Globaal ontwerp van een offshore installatie voor totale behandeling van een aardolie/aardgas stroom

Voorjaar 1990

Globa~1

installatie voor totale behandeling

van een aardolie/aardgas stroom

Verslag G-groep

Bijlagen

IAVt:~~

T

U

Del

ft

Faculteit der Werktuigbouwkunde en Maritieme Techniek Technische Universiteit Delft

TU Delft

F.cultelt der Werktuigbouwkunde

lAbor.torlum Apper.tenbouw Proce.lndu.trle

LHQhwateratraat 44 2628 CA Delft

Telefoon 10151 78 91 11 Telex 38151 butud nl

Bijlage

1

Product- en Wellstreamspecificaties

Bijlage 2 Procesmogelijkheden . . • . . .

Bijlage

3

Thermodynamische achtergronden

Bijlage 4 Scheidingsapparaten . . • . . • . •

•

4.1 Eerste benadering sCheiding . . • . .

4.2 Kolomdiameter . • . . • . .

4.3 Hoogte schotelkolom . . . • . • •

4.4 Theorie zwaartekrachtbezinking

• • •

4.5 Dimensionering van de sCheidingsvaten . .

. . .

Symbolenli jst • • . . • . . • . . . • . . .

4.5.1 Berekening verticale scheider F-2 in

2000 . . . .

4.5.2 Berekening van een horizontale scheider

F-1 in 1994 . . . . • • • .

. . . .

4.5.3 Resultaten

Literatuurlijst • . . .

Bijlage 5 Transportapparaten

. . . . • • • . . .

Symbolenli jst . . . • . . . • •

5.1 Berekening van hetcompressorvermogen

5.1.1 Roterende stromingsmachines

5.2

5.3

5.1.2 Zuigercompressoren

• • • .

5.1.3 Verbruik

• • • . .

• . .

5.1.4 Berekening Compressoren . . • • . . . .

Cavitatie • • • . .

. . • . • . •

Kleppen . . . . . . . .

5.4 Warmtewisselaars

Literatuurlijst . .

Bijlage 6 Gasbehandeling

• • • . . . .

Symbolenlijst

. . . • . . • • . .

6.1 De Absorber . .

• . •

• . . •

6.2 De Regenerator • • . . . • . . . .

6.3 De werklijn in de TEG-absorber

6.4 Benodigd aantal theoretische schotels •

Literatuurlijst . . . • • . . • . . . •

i 1

4

10

11 11

29

31

32

34

34

39 40

41

43

44

44

45

45

48

50

50

53

55

56

59

60 60

61

65 66 67 69

Bijlage 8 Kosten • . . • . • . . . • . . . . 8.1 Gemiddelde produktie F-3 veld . • • . . . . 8.2 Berekening apparaatkosten. . • . . .

. 125 125 127

Bijlage 9 Milieu . . . • . . . • . • 137 9.1 Soorten koolwaterstoffen en meetmethoden • • . 137 9.2 Reinigingstechnieken onopgeloste

koolwaterstof-fen . . . . 139

9.3 Verwijderingstechnieken opgeloste

koolwaterstof-fen . . . . . . . . . 144 9.4 Kostenindicaties reinigingstechnieken . . . • • 145

Tabel 1.1 Productievoorspelling F2/F3/F6-veld

Productiejaar prgductie Reservoirdruk

10 kmol (bar) 1 8.61 402 2 37.79 375 3 50.01 330 4 58.90 284 5 58.90 249 6 58.90 216 7 58.90 187 8 58.45 163 9 52.60 143 10 43.01 124 11 35.51 105 12 26.72 90 13 10.57 86

Tabel 1.2 Samenstelling Wellstream

druk (bar) 399.1 353.1 158.6 80.4 Cl molt 65.80 66.39 72.66 70.91 C 2 9.39 9.74 9.69 10.51 C 7.05 7.17 6.82 7.52 .3_{C 1.15 1.16} 1.04 1.15 1-n-c4 2.25 2.24 1.96 2.16 . C4 0.75 0.75 0.60 0.66 1-5 _{0.95 0.93} 0.73 0.79 n-C C 5 1.12 1.06 0.72 0.76 c6+ 7.86 6.67 1.73 1.30 CO 2 3.40 3.57 3.67 3.86 N 0.28 0.32 0.38 0.38

Tota~l

molt 100.00 100.00 100.00 100.00 Molmassa C

Z

+ 177.00 162.00 119.00 111. 00 Molmassa t t 36.10 33.20 24.70 24.70 1

Component molmassa relatieve molfractie dichtheid C₇+A 86.8 0.714 0.166123 C 7+B 106.7 0.748 0.166982 C 7+C 131.1 0.775 0.160263 C 7+D 161.1 0.799 0.145327 C 7+E 197.9 0.823 0.122916 C 7+F 243.0 0.847 0.095446 C 7+G 298.3 0.872 0.066744 C 7+H 366.1 0.898 0.041051 C 7+1 448.9 0.926 0.021579 C 7+J 602.2 0.970 0.013570

Gemiddelde relatieve dichtheid

=

0.820

Tabel 1.4 Samenstelling van de C

7+ fractie bij 353.1 bar

Component molmassa relatieve mol fractie

dichtheid C 7+A 86.4 0.711 0.184509 C 7+B 105.2 0.746 0.179525 C 7+C 128.2 0.773 0.166295 C 7+D 156.1 0.797 0.145095 C 7+E 190.0 0.821 0.117712 C 7+F 231.2 0.846 0.087410 C 7+G 281.3 0.871 0.058293 C₇+H 342.1 0.897 0.034117 C 7+1 415.9 0.925 0.017043 C 7+J 548.3 0.968 0.010000

Gemiddelde relatieve dichtheid = 0.810

Component molmassa relatieve molfractie dichtheid C 7+A 83.5 0.695 0.243462 C 7+B 95.7 0.726 0.207043 C 7+C 109.6 0.752 0.168592 C 7+D 125.6 0.777 0.130626 C₇+E 143.8 0.801 0.095613 C 7+F 164.7 0.825 0.065574 C 7+G 188.6 0.850 0.041744 C 7+H 215.9 0.876 0.024403 C 7+1 247.1 0.904 0.012941 C 7+J 307.3 0.952 0.010000

Gemiddelde relatieve dichtheid

=

0.770

Tabel 1.6 samenstelling van de C

7+ fractie bij 80.4 bar

Component molmassa relatieve molfractie

dichtheid C 7+A 82.8 0.691 0.260830 C 7+B 93.3 0.722 0.213413 C 7+C 105.2 0.747 0.167663 C 7+D 118.5 0.771 0.125829 C₇+E 133.5 0.795 0.089690 C 7+F 150.4 0.819 0.060326 C 7+G 169.4 0.844 0.038009 C 7+H 190.8 0.870 0.022250 C 7+1 214.9 0.897 0.011990 C 7+J 262.5 0.946 0.010000

Gemiddelde relatieve dichtheid = 0.760

H13 K17 water S 1 F ASEN SCHEIDER S 2 FASENSCHEIDER S 3 FASENSCHEIDER "Wellstreom" S 4 VLOEISTOF-GAS SCHEIDER S 5 TEG ABSORBER S 6 KOLOM C 7 COMPRESSOR H B PARTIELE KONDENSOR H 9 REBOILER H 10 KOELER H 11 KOELER H 12 PARTIELE KONDENSOR H 13 KOELER S5 K19

•

C15

S3

WATER+TEG WATER

C7

K20

S6 _{Overgebleven C 3 en C 4} ! _{Olie op spec.}

Processchema 1 voor de olle-gasscheiding van het FJ-veld

G-GROEP 90 1

AprR 1990

o

absolute druk In bar

c::J

temp. In ·C

C7

Glycol + Water

K14

K15

water "Wellstreom" S 1 fASENSCHEIDER S 2 fASENSCHEIDER

S J VLOEISTOF -GAS SCHEIDER 5 4 FASENSCHEIDER S 5 VlOEISTOF-GAS SCHEIDER 5 6 KOLOM C 7 COMPRESSOR C B COMPRESSOR C 9 COMPRESSOR C 10 COMPRESSOR H 11 REBOILER H 12 KOELER

54

K17

C8

S3

Cg

C10

56

Overgebleven C 3 en C 4

K16

I Olie op spec.

Processchema 2 voor de olle-gosscheldlng van het F3-veld

G-GROEP 901

April 1990

o

absolute druk In bar

c:=J

temp. in C

,

injectie 'Wellstream" water S 1 S 2 S 3 S 4 S 5 S 6 H 7 H 8 H 9 H 10 H 11 C 12 H 13 C 14 FASENSC~EIDER FASENSC EIDER FASENSCHEIDER KOLOM KOLOM VLOEISTOF-GAS SCHEIDER KOELER KOELER REBOILER REBOILER KOELER COMPRESSOR KOELER COUPRESSOR gL YCOL + WA TER

H7

__

---~~

Gas op spe . . C14

8

52

water Stoom C12 Overgebleven C 3 en C 4 Olie op spec.

Processchema 3 voor de olie-gosscheiding van het F3-veld

G-GROEP 901

Aprn 1990

o

abaalute druk In bor

c=J

temp_ In C

,---I I I I I I L __ _ I TEG //1\"-.

S3

\ - - - - 1 1 _ _ L _ _ _ _ K24 S

,

FASENSCHEIDER

S 2 VLOEISTOF -GAS SCHEIDER

"Wellstreom"

S 3 TEG ABSORBER

S 4 KOLOM MET TEGABSORBER

C 5 COMPRESSOR

S 6 RESTSTROOMSCHEIDER S 7 VLOEISTOF -GAS SCHEIDER H 8 KOELER H 9 KOELER -I I I I L ____ ,

----,

I I I ...J

l~lt

I I : TEG+WATER LC

1

Water H 10 H 11 H 12 H 13 H 14 H 15 H 16 H 17 C 18

e--

1.- _ _ _ _ WARMTEWISSELAAR KOELER KOELER REBOILER VERWARMER K26 PARTIELE KONDENSOR WARMTEWISSELAAR PARTIELE KONDENSOR COMPRESSOR

C5

~

Gos op spec. 1 C Z I ) " C18

S4

fïïI

H12

TEG

---~

I _J

K21

S6

Reststroom WATER

C2!

Olie op spec.

-

@)

•

Processchema 4 voor de olie-gasscheiding van het F3-veld 1

G-GROEP 90 _{Aprn 1990}

Er is geen bijlage voor het hoofdstuk Thermodynamische Achter-gronden

4.1 Eerste benadering scheiding

Zoals reeds eerder is benadrukt is het uigangspunt voor de

schei-ding dat het bodemprodukt aan de R.V.P. eis voldoet.

De RVP eis kan steeds gecontroleerd worden door de volgende

vergelijking:

Hier in is:

~

( K38

*

XB )

=

1

K38

=

k-waarden van de verschillende stoffen

Bij 38°C en 0,93 bar

(aflezen uit nomogram)

XB

=

samenstelling van het bodemprodukt

De scheiding kan m.b.v. het computerprogramma Distillation snel

gesimuleerd worden. Hiermee kan snel vastgesteld worden hoeveel

i-C4 en n-C4 in de bodem en in de top terecht komen.

Als voorbeeld wordt de samenstelling van een topproduktiejaar

(2000) gescheiden. De scheiding wordt hier gelegd tussen i-C4 en

i-C5 waarbij er van uitgegaan is dat steeds de i-C5 voor 99% naar

de bodem gaat. Het blijkt dan dat er 90% van de i-C4 naar de top

moet gaan. Hiermee samenhangend gaat dan 40% van de n-C4 naar de

bodem. De scheiding had ook gelegd kunnen worden tussen C3 en

i-C5, maar dan ligt de afstelling van de C3 in tienden van

procen-ten tussen 99% en 100% hetgeen onnauwkeurig en veel tijdrovender

is.

Scheiding m.b.v. Distillation

90% i-C4 naar top 99% i-C5 naar bodem

Beginning the computation ... THE INLET CONDITIONS ARE: TEMPERATURE,F PRESSURE,PSIA VAPOR FRACTION ENTHALPY,BTU/HR 122.0000 290.0000 .6770 -17387780.0000

Please press <return> to continue.

ENTHALPY,BTU/HR 1621187.0000 -10096560.0000 FLOW RATE LB-MOLE/HR K-VALUE 2.4700 19.9224 100.7900 2.4703 1067.4600 6.9019 440.4799 1.7535 552.9940 .5927 96.4260 .2703 FLOW RATE NITROGEN C02 METHANE ETHANE PROPANE I-BUTANE N-BUTANE I-PENTANE N-PENTANE N-HEXANE I N-OCTANE

I

I THE CONDENSER DUTY IS THE REBOILER DUTY IS

NUMBER OF IDEAL STAGES IS

127.8497 .1991 .7406 .0973 .2276 .0758 .0005 .0301 .0000 .0054 5.8136 MMBTU/HR 14.7260 MMBTU/HR 28. 8. LB-MOLE/HR K-VALUE .0000 22.6853 .0000 7.5103 .0000 13.4847 .0001 5.5719 .1760 3.6120 10.7140 2.2302 87.2303 2.0445 73.3194 1.4236 93.4224 1.3443 100.7895 .8800 248.0800 .3716

MINIMUM NO. OF STAGES IS

FEED TRAY NO. IS 17.

.3135 (IDEAL) FROM THE TOP REFLUX RATIO IS

: Please press <return> to continue.

; N-OCTANE .0000 .0054 248.0800 .3716

~ THE CONDENSER DUTY IS 5.8136 MMBTU/HR

: THE REBOILER DUTY IS 14.7260 MMBTU/HR NUMBER OF IDEAL STAGES IS 28.

MINIMUM NO. OF STAGES IS 8.

FEED TRAY NO. IS 17. (IDEAL) FROM THE TOP

REFLUX RATIO IS .3135

I

i

Please press <return> to continue.

! HEIGHT= 84.24

i DIAMETER (FT) =

6.29 : COL COST(K$)= 153.91 : TRAY COST K$)= 69.83 i COND AREA FT2) = 951. 95 . COND COST K$)= 20.56 . REBL AREA FT2)= 2416.10

i

REBL CO ST K$)= 37.67

I

COOL (K$/YR)= HEAT (K$/YR)= 623.35 277.22 EUAC(K$)= 777.74

\

1 DO YOU WANT TO RUN THE DISTILLATION AGAIN WITH A

DIFFERENT PRESSURE, FRACTION OF LIGHT KEY, FRACTION OF i HEAVY KEY, OR RATIO OF REFLUX TO MINIMUM REFLUX?

Distillation werkt in engelse eenheden en deze moeten dus

omgere-kend worden. De voeding van de kolom bestaat uit:

component

kmol/hr

lb-mole/hr

stikstof

1.12

2.47

C02

45.72

100.79

Methaan

484.20

1067.46

Ethaan

199.80

440.48

Propaan

250.92

553.17

i-Butaan

48.60

107.14

n-Butaan

97.56

215.08

i-Pentaan

33.59

74.06

n-Pentaan

42.48

93.65

n-Hexaan

45.72

100.79

C7+

112.52

248.08

Voor de

C7+

fractie kan als benadering C8 genomen worden. De gem.

molaire massa van de

C7+

fractie komt namelijk het best overeen

met die van

C8,

voor dit specifieke jaar.

Deze voeding levert een scheiding bij 10 bar en recovery's van

99% voor de i-C5 en 90% voor de i-C4 het volgende: zie fig 4.1

.

:} ~ ₁₀ ;:) a: 0. ₀ 10 7 50 5 15 3 20 3 2 30 20

K38 afgelezen uit het nomogram fig.4.2: component K-waarde XB K38*XB C3 11 0.0003 0.0032 i-C4 4.5 0.0175 0.0786 n-C5 3.4 0.1421 0.4832 i-C5 1.4 0.1195 0.1673 n-C5 1 0.1522 0.1522 C6 0.35 0.1642 0.0575 C8 0.045 0.4042 0.0182 SOM: 0.9602

De som is niet helemaal gelijk aan 1, maar gezien de aflezing uit het nomogram blijven we zo aan de veilige kant.

De recovery's in % in top en bodem zijn nu:

component top bodem

stikstof 100.00 0.00 C02 100.00 0.00 Methaan 100.00 0.00 Ethaan 99.99 0.01 Propaan 99.97 0.03 i-Butaan 90.00 10.00 n-Butaan 59.44 40.56 i-Pentaan 1.00 99.00 n-Pentaan 0.24 99.76 Hexaan 0.00 100.00 Octaan 0.00 100.00

Computerprogramma's moeten echter altijd gecontroleerd worden. Een goede benadering voor een sCheiding met het daar voor beno-digd aantal schotels wordt gegeven door de grafische benadering van McCabe-Thiele. Dit wordt in het volgende besproken.

Voor een eerste benadering kan de stationaire scheiding van

binaire mengsels geschieden door gebruik te maken van het x-y

diagram volgens de methode van McCabe en Thiele. Dit is een

grafische berekeningsmethode. Ze geldt alleen voor binaire

syste-men en dit betekent dat uitgegaan moet worden van de scheiding

tussen een "light-key" en een "heavy-key" komponent.

Een voorwaarde is dat de damp- en vloeistof stromen in elk van de

secties van de kolom, de stripping- en de rectificatie- sectie

constant blijven. De methode gaat uit van de stof- en

komponent-balansen over de hele kolom en over de beide secties apart. De

methode wordt uigebreid besproken in het collegediktaat 121.

Voor de evenwichtslijn in het x-y diagram kan geschreven worden:

a • x

y(x)

=

1 + (a - 1) • x

waarin a de relatieve vluchtigheid is van de light-key.

Voor de 1e werklijn kan geschreven worden:

y(n+1)

=

waarin:

L

1

=

vloeistofstroom in de topsectie

G

1

=

gasstroom in de topsectie

o

=

destillaat

y(n+1)

=

gas fractie op schotel (n+1)

=

vloeistoffractie op schotel n

=

vloeistoffractie in destillaat

A 1 :- - - - -:---- .----... ---... - .. -.j.-.. ---.-.-;.-.-.- ---.--- .-.--y(x)

:

-

---

--

~---··1---!

-·-

·-

----1---·----

···

i

-

·-·-

-

··-·

·

-·+--

·---

·

·

··-

-

-~-

·

--

-

-

~-"'-.:::;....,....::;-~

.... ! I ; -i ! ~ _/p~

-

_.

_--

---.;.---.----r'-._--

~:. - - - .! I ! .- - --.,-.---. ---.-l---- ,,_~::::::::::~~~::~~--- ._~ ! _____ ._J. ___ . i __ ~ i ____

-

1

I " ~ -,---.-- :---.---7--- - --7-'.---i .-,---+---'---_. __ . __

:..._._--i

, , I i i

-

.

-

-

-

--'-:'--

.

-

.

.

. -.--.--; .

.

-

-

---

--

-;--

..

--.. -.-

--T---'---~

---

'--

.--

-:

-

-

--

_._-. ! -,-._,-i ·-·---l---t---j-- -r----.~----"-

_,

. -- --'t--- -.--... ..; ! I I

i

. I i . ____ : ______ ~---~---L_----_ .. , ! -; ---- .~---~._---~ -, 1 '. ! ,

o

--

--

-

-

--..

~-.-...

_

.

_

... _. ___

.! .... _. ____ .. ____

!

_

... _

...

___

._.

J

.

__ ... _____

L_. ___ . __ .... , ... _._. ___ .. ___ L __ . ______ --L __ . ___ . __

r

--,--_.

_

.

..I

o

x

mi~imum aantal schotels: 8

XT

P.min l . 67

Rmin+l

y(x)

=

q

q-1

*

x

-1

q-1

*

x

F

waarin:

q

=

de hoeveelheid vloeistof die met de voeding

binnenkomt

Voor de scheiding tussen i-C4 en i-CS kan nu een McCabe-Thiele

diagram getekend worden. Hieruit is dan te bepalen het minimum

aantal schotels en de minimum reflux. Tevens kunnen bij een

gekozen refluxverhouding dan de werklijnen en q-lijn getekend

worden.

Grafische berekening:

Uitgegaan wordt van alleen de i-C4 en n-C4. Deze componenten

kunnen dan gezien worden als sleutelcomponenten. De voeding van

de kolom bevat in het jaar 2000:

i-C4

48,6 kmoljhr

i-cs 33,6 kmoljhr

q

=

0,3449

De recovery's van beide koolwaterstoffen moeten volgens

Distilla-tion zijn:

i-C4

0,9 naar de top

i-cs 0,99 naar de bodem

Hieruit volgt dan voor een i-C4, i-cs mengsel de samenstelling

van de top en de bodem:

component

XF

F

XT

T

XB

B

i-C4

0,59

48,6

0,99

43,7

0,13

4,9

i-CS

0,41

33,6

0,01

0,3

0,87

33,3

1 y(x)

o

i

,_

.

_._--+

! .-M-.j-.. _ .. _. ___ . __ :._. _____ ._ .. _~-.----..

--L---!

...

_____

~.: : ' ; ' I

,

I

I ! ! I I . ; I ! r·----·--·---·-·!-· ··-··-·-···-·-·t·--·--·-·-r-···---·--,.---··--r--- ----.--'I"-... i I .A"'---:::ol'j

I

i i : - - -- -, . ____ L.. ______ _ ~ ! i i r- -·---;----·-····--1"-.-.-.. --.. -.. -.;.------. j I I

'.

---t--.---+-.-

_! . ... _-.---; ... -.---.----t-.. _-.. - ··_··.·.···. __ . __ .. ··w i I i

I

i I , ... I -i i-- 7f---·t~~---+---• ---~·--i ---~---~~ i i t i \

o

.-

..

----.---

.

..

---.--.

-

-i---

-

---.-

.

-

-

---

-

.

-j ·j·-··---··-i--- - -r---·-j-·---·--··--· i \ ; t !

i

I

1 _ _ _ _ _ •• _.- I . l . ! _ _ _ _ ~ _________ j __ • _ _ _ _ L ___ _

.

' .

I i i I I I I I

I

i

: , I . ! ! . ___ . _____ L. _ _ _ _ _ ~._. _ _ _ _ _ _ • .i.. .... __ . __ . __ _ : ____ • ___ • __ .. ,_, _10 _ _ _ ••• _ ••. __ •••• ..L.. __ .. _. ___ .•... __ •. :_. __ ._ .. ___ • __ . __ ._~ __ ._. __ . ____ .•. , ! ] ! 1 I ! ; ; i i

I !

i __ ... _._ ... -'----_ _ _ .. ~_. ______ _ L ... _._. ___ ..L __ . __ .. _.. L_. ____ ... _.--L..._ .. _____ ._I .. ___ .. _. ___ i ____ .. _ ... .J x ~1 Aantöl schotels ~O

tigheid nodig. Deze kan bepaald worden uit een deling van de

K-waarden. De relatieve vluchtigheid a is een gemiddelde van de a

in de top en de

a

in de bodem volgens:

a

_gem

= ( a

_top

*

a

_bodem

)

Temperatuur top:

27°C

(berekend met Distillation)

Temperatuur bodem: 188°C

component

_Ktop

K

_bodem

a

_top

a

bodem

a

-gem

i-C4

0.249

2.394

2.964

1.669

2.224

i-cs

0.084

1.434

(K-waarden komen uit Gas Conditioning and Processing volume 1)

In de grafiek (fig.4.3) kan nu de evenwichtslijn getekend worden.

Ook kan op grafische wijze de minimum reflux bepaald worden. Dit

is ook in (fig.4.3) aangegeven. In het tweede McCabe-Thiele

diagram is een refluxverhouding van 1,2 gekozen. Hiermee is

vervolgens het aantal schotels bepaald (fig.4.4).

Het minimum aantal schotels is:

8

De minimum reflux is:

1.67

Het aantal schotels bij een refluxverhouding van 1.2 is: 20

De verschillen in schotelaantal kunnen verklaard worden doordat

een grafische methode onnauwkeuriger is. Tevens houdt

McCabe-Thiele geen rekening met de andere componenten. Een benadering

voor de recovery's van de andere componenten wordt hierna

gege-ven. Gezien de breedte van het mengsel wordt echter toch de

voorkeur gegeven aan nauwkeuriger berekeningsmethoden zoals het

computerprogramma Process

11.

'·:,98.5 85 BQ 70 60 50 40

.

-

, ... . . ~ . ~-:. 6 , • 0.4 ... 0.2 ;-; ~H 'iji!!'il"';;";· 111 .. ~;U:~i: ·H:Jim . ili: nimF;;, ,"" RH fU t - H lli' i4 . I~:= H' H~h f.'-':: l~'-'· 11':, . U~:

I

·

"

I~" ~!; I~I~ I; [j:Î=-ti 0.1

1=

In " • ::i4 g·Mf 0.2 I'" 1'::: ~I=';:

IIIHmB

·

~ ~I

0.4 0.6 1-- r- 0.8 1.0 6 8 10

.'~

,~ 15 20 .. 'T. .- Ë 30

..

0

e

== ..0 40 c: 50 _"ö 60 _. ~

_•

_> 0 70 u _~ "i/l. 80 85 90 92 94

McCabe-Thiele houdt alleen rekening met de recovery van de

light-key en de heavy-light-key. Een goede benadering voor de recovery's van

de andere componenten in het bodem- en het topprodukt wordt

gegeven door de methode van Geddes.

Deze methode gaat uit van de vergelijking van Hengstebeck-

Ged-des:

log ( d.jb. )

=

a

+

b

*

log

a.

1 1 1

met:

d.

₌

aantal molen van component i in destillaat

1

b.

₌

aantal molen van component i in de bodem

1

a.

₌

relatieve vluchtigheid van component i

1

a,b

₌

correlatie constanten

Een grafiek waarbij

(fig 4.5) geeft dus

Verder geldt ook:

log ( d.jb. ) uitgezet wordt tegen log

a.

1 1 1

met:

d·fb.

=

1 1

een rechte lijn.

d.jf.

1 1

b.jf.

1 1

=

_{YiDjY iB}

f.

₌

totaal aantal molen

1

destillaat

Y

_iD

₌

%

recovery van i in

Y

_iB

₌

%

recovery van i in

van component i in bodem en

destillaat

bodem

a.

is de deling van de K-waarde van de component i en de K-waarde

1

van de heavy-key, hier i-C5.

Als nu de gewenste recovery's van de light-key en heavy-key

uitgezet worden tegen de ai' dan kunnen de recovery's van de

andere componenten afgelezen worden. Deze liggen namelijk op

dezelfde rechte lijn.

uitgegaan is van dezelfde recovery's voor i-C4 en i-C5 als gevon-den met Distillation, dit om een vergelijking mogelijk te maken. Recovery i-C4 90% naar top

Recovery i-C5 99% naar bodem

De agem's zijn op dezelfde manier bepaald als bij McCabe-Thiele.

Component a Recovery Geddes

gem top bodem N2 188,71 100.00 0.00 C02 17,83 100.00 0.00 Cl 32,55 100.00 0.00 C2 9,77 100.00 0.00 C3 4,28 99.95 0.05 i-C4 2,22 90.00 10.00 n-C4 1,78 52.00 48.00 i-C5 1.00 1.00 99.00 n-C5 0,82 0.12 99.88 C6 0,39 0.00 100.00 C7+ 0,09 0.00 100.00

De hier gevonden recovery's komen goed overeen met de recovery's die eerder berekend zijn met het programma Distillation.

component Distillation Geddes

top bodem top bodem

N2 100.00 0.00 100.00 0.00 C02 100.00 0.00 100.00 0.00 Cl 100.00 0.00 100.00 0.00 C2 99.99 0.01 100.00 0.00 C3 99.97 0.03 99.95 0.05 i-C4 90.00 10.00 90.00 10.00 n-C4 59.44 40.56 52.00 48.00 i-CS 1.00 99.00 1.00 99.00 n-C5 0.24 99.76 0.12 99.88 C6 0.00 100.00 0.00 100.00 C7+ 0.00 100.00 0.00 100.00 19

aantal theoretische overdrachtstrappen. Dit is aangegeven in figuur.O. Berekeningen met deze methode zijn in het pro-gramma Mathcad uitgevoerd. Voor het produktiejaar 2000 gaat

dit als volgt: .

De recovery's van de light-key en de heavy-key zijn dezelfde als gebruikt in de hiervoor beschreven benaderingsmethoden. Light-key: n-C4 90%

Heavy-key: i-C5 99%

De VOeding is gelijk aan:

N2 0.000316 C02 0.0127 Cl 0.1352 C2 0.0552 C3 0.0690 i-C4 XF

.-

.-

0.0134 in mol/sec n-C4 0.0268 i-C5 0.0093 n-C5 0.0118 C6 0.0127 C7+ 0.0313

LxF

=

0.378

Het bodemprodukt ziet er als volgt uit: N2 C02 Cl C2 C3 i-C4 n-C4 i-C5 n-C5 C6 C7+

o

o

o

o

0.0000 XB:= 0.0014 0.0110 0.0092 0.0118 0.0127 0.0313

LXB

=

0.077 in mOl/sec 20

XT := XF - XB N2 . -4 C02 3.16·10 Cl 0.013 C2 0.135 C3 0.055 i-C4 XT

=

0.069 n-C4 0.012 i-C5 0.016 n-C5 -4 C6 1·10 C7+ 0

o

o

K-waarden uit: "Gas Conditioning and processing" Volume 1 36.8458 39.9814 3.1124 3.4868 8.1902 8.6346 1.1828 1.4080 0.3095 0.3995 KO

.-

.-

0.1190 K10 := 0.1590 0.0837 0.1139 0.0335 0.0480 0.0241 0.0352 0.0076 0.0118 0.0009 0.0014 46.3209 49.5080 4.2660 4.6649 9.5106 9.937 1.9135 2.1899 0.6241 0.7585 K30

.-

.-

0.2663 K40 := 0.335 0.1972 0.2519 0.0907 0.1205 0.0695 0.094 0.0256 0.0363 0.0035 0.0053 21 K20 := K50

.-

.-43.1427 3.8723 9.0756 1.6522 0.5043 0.2078 0.1515 0.0668 0.0501 0.0177 0.0023 52.6969 5.0657 10.3522 2.4788 0.9070 0.4144 0.3162 0.1568 0.1244 0.0500 0.0077

13.3290 13.5940 5.4505 6.0323 6.4878 2.8668 3.3741 3.8406 K150 := 1.7552 K175

.-

_.-

2.1794 K200

.-

.-

2.5925 1.4873 1.8771 2.2612 0.9541 1.2632 1. 5919 0.8365 1.1184 1.4162 0.4699 0.6745 0.9157 0.1378 0.2294 0.3574

-F

:=

L(XF) F

=

0.378 kmol/s

-B

:=

L(XB) B

=

0.077 kmol/s

-T

:=

L(XT) T

=

0.3 kmol/s XF XB XT XF := - XB := - XT :=

-l:XF

l:XB

l:XT

..

Tot175

:=

L(XBoK175) Tot175

=

0.83

..

Tot150

:=

L(XBoK150) Tot150

=

0.617

1 - Tot150

Tbodem

:=

150 + 025

Tot175 - Tot150 Temperatuur in bodem:

Tbodem

=

194.882 graden celsius

..

Tot50 _:=

L[:O]

Tot50

=

0.644

..

Tot20 _:=

L[:O]

Tot20

=

1.172

..

Tot30 _:=

L[:O]

Tot30

=

0.942

Tot20 - 1

Ttop := ·10 + 20 Ttop

=

27.477

Tot20 - Tot30

K-waarden in top en bodem van de kolom:

-

K175 - K150

-

-Kbodem := . (Tbodem - 150) + K150 25

.

(K30 - K20) ---Ktop .- . (Ttop - 20) + K20 10 96.678 N2 45.519 N2 9.479 C02 4.167 C02 13.805 Cl 9.401 Cl 6.495 C2 1.848 C2 3.778 C3 0.594 C3

Kbodem = 2.517 i-C4 Ktop

=

0.252 i-C4

2.187 n-C4 0.186 n-C4

1.509 i-C5 0.085 i-C5

1.343 n-C5 0.065 n-C5

0.837 C6 0.024 C6

0.302 C7+ 0.003 C7+

Relatieve vluchtigheid in bodem en top

LK-nC4 -> element 6 HK-ic5 -> element 7

cxbodem := <><top := Kbodem Ktop 7 7 64.067 N2 537.604 N2 6.281 C02 49.211 C02 9.148 Cl 111.029 Cl 4.304 C2 21.821 C2 2.503 C3 7.014 C3

cxbodem = 1.668 i-C4 <><top = 2.971 i-C4

1.449 n-C4 2.193 n-C4 1 i-C5 1 i-C5 0.89 n-C5 0.763 n-C5 0.555 C6 0.279 C6 0.2 C7+ 0.038 C7+ i := 0,1 •• 10

<xgem :

=

J

<><bodem .. <><toP.

i 1 1

Fractie vloeistof in voeding: q q := 0.3851 185.587 N2 17.581 C02 31.87 Cl 9.691 C2 4.19 C3 <xgem

=

2.226 i-C4 1. 783 n-C4 1 i-C5 0.824 n-C5 0.393 C6 0.087 C7+

Minimum refluxverhouding bepalen <XLK=cxgem6

=

1.826 1<S«XLK €I0 := 1

+

<xgem 6 2 €I0

=

1.391 24 €I := 1,1.01 •• 2

f(a) :=

[L[XFO

~em

]L] _

1 + q <xgem -

a

1

v

,/

----~ I V / " "

(

!

f(a) -1 j

!

1

a

2

Iteratieprocedure voor bepaling van

a:

a

:=

ao

Given f(a) :=

[L[XF

O

~em

]L] _

1 + q <><gem -

a

f(a) ~ 0 a := Find(a)

a

= 1.077 ERR

=

0 25

Rmin - 1 Rmin = 0.234 cxLK

:=

o<gem 6 cxLK Y

.-

.-1. 0614· cxLK - 0.4175 Y

=

1.209 0.55·o<gem X := log

l=: =:l l=: ::l l::l

X

=

2.572 R

:=

Rmin· [1.6 - Y. (X - 7.5) + 1.6] 6.5 R

=

0.305 R Refluxverhouding

:=

Rmin Refluxverhouding

=

1.303 Ref

:=

1,1.05 •• 2

R(Ref)

:=

Ref'Rmin

26

X(R) :=

R(Ref) - Rmin R(Ref)

+

1

Y(X) := (0.696 + X(R)' (-1.57 + X(R)' (1.584 - 0.727·X(R»»

XHKB

=

recovery heavy-key bodem XLKT

=

recovery light-key top

XB 7 B XHKB :=

_.-

XLKT XF F 7

.-XHKB

=

0.989 XLKT

=

XT 6 T

_.-XF F 6 0.59

Bepaling van het minimum aantal theoretische overdrachtstrappen: e<gem

=

6 Nmin := --- Nmin

=

8.447 27 1.783

30 N(Y) 15 1 Nmin + Y(X) N(Y) := 1 - Y(X)

"'"-"

"-""

_'"

""

"'

""

~

R(Ref) := Ref"Rmin

Ref N(Y) 1 30.077 1.05 28.653 1.1 27.399 1.15 26.288 1.2 25.296 1.25 24.406 1.3 23.603 1.35 22.874 1.4 22.211 1.45 21.604 1.5 21.047 1.55 20.535 1.6 20.061 1.65 19.623 1.7 19.215 1. 75 18.836 1.8 18.483 1.85 18.152 1.9 17.842 1.95 17.551 2 17.278 ~ ~ Ref R(Ref) 0.234 0.246 0.257 0.269 0.281 0.292 0.304 0.316 0.327 0.339 0.351 0.362 0.374 0.386 0.398 0.409 0.421 0.433 0.444 0.456 0.468 28

---

---

r--.

2 Ref-refluxverhouding RjRmin N(Y)-aantal"theoretische overdrachtstrappen R(Ref)-reflux (LO/D)

1-

-2

rr

OOI

--I- ~

H---

~-~ ...

1-Ts

ePIale spocing. 1- _ _

I

0-90

-·P·6().

-t- ...

-,

~ ... ""'~ ~ -q5 _~

r---

0

-

30

~ ~0-?5

E'-0-/5

-) Ol F LG

=

1- I-m "-

-"

.

t-....

_""

...

r-...

I'- t'

t::

_r-...

~ _I--t'

"

~ 1'-.

~

I '

'"

"

....

"

~

_~~

_"

"

',"

,

"

"

'~~

-,

10

Fig 4.6 capaciteitsfactoren voor zeefschotel

Voor het bepalen van de diameter van de kolom is het van belang welk "internals" de kolom bevat. Welke "internals" gekozen moeten worden hangt af van de benodigde flexibiliteit door de jaren

heen. Om de benodigde diameter te bepalen zal eerst voor drie verschillende internals een diameter bepaald worden voor vier produktiejaren. Dit hebben we gedaan aan de hand van de bereke-ningsschema's gegeven door Olujic. Zie tabel 4.1, 4.2 en 4.3. De drie internals zijn:

- Zeefschotels

- Intalox ringen (no. 25,40,50 en 70) - Mellapak 250 Y

De massastromen en de dichtheden zijn overgenomen uit een schotel tot schotel berekening gemaakt met Process II, zoals is opgenomen in de bijlage voor het jaar 1994. De berekeningen zijn uitgevoerd in een lotus 123 file en de uitkomsten zijn gegeven in de tabel-len 4.5, 4.6, 4.7 en 4.8. Voor de capaciteitsfactoren is gebruikt gemaakt van grafieken waarin deze factoren uitgezet zijn als

functie van de flowparameter. Dit zijn de figuren 4.6, 4.7 en 4.8. Voor de schotelberekening is een schotel afstand gekozen van 0,61 m (fig.4.6). Voor de Intalox ringen is een drukval per meter pakking gekozen van 830 Pa (fig 4.7). Voor de gestructureerde Mellapak 250 Y is in figuur 4.8 de iso-in-butaan scheidingscurve gekozen als bepalende curve voor de capaciteitsfactor esp.

Resumerend:(1994 levert de grootste diameters)

1994 Schotels Intalox(no.70) Mellapak 250 Y

Rectification 1688

mm

1416

mm

1393

mm

Stripping 1763

mm

1568

mm

1772

mm

lil ...

e

--1r--'::...::-._-.,-... --- .,.---.. , .... ... ; : . i . _-~-'--T~ .~!.o.:~&

.

.

.

I ' ... _ .•. 1 ...•.... : . .•.. . 0,:" . 0-.1·· . -tl.A -I ; .. I:'::.', -,t"~i·.,Pt.,... "",11.-"'-. , - '.' '0 "'~ ... : :-... ~ .... ; ... 1 C~6~ __ ~~L-~~~~~ ____ ~~~~~~~~~~~ ______ ~ __ ~-7.

0.02.

1,0> 0,0", O,Q5

O.{

L

diameter van de pakking kleiner is, omdat de pakking een grotere

vrije ruimte heeft dan een schotelkolom. Figuur 4.8 is gebaseerd

op metingen bij

1,5

MPa. De kolom heeft een werkdruk van 2,0 MPa.

Dit kan een oorzaak zijn voor de grote diameters van de kolom met

een gestructureerde pakking.

Keuze: Er wordt gekozen voor schotels.

Deze keuze wordt gemaakt om de volgende redenen:

- de lage aanschafprijs

- makkelijk in onderhoud

- door de kolom aanvankelijk uit te voeren met schotels wordt

een capaciteitsreserve gerealiseerd.

De capasiteitsreserve komt tot stand door het feit dat bij

afwij-kende produktiehoeveelheden de schotels vervangen kunnen worden

door een losgestorte vulling of een gestructureerde pakking. Dit

levert een grotere capaciteit zonder dat de kolom als geheel

vervangen moet worden. Ook bij lagere produktie- hoeveelheden dan

aanvankelijk verwacht biedt deze mogelijkheid een oplossing. Bij

een gestructureerde pakking kan de gasbelasting lager zijn zonder

dat het scheidingsresultaat in gevaar komt.

Er is ook een nadeel bij deze keuze en wel de volgende:

- in de beginperiode van de produktie waar de te verwerkende

hoeveelheden klein zijn (metname de gasbelasting) bestaat

het gevaar voor doorregenen.

Daar de reboiler en de condensor gedimensioneerd z1Jn voor de

maximale produktie kunnen de refluxstromen opgevoerd worden

totdat aanvaardbare bedrijfscondities bereikt zijn.

Gekozen wordt een diameter van

1765 mmo

Deze heeft betrekking op

het jaar met de maximale kolomdiameter.

Er kan nu een capaciteitswinst bereikt worden door de schotels te

vervangen door Intalox ringen. Om eerder genoemde redenen zal er

ook een capaciteitswinst verwacht mogen worden bij het gebruik

van een Mellapak 250 Y ongeacht de hier berekende resultaten.

e

f.!>1 0 f.!> o I I I _~ I ₀ I ~ -IC >: til

e

~ f.!> ~ 11 Cl.. til u

C4!

tao-/n-Butan

C3 :

Pro pen / Pro pan

0.15

0.1

0.07

...

~

_~Cl

-

~

...

""'C

4

...

•

....

0.05

...

~,

'C4

0.03

Mellapak

He

~--

Pallr tng

2~mm

0.02

0.1

. /

0.15

0.2

15 bar

1

0.3

0.5

0.7

Fig 4.8 Capaciteitsfactoren voor Mellapak 250 Y

KOLOH l- SCHOTELS Temp~ratuur T ("C) DnJJ.: P (bar) Ma2sastr0om damp M~ (}t:q/ :3) ~~, . I 3 \ Dichtheid dame PGfkg,m,

Viscositeit vloeistof (mPas) 0pp Spanning cr (Nim)

Relatieve vluchtigheid cr (- )

Schotelafst3nd: 0,45 0.61 0.9 Capaciteitsf3ctor Flooding snelheid:

c

_sp r_r(~ =c k ,ï[

(

PT

._p,~

)

/P~ 1 :J ,m;:t.:< SD -.... I·, 1,-, L' - 1 (- .-f f . -. i a r ' ' P.'.) .. ,m t:" - 1 '- • . IC:/: - 0 · ' 3 ]:' i ') - 0 h k ( ...,. *.. ) , -~".-.l ,- - , ~ '.ClLT ·;...tT r.. t~. .f'.. .L..

Hoogte tuss~n top en bodem S

H

T= (Nke, 1 -1) kTS

KOU)rJl + L0SGESTORTE VULLING T ( 0(') Druk P (bar) Mdssastroom damp Mr:: (1':;1" / .3 ) -' Dichtheid damp 1 . 3

PG

(r:g/ m )

Visc'.:·sito::;it ',:loeistof (mP,:ls)

Opp . Spanning 0 (NIm:

Relatieve vluchtigheid cr (-)

Type Pa.l.J.:ing:

;:·aJ.:}: i ngf a.ctc'1" ( 1 /m Î

Drukval delta P (mbar)

- M_ /M . ( I 0 , 5

Fli)wractor (I

L G) PG/f'L)

Capaciteitsfactor

Massa damps~elhejd:

(' -'rp ? (' -

"PG

*

(

PL-PG

)

/1 / _ ) ~ l n . me:: " r:g m s ='J -1~~:---:-~---/P---)

0-:-1

. .J t' • /.1. L rp L 1(,.:·1 f)md i ame t -:-1" : ct (m) =1. 1284,nr.llr::/m,.., 1 .. 1 ,_,

Hoogte equivalent:

HETP(m)=O.5 Pa}':J·~ i nghoogt e : H (m)=N th *HETP rp . eo KGl . .:,mho,)gte: R =H +(1.5+2.5+2)+ -~olom r~[(H /5d)-11*1.5} rp tCI!') bodem

topsectie bodernsectie IWLOM + r::ESTRTJCTTJREERDE

PAKKING t .:.(! b·':"·dem t.,:,·p bc·dem Temperatuur T ( • C' )

Druk P (bar)

Massastrr)om v10eistof ~ Ckg/s)

Ma,ssastr·,:·om da.mp r~G (J"g /s) Dic'htheid vloeist·:of PLCkg/m3) Dichtheid damp PGCkg / m1 - ) Vis<::os iteit vl·:·eistof u

L (mPas)

Opp. Spanning '""5' (N/m)

Relatieve vluchtigheid a ( - )

Type Pakking: Mellapak 250 Y

Flowfactor _{(~/MG) (PG/PL} )0,5 Capaciteitsfactor C

sp Flooding snelheid:

IJ _-r-: =c _- '~..[' l .:! ,max sp (PL

-P

G

)

lPG 1 Belastingfactol': F =0. 8*l).~ sp 'J,ma.:<:

lc,r

P

G

Kc·l omd 1 ameter : d(m)=l . 1284{[Mr::/F *,[P!~] .J sp .:! Hoogte equivalent: HETP Cm) = 0 . 5 Pakkinghoogte: H Cm) =N th *HETP sp 1 ee· Kc·l omhoogte:

~o

l

o

m

=H +(1.5+2.5+1.5)+ sl?[fH _{, . SD} /10) -11*1. 5~

*********

PRODUCTIEJAAR 1992

*********

TEMPERATURE [Tl: PRESSURE [BAR J : GAS RA TE [kmol/sl: LIQUID RATE [kmol/sJ: MOL. ~IJEIGHT: DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RATE [kg/sJ: VISCOSITY [mPa*sJ: SURFACE TENS.[N/mJ: REL.VOLATILITY: DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RA TE [kg/sJ: FLOWFACTOR TRAY SPACING: CAPASITY CONST. FLOODING VELOCITY UGma:·: COLUMN DIAMETER: COLUMN SECTIONS RECTIFICATION STRIPPING

TOP BOTTOM TOP BOTTOM

20 20 20 20 491.888 612.828 612.828 507.62 31. 11072 26.35019 26.35019 51.29983 2.397 2. 107 _'"' ..::.. 107 4.616 0.9134 4.893 4.893 8. 168 0.091652 0.16401 0.164010.085584 0.005697 0.011406 0.011406 0.004235 SCHOTELKOLOM: RECTIFICATION 549.0380 28.63168 2.247327 2.114063 0.214819 0.61 0.082 0.349592 0.673362 STRIPPING 557.7488 36.76629 3.118639 6.321868 0.520458 0.61 0.057 0.214566 0.793229

********* PRODUCTIEJAAR 1992 *********

KOLOM MET LOSGESTORTE VULLICHAMEN: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RA TE [kg/sJ: LIQUID RATE [kg/sJ: FLOWFACTOR CAPACITYFACTOR: PACKINGFACTOR [l/mJ: 135 82 52 43 RECTIFICATION 549.0380 28.63168 2.247327 2.114063 0.214819 1.5 VULLICHAMEN: INTALOX SADDLES METAAL STRIPPING 557.7488 36.76629 3.11.8639 6.321868 0.520458 0.85 OPERATING MASS VELOCITY OF VAPOUR [kg/mA_2*sJ:

INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 COLUMN DIAMETER: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 5.433211 6.971345 8.754308 9.626962 0.725718 0.640675 0.571722 0.545194 4.640919 5.954756 7.477720 8.223121 0.925004 0.816608 0.728720 0.694908

*********

PRODUCTIEJAAR 1992

*********

STRUCTURED PACKINGS: MELLAPAK 250 Y RECTIFICATION STRIPPING FLOWFACTOR 0.214819 0.520458 CAPACITY FACTOR: O. 1 0.048

FLOODING VELOCITY [mis]: 0.426331 0.180687

F-FACTOR: 1.824993 0.876481

---COLUMN DIAMETER: 0.521758 0.833157

---*********

PRODUCTIEJAAR 1994

*********

TEMPERATURE [TJ: PRESSURE [BARJ: GAS RA TE [kmol/sJ: LIQUID RATE [kmol/sJ: MOL. ltJEIGHT: DENSITY LIQ [kg/m~3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RATE [kg/sJ: VISCOSITY [mPa*sJ: SURFACE TENS.[N/mJ: REL.VOLATILITY: DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP Ckg/mA_3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RA TE [kg/sJ: FLOWFACTOR TRAY SPACING: CAPASITY CONST. FLOODING VELOCITY UGma:·: COLUMN DIAMETER: COLUMN SECTIONS RECTIFICATION STRIPPING

TOP BOT TOM TOP BOT TOM

20 20 20 20 485.098 589.24 589.24 503.049 32.892 28.583 28.583 51.748 16 15 15 19 9.09 23 23 36 0.088352 0.14266 0.14266 0.083649 0.005331 0.009662 0.009662 0.004060 SCHOTELKOLOM: RECTIFICATION 534.6392 30.66189 15.49193 14.45925 0.223516 0.61 0.08 ().324336 1.688475 STRIPPING 544.4415 38.45923 16.88194 28.77498 0.453020 0.61 0.062 0.224884 1.762597

*********

PRODUCTIEJAAR 1994

*********

KOLOM MET LOSGESTORTE VULLICHAMEN: INTALOX NO.25 NO.40 NO. 51) NO.70 DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RATE [kg/sJ: FLOWFACTOR CAPACITYFACTOR: PACKINGFACTOR [1/mJ: 135 82 52 43 RECTIFICATION 534.6392 30.66189 15.49193 14.45925 ().223516 1.5 VULLICHAMEN: INTALOX SADDLES METAAL STRIPPING 544.4415 38.45923 16.88194 28.77498 0.453020 0.94 OPERATING MASS VELOCITY OF VAPOUR [kg/mA_2*sJ:

INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 COLUMN DIAMETER: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 5.550117 7.121346 8.942673 9.834105 1.885231 1.664312 1.485190 1.416277 4.934895 6.331956 7.951392 8.744009 2.087061 1.842490 1.644192 1.567902

*********

PRODUCTIEJAAR 1994

*********

STRUCTURED PACKINGS: MELLAPAK 250 Y RECTIFICATION STRIPPING FLOWFACTOR 0.223516 0.453020 CAPACITY FACTOR: 0.095 0.057

FLOODING VELOCITY [mis]: 0.385149 0.206748

F-FACTOR: 1.706157 1.025728

---COLUMN DIAMETER: 1.392746 1.771835

---********* PRODUCTIEJAAR 2002 ---*********

TEMPERATURE [Tl: PRESSURE (BAR J : GAS RATE (kmol/sJ: LIQUID RATE (kmol/sJ: MOL. lIJEIGHT: DENSITY LIQ (kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RA TE [kg/sJ: LIQUID RA TE [kg/sJ: VISCOSITY (mPa*sJ: SURFACE TENS.[N/mJ: REL.VOLATILITY: DENSITY LIQ (kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA _3J: GAS RA TE (k 9 / sJ: LIQUID RATE (kg/sJ: FLOWFACTOR TRAY SPACING: CAPASITY CONST. FLOODING VELOCITY UGma:·: COLUMN SECTIONS RECTIFICATION STRIPPING

TOP BOTTOM TOP BOTTOM

20 20 20 20 488.796 543.562 543.562 468.098 32.916 30.082 30.082 57. 177 10 9.63 9.63 6. 16 4.27 C" C"~ . . . ) . '''''-' C" C" '"T ,_ ' . ,_I.";, 9.35 0.090312 0.11577 0.11577 0.070806 0.005455 0.007537 0.007537 0.002943 SCHOTELKOLOM: RECTIFICATION 515.4521 31.46711 9.813256 4.859331 0.122348 0.61 0.095 ().372572 STRIPPING 504.4207 41.47286 7.701999 7.190653 0.267701 0.61 0.075 0.250579 ---COLUMN DIAMETER: 1.225952 1.086097

********* PRODUCTIEJAAR 2002 *********

KOLOM MET LOSGESTORTE VULLICHAMEN:

INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 DENSITY LIQ [kg/mA _3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RA TE [kg/sJ: LIQUID RA TE [kg/sJ: FLOWFACTOR CAPACITYFACTOR: PACKINGFACTOR [l/mJ: 135 82 52 4":!' "-' RECTIFICATION 515.4521 31.46711 9.813256 4.859331 0.122348 1. 95 VULLICHAMEN: INTALOX SADDLES METAAL STRIPPING 504.4207 41.47286 7.701999 7.190653 0.267701 1.4

OPERATING MASS VELOCITY OF VAPOUR [kg/mA

2*sJ: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 COLUMN DIAMETER: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 6.3001.22 8.083677 10.15112 11.16301 1.408299 1.243269 1.109462 1.057983 5.987280 7.682269 9.647056 10.60870 1.279823 1.129848 1.008248 0.961465

*********

PRODUCTIEJAAR 2002

*********

STRUCTURED PACKINGS: MELLAPAK 250 Y RECTIFICATION STRIPPING FLOWFACTOR 0.122348 0.267701 CAPACITY FACTOR: 0.13 0.085

FLOODING VELOCITY [mis]: 0.509836 0.283989

F-FACTOR: 2.287964 1.463103

---COLUMN DIAMETER: 0.951034 ().983335

---*********

PRODUCTIEJAAR 2000

*********

TEt1PERATURE [ T J : PRESSURE [ BAR J : GAS RATE Ckmol/sJ: LIQUID RATE [kmol/sJ: MOL. ~&JEIGHT: DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP Ckg/mA _3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RATE [kg/sJ: VISCOSITY [mPa*sJ: SURFACE TENS.[N/mJ: REL.VOLATILITY: DENSITY LIQ [kg/mA _3J: DENSITY VAP [kg/mA3J: GAS RATE [kg/sJ: LIQUID RATE [kg/sJ: FLOWFACTOR TRAY SPACING: CAPASITY CONST. FLOODING VELOCITY UGma:·: COLUMN SECTIONS RECTIFICATION STRIPPING

TOP BOT TOM TOP BOTTOM

20 20 20 20 489.051 557.614 557.614 479.97 32.739 29.35 29.35 55.9111 16 15 15 1 1 7.27 11 1 1 18 0.09036 0.12324 0.12324 0.073622 0.005468 0.008139 0.008139 0.003181 SCHOTELKOLOM: RECTIFICATION 522.2084 30.99822 15.49193 8.942594 0.140638 0.61 0.095 0.378171 STRIPPING 517.3374 40.50914 12.84523 14.07124 ().3()6535 0.61 0.07 0.240161 ---COLUMN DIAMETER: 1.592013 1.449655

*********

PRODUCTIEJAAR 2000

*********

KOLOM MET LOSGESTORTE VULLICHAMEN: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 DENSITY LIQ [kg/mA_3J: DENSITY VAP [kg/mA_3J: GAS RA TE [kg/sJ: LIQUID RA TE [kg/sJ: FLOWFACTOR CAPAC I r{FACTOR: PACKINGFACTOR [l/mJ: 135 82 52 43 RECTIFICATION 522.2084 30.99822 15.49193 8.942594 0.140638 1. 95 VULLICHAMEN: INTALOX SADDLES METAAL STRIPPING 517.3374 40.50914 12.84523 14.07124 0.306535 1.3

---OPFRATING MASS VELOCITY OF VAPOUR [kg/mA

2*sJ: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 6.293682 8.075413 10.14074 11.15160 5.785103 7.422857 9.321297 10.25047 ---COLUMN DIAMETER: INTALOX NO.25 NO.40 NO.50 NO.70 1.770367 1.562908 1.394700 1.329986 1.681428 1.484391 1.324633 1.263171

---********* PRODUCTIEJAAR 2000 ********* STRUCTURED PACKINGS: MELLAPAK 250 Y RECTIFICATION STRIPPING FLm4lFACTOR 0.140638 o. 306~335 CAPACITY FACTOR: 0.125 0.08

FLOODING VELOCITY [mis]: 0.497594 0.274469

F-FACTOR: 2.216326 1.397529

---COLUMN DIAMETER: 1.218653 1.307015

---a

=

-loglx TK/(l-xTK) IB 10g[lx TK/(l-XTK) IB

*

[xLK/(l-xLK) ID] b

=

---x. D

=

D. n:D. 1, 1 1 N. = b m1n f (0)

=

~ R . m1n x_{1 ,} . F _{a. .} ], 0.. - 0 1 1 < 0 < o.LK 0 0 = (1+o.LK)/2 1,6-Y R/R . m1n = - - - -_6,5 log o.LK x. B

=

B. n:B. 1, 1 1 - 1 + q =

°

(X-7,5) + 1,6 Y

=

o.LK/(1,0614 o.LK - 0,4175) B. = F. - D. 1 1 1 X = 10gf(XLK/XTK)D(XTK/XLK)B(XLK/XTK)FO,550.LK X

=

(R-R . )/(R+1) m1n Y = (0,696 + X(-1,57 + X(1,584 - 0,727 X))) N = (N. + Y)/(l-Y) m1n

Ook de hoogteberekening wordt gebaseerd op de resultaten

verkre-gen met Process II.

In tegenstelling tot de benaderingen die hiervoor besproken zijn

is in Process met andere recovery's gewerkt om aan de RVP-eis te

kunnen voldoen. Voor het produktiejaar 2000 zijn de recovery's in

Process II: n-C4 80% naar de top

i-C5 99% naar de bodem

in de benadering was dit: n-C4 60% naar de top

i-C5 99% naar de bodem

Het verschil kan verklaard worden door de volgende redenen:

-onnauwkeurigheid bij het aflezen van de evenwichtsconstanten

uit het nomogram

-Process II houdt rekening met de interactie tussen de

ver-schillende componenten in het mengsel in tegenstelling tot de

benaderingen

berekening:

De berekening voor de hoogte van de kolom geschiedt voor de

schotelkolom volgens tabel 1.

De benodigde aLK wordt genomen zoals berekend in de benadering

van Olujic.

aLK

=

1,783

~L

=

9,985E-02

E

kol

=

0,74

Werkelijk aantal schotels

=

28

Kolomhoogte

=

28

*

0.61

+

6

=

23,8 meter

Extra hoogte voor de TEG-droging

=

4.6 meter

Totale hoogte

=

28.4 meter

De kolom kan eventueel in twee delen uitgevoerd worden.

Theoretisch beschouwd hebben we in de bezinksectie van het vat te

maken met twee mechanismen nl:

-Het stijgen van gasbellen uit een olie (-water) mengsel

-Het vallen van vloeistofdruppels uit de gas fase naar de olie

(-water) interface

Beide mechanismen kunnen beschreven worden met de theorie van

Stokes.

Een stijgende bel die zlJn eindsnelheid bereikt heeft, ondergaat

per definitie, geen versnelling en mag beschouwd worden vanuit

een assenstelsel dat meebeweegt.

Vanuit dit assenstelsel ziet men een stationaire stroming om de

bel heen (fig 4.9). Daar er geen versnelling van de bel is moet

de totale kracht uitgeoefend op de bel nul zijn.

Deze kracht bestaat uit het gewicht van de bel

F

en de kracht

F

uitgeoefend op het beloppervlak door de

vloeisto~

(gas):

Fg

+

F

=

0

Ro

V

+

F

=

0

g g

De kracht F bestaat uit twee termen:

(1)

- een term die bepaald wordt door de stroming om de bel

heen

(=

weerstandskracht F

_d

)

- een term die bepaald wordt door de wet van Archimedes

de opwaarse kracht als gevolg van de aanwezigheid van

de zwaartekracht

(= -RO

_v

g V ).

(1) is te schrijven als:

(2)

Gaan we uit van een symmetrisch ( Re

<

1) stromingsveld om de bel

heen dan geldt de Wet van Stokes:

( 3 )

Figuur 4.10 Weerstandcoëfficient C

w

van gladde bollen

en enkele andere alzijdig begrensde lichamen

als functie van Re.

3 ~ ~ D v - ( RO

V - ROg ) g V

=

0

met V

=

.,,/6 D3

(4 )

Lossen we (4) op dan krijgen we de volgende uitdrukking voor de terminale stijgsnelheid v van de bel :

g D2 (Ro - Ro _{v g} )

v

= ---

(5)

18 IJ

Naast uitdrukking (3) voor de weerstandskracht Fw kunnen we deze kracht ook beschrijven met de volgende relatie:

---

(6 )

2g

Voor een laminaire stroming rond de bel kunnen we deze uitdruk-king gelijk stellen aan (3) waarmee we een uitdrukking voor Cd verkrijgen (zie ook figuur 4.10):

24 IJ met Cd

=

---( Ro v D ) en Re

=

---IJ 24 Re < 1 (7 ) Re

Omdat in de praktijk veel in het gebied 100 ~ Re ~ 1000 gewerkt wordt gaat de wet van stokes niet meer op.

standscoefficiënt C'd:

24 3

C' _d

= ----

+ --- + 0.34

Re Re

(8 )

stellen we nu de opwaartse kracht gelijk aan de weerstandskracht dan krijgen we de volgende uitdrukking voor de stationaire val-snelheid van een druppel v_t :

C'd (11"/4 D2) ( 1/2 Ro _g v 2 )

=

_{( ROv - ROg} ) g 11"/6 D 3 v t

=

(4/3 D/C /d g ( ROv - Ro g )/ ROg )0.5 met g

=

9,81 m / s2 v t

=

3.62 [D/C /d ( ROv - Ro g )/ ROg ]0.5 (5) Vergelijking 4 en 5 kunnen iteratief worden opgelost.

4.5 Dimensionering van de scheidingsvaten Symbolenlijst

A oppervlak m

2

D diameter m

h hoogte m

K separatie coefficiënt mis

p druk Nlm2 Q volumestroom m3/s Ro _{dichtheid kg/m} 3 T temperatuur

°c

t verblijf tijd s t d wanddikte m 3 V volume m

I" viscositeit Pas

Re Reynolds getal

Cd weerstandscoefficiënt

Ql. Deze twee parameters bepalen de

a~metingen

van het minimaal

benodigde gasvolume V en het vloeistofvolume V l O t d

_g

_waarU1

_an

d

_e

diameter en lengte van het vat voortvloeien.

Bij hoge druk vaten, opererend onder hoge druk, heeft men te

maken met een grote gas-vloeistof verhouding (GLR) en is de

gascapaciteit van het vat de bepalende factor. Lage druk vaten

vereisen een hoge vloeistof capaciteit, vanwege de lage

gas-vloeistof verhouding.

Ontwerpregels

Een aantal factoren moeten bij het ontwerp meegenomen worden :

1.

Met het oog op enigszinds verantwoorde fabricagekosten

en funderingskosten wordt een lengte-diameter

verhouding

,LID

ratio, tussen de 3 en 8 genomen.

In

[1]

vinden we voor de

LID ratio:

Druk (bar)

o -

20

20 - 40

>40

LID 3 4 ~5

2. Voor een verticale scheider moet de damp-vloeistof

interface tenminste 0.6 m van de bodem en

1.25

m van

de top van het vat liggen.

Dit houdt een minimale hoogte van

1.85

min.

3. Bij de horizontale scheider komt de feed juist boven

de damp-vloeistof interface binnen. Deze plaats kan

meer uit het midden gekozen worden naarmate er een

grotere gas- of vloeistofcapaciteit is vereist.

De interface moet wel tenminste 0.25 m van de bodem

en 0.40 m van de top liggen.

Dit houdt een minimale diameter van 0.65 min.

4. De vaten worden uitgerust met een mist extractor

tijd t vereist. Hiervoor heeft Sivalls [1]

een aantal waarden gegeven:

Olie-gas scheiding

1 min.

Hoge druk olie-water-gas scheiding 2 tot 5 min.

Lage druk olie-water-gas scheiding 5 tot 10 min. bij

T

>37.7°C

10 tot 15 min. bij

T

=32.2°C

15 tot 20 min. bij

T

=26.6°C

20 tot 25 min. bij

T

=21.1°C

In ons geval hebben we te maken met olie-gas scheiding in het

flashvat na de droging en voor de afvalstroom. Hoge druk

olie-water-gas scheiding vindt plaats in de wellhead separator.

Gas capaciteit

Met behulp van de Sounders-Brown relatie kunnen we de gas

capaci-teit van gas-vloeistof scheiders berekenen:

waarin v

= gassnelheid bij werkcondities

~ol=

dichtheid van de vloeistof

RO

_{g= dichtheid van het gas}

K = separatie coëfficient

(1)

[mjs]

[kgjm

3

]

[kgjm

3

]

[mjs]

De separatie coëfficient,

K, is een empirische constante die als

volgt gegeven wordt [1]:

type scheider

verticaal

Horizontaal

K

waarde

0.051

0.116

met mist extractor

met mist extractor

waarin Qg

=

gascapaciteit bij werkcondities

A

=

Oppervlak van de vatdoorsnede

D

=

Inwendige diameter van het vat

Vloeistof capaciteit

( 2 )

De vloeistofcapaciteit QI van de scheider is afhankelijk van het

voor de vloeistof VI benodigde volume en de verblijf tijd t.

Q ₁

=

waarin Ql

=

vloeistof capaciteit

[m

3

;s]

VI

=

Vloeistof settling volume [m

3

]

t

=

verblijf tijd [sJ

Het vloeistof volume VI wordt als volgt berekend:

verticale vaten

VI

=

"/4 D

2

h

Horizontale vaten VI

=

"/4 D

2

(L/2)

(4) (5)

( 3 )

waarin h

=

hoogte van de vloeistof kolom in het vat

Cm]

L

=

lengte van het vat Cm]

Motivatie van de te gebruiken scheidingsapparatuur

De wellhead separator F-1 wordt uitgevoerd in horizontale vorm

omdat we hier te maken hebben met een olie-water-gasscheiding.

De overige twee vaten, F-2 en F-3, hebben een gas-vloeistof

ratio van respectievelijk 24 en 40 in 1994 en 28 en 22 in het

jaar 2000.

Deze vaten worden verticaal uitgevoerd en fungeren als scrubbers.

Gegevens: p=67 bar T=-5.7°C Qg=0.3658 m3/s QI=0.013 m3/s Gascapaciteit: 3 RO g= 91. 70 kg/m ROl =571. 30 kg/m3 K=0.051 Q = Av =

(~/4)

(02 ) K [(ROl - Ro )/Ro ]0.5 g g g g

Invullen leidt tot:

0.013=

(~/4)

(02 ) 0.051 [(571.30 - 91.70)/(91.70)]°·5

o

= 1.99 m

Vloeistofcapaciteit VI = QI t

Invullen leidt tot: VI = 0.013 60

= 0.78 m3

(2)

Met (4) wordt de minimum hoogte van de vloeistof boven de bodem h:

VI

=

~/4

02 h

h = 0.78

4/~

(1/1.992) h = 0.25 m

Volgens de ontwerpregels moet dus de minimum hoogte van 1.83 m aangehouden worden.

drukken boven de 40 bar. We kiezen L/D = 5

Dan worden dus de vatafmetingen: D = 1.99 m L = 9.95 m

4.5.2 Berekening van een horizontale scheider F-1 in 1994 Gegevens p= 80 bar 3 Qg=0.5689 m /s Q =0.013 m3/s o QW=0.000356 m3/s Ql=0.004293 m3/s RO g= 74.77 kg/m 3 Ro =605.66 kg/m3 o RO l=704.55 kg/m 3 Ro =965.361 kg/m3 w K = 0.116 Gascapaciteit

fractie olie + water :0.02753

fractie olie: 0.01716 fractie water:0.01037 vergelijking (2) leidt t o t : 0.5689 =

(~/4)

D2 0.116 [(704.55 - 74.77)/74.77]0.5 D = 1.47 m 39

Invullen leidt tot: VI = 0.0047 180 3 = 1.41 m Invullen geeft: L = 1.66 m

LID

= 1.18 is te laag. We kiezen

LID

=

6 4.5.3 Resultaten

Type vat jaar Vat lengte

[m] Hor. 1994 F-1 8.82 Hor. 2000 F-1 8.86 Vert. 1994 F-2 8.60 Vert. 2000 F-2 9.95 Vert. 1994 F-3 3.70 Vert. 2000 F-3 3.40 L = 8.82

m

o

= 1.47 m diameter [m] 1.47 1.25 1.72 1.99 1.08 1.00

LID

6 7.1 5 5 3.4 3.4 t r [min] 3 3 1 1 1 1

De vaten de we kiezen zijn die met de grootste minimale diame-ters.

De wanddiktes t

d van deze vaten zijn berekent met behulp van de Regels van het stoomwezen •

Hierbij is gebruik gemaakt van de bladen 00101 en 00203. Horizontaal vat F-1 verticaal vat F-2 verticaal vat F-3 L= 8.82

m

L= 9.95

m

L= 3.70

m

40

o

= 1.47

m

o

= 1.99

m

o

= 1.08

m

t d=0.035 m t d=0.040

m

t d=0.006 m

[1] sivalls, C. R.,"Fundamentals of oil and Gas Separation

"Proc. Gas conditioning Conf.,univ. of Oklahoma, 1977.

Symbolenlijst

doortocht van dwars aangestroomde bundel [m2]

soortelijke warmte [kJ/kgK~

massastroomdichtheid [kg/m s] parameter afh. van Re [-]

diametrale speling tussen keerschot-gat en pijp [m] diametrale speling tussen keerschot en romp [m] massadebiet [kg/sJ theoretisch overdrachtsvermogen [kW] vervuilingsfactor a n b ngr 'Pct I 'Pds

e

t.

e

e

LMTD (nu) (rho)t index b index c index h index s index t index 0 index 1 warmteoverdrachtscoëfficient [J/m2Ks]

dynamische viscositeit van het gros van het fluïdum

dynamische viscositeit van de grenslaag

hoek tussen bovenste pijpen (zie fig. *.3) [0]

keerschotvensterhoek [0]

temperatuur [K]

temperatuursverschil [K]

logarithmisch gemiddeld temperatuursverschil (Logarithmic Mean Temperature Difference) [K] warmtegeleidingscoëfficient [J/mKs]

kinematische viscositeit [m2/s]

dichtheid fluïdum pijpzijde keerschot (baffle)

koud medium (cold) warm fluïdum (hot) mantelzijde (shell) pijpzijde (tube)

I

in k verwerkt

werkelijk

Nu getal van Nusselt [-]

Re getal van Reynolds [-]

Pr : getal van Prandtl [-]

5.1.1 Roterende stromingsmachines

Aan de hand van een voorbeeld uit bulletin nr. P-25B van de com-pressorenfabrikant Elliott [1] wordt het type bepaald. Hieronder wordt dit voorbeeld in een algemeen geval behandeld.

STAP 1

Benodigde gegevens:

Gas: w molgewicht [kg/kmol] k : isentropenexponent [-] Z : compressibiliteitsfactor [-] Bedrijfscondities: STAP 2 m massadebiet [kg/sJ PI druk zuigzijde [N/m2] P2 druk perszijde [N/m2] Tl temperatuur zuigzijde [K]

Berekening volumedebiet uit

mi:

~1=

m .

v 1 met: v ₁

=

waarin:

~1

volumedebiet [m3/s] R gasconstante [kJ/mol.K] v 1 gereduceerd volume [m 3 /kg] STAP 3 {5.1}

Op grond van de druk aan de perszijde en het volumedebiet wordt uit een tabel de geschikte compressor gekozen.