Produktie van isopreen uit een C5 - kraakfractie

o

ö

o

)

Technische Universiteit Delft

F.V.O. Nr:

Vakgroep Chemische Technologie

, ..

.

.,.

Verslag behorende .

bij het fabrieksvoorontwerp van

B.J.W. Ledderhof

M.M.A. Overgaag

onderwerp:

Produktie van isopreen uit een

cs -

kraakfractie adres: N.Zuilensteinstraat 3 2596 CA Den Haag Raamstraat 18. 2613 SC Delft opdrachtdatum: 10 verslagdatum: 12 maart 1990

SAMENVATTING

De doelstelling van dit fabrieksvoorontwerp, was de produktie van isopreen uit een C5-kraakfractie. Er is gebruik gemaakt van

extractieve destillaties met als extractiemiddel dimethyl

formamide, DMF. De processimulatie is uitgevoerd met behulp van ChemCad 2.3. Het proces is gebaseerd op een bestaand proces van Nippon Zeon Co.[2].

De capaciteit van de fabriek werd gesteld op ongeveer 30.000 ton isopreen per jaar. Hierbij ligt het proces een maand per jaar stil in verband met onderhoudswerkzaamheden. Het isopreen moest voldoen aan de poly-cis-kwaliteit, waarbij de zuiverheid van het produkt groter dan 99.5 % is. Als samenstelling van de voeding

werden zeven componenten gekozen, te weten n-pentaan,

1-penteen, isopreen, n-hexaan, cyclopentadieen, 2-butyn en

isopropylacetyleen.

Het rendement is 95.8 %. De simulatie kan reeIer gemaakt

worden door meer componenten in beschouwing te nemen.

De totale investeringskosten bedragen kf 38588. De Return On

Investment is 11 %. De pay Out Time is 4.9 jaar.

Het fabrieksvoorontwerp is een opdracht in het kader van het

vierde jaar van de studie Scheikundige Technologie aan de

11. Uitgangspunten voor het ontwerp . . . 5

111. Beschrijving van het proces . . . 7

I I I . 1 Het processchema . . . 7

111.2 De procesflexibiliteit . . . 7

111.3 De opstartprocedure . . . 7

IV. Procescondities . . . 9

IV.1 De destillatiekolommen . . . 9

IV.2 De enthalpie van de stromen . . . 11

IV.3 De pompen en expansiekleppen . . . 13

V. De berekening van de apparatuur . . . 15

V.1 De destillatiekolommen . . . 15

V.2 De berekening van de warmtewisselaars . . . 23

V. 2 . 1 De verdampers . . . 23

V.2 . 2 De condensors . . . 27

V.2.3 De warmtewisselaars zonder faseovergang . . . 31

V. 3 De berekening van de pompen . . . 37

VI. De massa- en warmtebalans . . . . . . 39

VII. De specificatie van de apparatuur . . . 41

VIII. Kostenberekening . . . 43 VIII.1 De investeringskosten . . . ~... 43 VIII.2 K o s t e n . . . 45 VIII.2.1 De afschrijving . . . 45 VIII. 2.2 Onderhoud . . . 45 VIII. 2.3 Arbeidskosten . . . 45

VIII.2.4 De kosten van het extractiemiddel . . . 47

VIII.2.5 De kosten van de C5-kraakfractie . . . 47

VIII.2.6 Kosten k o e l w a t e r . . . 47

VIII.2 . 7 Stoomkosten . . . 47

VIII.2 . 8 Electriciteitskosten . . . 47

VIII.3 Baten . . . 49

VIII.3.1 De baten van isopreen . . . 49

VIII.4 Winst- en verliesrekening . . . 49

VIII.5 Bepaling van Return On Investment . . . 49

VIII.6 De netto- en brutowinst . . . 51

VIII.7 De pay-out time . . . 51

IX. Conclusies en aanbevelingen . . . 53

X. Literatuur . . . 55 Bijlage 1: Bijlage 2 : Bijlage 3 : Bijlage 4 : Bijlage 5 : Stofeigenschappen en Chemiekaarten.

Gebruikte relaties voor het berekenen van de

warmtecapaciteit en de enthalpie afwijkingsfunctie. Het pascal-programma voor het berekenen van de enthalpieen.

specificatie van de apparatuur. Massa- en warmtebalans.

1

I. INLEIDING

De probleemstelling is de produktie van isopreen uit een c5-kraakfractie door middel van een processimulatie.

Isopreen is een synthese produkt voor natuurlijk rubber. Om te kunnen gebruiken voor de polymerisatie, moet isopreen voldoen aan de zuiverheidseisen weergegeven in tabel 1, waarbij de poly-cis-kwaliteit aangehouden dient te worden.

De isolatie van isopreen uit een c5-kraakfractie is met behulp van gewone destillatie niet mogelijk, aangezien isopreen met o.a. pentaan een azeotroop vormt. De volgende methoden zijn dan mogelijk :

1. Chemisorptie met ammoniakale koperacetaat solvents,

gebruikt in het Esso proces voor de isolatie van butadieen. Dit proces is onderzocht in de VS en de USSR, maar nog niet op grote schaal toegepast.

2. Azeotropische destillatie is mogelijk met o.a. methylformiaat, propeenoxide en isopropylamine, maar de heid die daarmee gehaald wordt is niet hoog genoeg.

aceton,

zuiver-3. Extractieve destillatie is de meest gebruikte methode om isopreen te verkrijgen. Er Z1Jn verschillende variaties in processen, afhankelijk van de soort solvent dat wordt gebruikt en de graad van verdunning met water van het solvent. De belangrijk-ste solvents, die worden gebruikt zijn dimethyl-formamide (DMF) door Nippon Zeon Co., n-methyl pyrrolidon (NMP) door BASF en acetonitril (AN) door Shell en Esso.

Voor de processimulatie is gekozen voor de extractieve destillatie. Aangezien de azeotropischedestillatie niet voldoet aan de zuiverheidseisen en van chemisorptie te weinig bekend is.

Door T. Reis [1] is een kosten voor de productie van destillatie en de drie solvents:

vergelijking gemaakt 1,3-butadieen m.b.v

tussen de extactieve

-DMF (gebruikt door Nippon Zeon Co.) heeft van de drie solvents de hoogste oplosbaarheidscapaciteit. Ook heeft DMF een lage dampspanning. Een nadeel van DMF is echter dat, door de lage dampspanning, de bodemstromen in de kolommen op hoge temperatuur gehouden moeten worden. Bij hoge temperaturen zal polymerisatie van cyclopentadieen optreden. Dit kan leiden tot verstopping van schotels en warmtewisselaars. Een ander nadeel van DMF is dat het licht corrosief is.

- NMP (gebruikt door BASF) wordt vaak verdund met water (5-10 %) gebruikt. Gebuik van NMP/water geeft een goede selectiviteit voor de scheiding van 1,3-butadieen en 1,2-butadieen.

- AN (gebruikt door Shell) heeft van de drie solvent de laagste oplosbaarheidscapaciteit. Dit leidt tot zeer grote solventstro-men . AN heeft van de drie ook de laagste dampspanning. Het voordeel hiervan is dat er nauwelijks polymerisatie optreedt. Een nadeel is dat er veel solvent verloren gaat.

Tab. ,. Spezifikation für Isopren Isopren !:ûlefine 2-Methyl-l-buten 2-Methyl-2-buten !:Pentadiene Cyclopentadien 2-Butin !:C!-Acetylene Allene !:Schwefel (als H2S) !:Peroxide (als H2Û2) !:Carbonylverb. Abdampfrückstand Inhibitor (TBC) andere KW -Stoffe Poly-cis-Qualität Massen-% ;. 99,5 ~O,5 ~O,2 ~O,2 ~20' 10-3 ~O,1 . 10-3 ~5'1O-3 ~1'1O-3 ~5'1O-3 ~O,5·1O-3 ~O,5' 10-3 ~5'10-3 ~O,1 10-15.10-3 Rest techno Qualität. nach [78] Massen· i~ ~ 50· 10-3 ~ 0,5 . 10-3

Tabel 1. S~ecificatie-eisen voor Isopreen(4)

Tab. 2. Produktionsanlagen für !sopren land USA Japan UdSSR Niederlande IIalien

Firma Ort Kapazität (in tiJahr) B. F. GOODRICH Port Neches, Tex. 60000

Esso Baton Rouge, La. ca. 15000 GOODYEAR Beaumont, Tex. (50000) CARIBE IsoPREN Puerto Rico 30000 NIPPON ZEON Mitzushima 30000 KASHIMA ISOPREN Kashima 30000 KURARAY Kashima 30000 Volgograd }4X 50000 Togliatti Nizhne Kausk SHELL Pernis 70000 ANIC Ravenna 30000 Verfahren lsopenten-Dehydrierung

C!-Crackschnitt, Extr. Dest. (Acetonitril)

Propendimerisierung (Anlage stillgelegt)

C!-Crackschnitt, ExtT. Des!. (DM F) C.-Crackschnitt. ExtT. Des!. (DMF)

C!-Crackschnitt, ExtT. Des!. (Acetonitril) Synthese: i-Buten + Formaldehyd (2stufig)

Synthese: i-Buten + Formaldehyd (lstufig)

Isopenten-Dehydrierung Synthese: Aceton + Acetylen

Tabel 2.De wereldproduktie van Isopreen ~n tonnen per jaar (4)

c

Cl

3

uit de vergelijking van de kosten voor de productie van butadieen door T. Reis [1] blijkt dat door grote solvent verliezen en grote energie behoefte, het process van Shell (AN) economisch het minst aantrekkelijk is. De kosten voor productie m.b.v. DMF en NMP zijn onderling vergelijkbaar, hoewel het process van Nippon Zeon Co

(DMF) iets gunstiger uit de bus komt (80.56 $jton butadieen tegen 81.89 $jton butadieen voor het BASF proces) .

Aangenomen kan worden dat de winning van isopreen vergelijk-baar is met de winning van butadieen. Om deze reden wordt dan ook gekozen voor de productie van isopreen met het solvent DMF.

De wereldproduktie van isopreen in tonnen per jaar is

TABEL 1. SAMENSTELLING VAN EEN C5-KRAAKFRACTIE; afkomstig van Nippon

Component Massa% Component Massa%

C4-kraakfractie 26.0 3-methy1pentaan 2.0

n-pentaan 21.0 n-hexaan 2.5

3-methy1 1-buteen 0.5 cyclopentaan 1 .0

1-penteen 2.5 t-1,3-pentadieen 3.5

2-methy1 1-buteen 3.7 cyclopenteen 2.5

1,4-pentadieen 1.0 c-1,3-pentadieen 3.0

t-1-penteen 1.7 cyc10pentadieen 8.5

c-1-penteen 1.1 isopropy1acety1een 0.1

2-methy1 2-buteen 2.2 2-butyn 0.1

isopreen 12.6 dicyc10pentadieen e.d. 1.5

2-methy1pentaan 3.0

TABEL 4. SAMENSTELLING VAN DE VOEDING MET ZEVEN MODEL-COMPONENTEN

Component Massastroom Ckg/s) )Ie Massa%

n-pentaan 3.290 48.98 1-penteen 0.575 8.57 1sopreen 0.953 14.18 n-hexaan 1.416 21.08 cyc10pentadieen 0.425 6.33 2-butyn 0.029 0.43 isopropy1acety1een 0.029 0.43

~ Er is uitgegaan van een produktie van ongeveer 30.000 ton isopreen

per jaar. ( 2)

c

c

Cl C'

c

I

L I

5

11. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

De processimulatie is gebaseerd op het patent van Nippon Zeon Co. [2].

De capaciteit van de fabriek wordt gesteld op ongeveer 30.000 ton isopreen per jaar. Er wordt vanuit gegaan dat de fabriek een maand per jaar stil ligt voor onderhoud. De grondstof voor het

proces is de Cs-fractie van een naphtakraker mengsel. Een

typische samenstelling van een dergelijk mengsel staat weergege-ven in tabel 3. Bij de berekeningen wordt echter geen rekening gehouden met al deze componenten. Als 'model' componenten worden gekozen : n-pentaan, l-penteen, isopreen, n-hexaan, cyclopenta-dieen, 2-butyn en isopropylacetyleen. De samenstelling van de

voeding, indien deze zeven componenten worden gebruikt, staat

weergegeven in tabel 4.

Er wordt aangenomen dat de bijproducten van het proces verder gebruikt kunnen worden voor andere processen.

De fysische constanten alsmede gegevens omtrent giftigheid, opslag e.d. staan gegeven in bijlage 1.

H2 I _ I p~an/penl ~5 een Cs-FRACTIE T 6 .JJ-.... - - - i 72 I

T

2,2 I T 1 EXTRACTIE KOLOM H 2 CONDENSOR V 3 ACCUlAULATOR H 4 REBOILER H 5 KOELER T 6 DIAF STRIPPER H 7 CONDENSOR V 8 ACCUlAULATOR

o

(1 P 9 H 10 P 11 H 12 H 13 T 14 H 15 V 16 POMP REBOILER POIAP KOELER VERWARMER 'HIGH BOIL' KOLOM

CONDENSOR ACCUMULATOR

o

H 17 H 18 T 19 H 20 V 21 H 22 H 23 T 24 (î H12 P11 VERDAMPER REBOILER EXTRACTIE KOLOM CONDENSOR ACCUlAULA TOR REBOILER KOELER DMF STRIPPER (' hexaan H 25 CONDENSOR V 26 ACCUMULATOR H 27 REBOILER P 26 POIAP H 29 KOELER T 30 DMF KOLOM H 31 CONDENSOR V 32 ACCUlAULA TOR (î H 33 T 34 H 35 V 36 H 37 REBOILER 'Low BOIL' KOLOM CONDENSOR ACCUlAULATOR RE BOILER (\ vacuum T241 .. - I Isaprop)l-acetyteen Koelwaler H35 T341-1 ... f---j 2-butyn

PROCESSCHEMA von PRODUCTIE ISOPREEN uit

Cs

-KRAAKFRACTIE B.J. W. Leddert,of IA.M. A. Ov9rgaag

o

Stroomnummer

c=J

('\

n

Temp. In °c (î Fabr. Voorontwerp Nr. 2629 februari 1990

o

Ab.. druk In bar

n

":l H Ç) ç ç :::0 I-' 'U :::0 o (') t"1 (/) (/) (') ::r: t"1 ~ ;J>

n

7

111. BESCHRIJVING VAN HET PROCES

111.1 Het proces schema

In figuur 1 wordt het processchema weergegeven. In toren Tl komen de c5-kraakfractie en het extractie-middel DMF binnen. Bij deze eerste extractieve destillatie worden pentaan en penteen uit

de kraakfractie geisoleerd. De bodemdruk is 2.33 bar en de

bodemtemperatuur 112 ·C. In toren T6 wordt DMF gezuiverd, zodat

het extractie middel opnieuw gebruikt kan worden. De bodemdruk en

de temperatuur zijn respectievelijk 0.7 bar en 138.9 ·C. Er wordt

gewerkt met verminderde druk, omdat de temperatuur onder de 140 °C. Boven de 140°C wordt er dicyclopentadieen gevormd, dit zet zich dan af op de reactor wand en pijpleidingen, wat verstoppend zou werken. Het verlies aan DMF wordt voor toren Tl aangevuld. In

toren Tl4, de zogenaamde 'high boil' kolom, wordt vervolgens

hexaan verwijderd bij een bodemdruk en temperatuur van 2.30 bar en 98.9 °C. Het cyclopentadieen gaat hierbij met de hexaan stroom mee. Na de 'high boil' kolom gaat de produkt stroom naar toren

T19 voor een tweede extractieve destillatie. Wederom wordt

gebruik gemaakt van DMF als extractie middel, nu in een kleinere hoeveelheid. De verhouding DMF in de eerste en tweede extactieve destillatiekolom bedraagt 6 a 8 : 1. De bodemstroom bevat naast DMF ook isopropylacetyleen. De bodemdruk en temperatuur bij de

tweede extractieve destillatie zijn 2.33 bar en 166.5 ·C. Toren

T24 zorgt voor de zuivering van DMF, welke gerecycled wordt naar toren Tl9 na aanvulling van de verliezen. Bodemdruk en tempera-tuur van T24 zijn 0.70 bar en 139.3 °C. De topstroom van toren T19 wordt naar toren T30 geleid om het laatste restje DMF te verwijderen, zodat aan de zuiverheidseisen kan worden voldaan. Het verwijderde DMF wordt eveneens teruggevoerd naar toren T19. Toren T30 werkt bij een bodemdruk van 2.05 bar en een

bodemtempe-ratuur van 184.0 ·C. De laatste toren T34, de zogenaamde 'low

boil' kolom, zorgt dat de laatste onzuiverheid wordt verwijderd, het 2-butyn. Het isopreen verlaat de toren als bodemstroom bij

een druk van 2.45 bar en een temperatuur van 62.3 ·C.

111.2 De procesflexibiliteit

De flexibiliteit van de schotels bij goed ontwerp, gesteld worden op citeit. Ook bij dit proces wordt flexibiliteit gesteld kan worden op capaciteit. De gebruikte capaciteit jaar.

111.3 De opstartprocedure

van destillatiekolommen kan,

80-120 % van de

ontwerpcapa-dan ook aangenomen dat de

80 - 120 % van de

ontwerp-is 26284 ton ontwerp-isopreen per

Wanneer het proces (weer) moet worden opgestart, wordt eerst het DMF in de kolommen Tl en T19 gepompt en gerecycled. Bij de juiste bodemdruk en temperatuur kan de c5-kraakfractie in de kolom Tl gelaten worden.

IV. Procescondities

IV.l De destillatiekolommen

Het proces, zoals beschreven in hoofdstuk 111 kan worden

gesimuleerd met het simulatie pakket 'ChemCad 2.3 '

Met dit simulatie pakket worden alleen de destillatie kolommen

doorgerekend. De voor de berekening van fasen evenwichten

benodigde dampspanning en activiteitscoefficienten van de

componenten, kunnen worden berekend met resp. de Antoine

vergelijking en de UNIFAC methode. Voor het berekenen van de

enthalpieen word de Soave-Redlich-Kwong toestandsvergelijking

gekozen.

De kolommen worden afzonderlijk gesimuleerd, waarbij steeds

dezelfde procedure wordt gevolgd. Het aantal schotels in de kolom wordt, indien gegeven, overgenomen uit het patent van Nippon Zeon Co. [2], rekening houdend met een schotelrendement van ongeveer 70%. Ook de fase van voeding (gas of vloeistof) en druk worden overgenomen uit dit patent. Met deze gegevens wordt de kolom gesimuleerd. Vervolgens wordt de plaats van de voedingsschotel

gevarieerd. De voedingsschotel waarbij de scheiding het best

verloopt wordt uiteindelijk aangehouden.

Hierna wordt de laagste refluxverhouding (Rmin) gezocht, waarbij

de top- of bodemstroom aan de gestelde specificaties voldoet.

Volgens F . J . Zuiderweg [ 11] is de optimale refl uxverhouding 1. 2

maal de minimale refluxverhouding. Er wordt dan ook gekozen de kolom te bedrijven bij 1.2 maal de minimale refluxverhouding.

Bij de kolomparen T1/T6 en T19/T24 worden afzonderlijk de

extractieve destillatie kolom en DMF stripper om en om

gesimu-leerd waarbij de bodemstroom van de DMF-strippers (enigzins

verontreinigd DMF) steeds wordt gebruikt als voeding voor de

extractieve destillatie kolom. Hierbij wordt overigens wel de

hoeveelheid DMF, die de extractieve destillatie kolom

binnen-komt, constant gehouden. De grootte van de DMF make-up stromen (no. 1 en 17) kunnen dan later worden berekend.

Wanneer de resultaten bekend zijn kan de drukval in de kolommen

worden berekend (zie hoofstuk V). De kolommen kunnen dan opnieuw worden gesimuleerd, waarbij dan rekening wordt gehouden met de

drukval. Indien nodig kan dan de refluxverhouding worden

bijgesteld.

De uitvoer van ChemCad levert informatie over gas- en vloeistof-debieten, temperaturen en drukken in de kolommen, alsmede o.a. dichtheid, viscositeit, geleidbaarheid en oppervlaktespanning van de stromen.

11

IV.2 De enthalpie van de stromen

De enthalpie van de stromen is nodig voor het berekenen van de capaciteit van de warmtewisselaars tussen de kolommen en voor de berekening van de temperatuursverandering bij de pompen en de expansiekleppen.

De enthalpie van een stroom in de gasfase kan worden berekend met:

( 1) De term Hid g (pO, TO) is gelij k aan ,de vorming~enthalpie bij p=pO=l atm en T=TO=298 K. _{De term Hl.d g (pO, T) _Hl.d g (pO, TO) kan}

worden berekend met : T

Hidg(pO,T) - Hidg(pO,TO)

~

TJc

id_{p dT} (2)

De term Hg(P,T)-Hidg(pO,T) beschrijft de afwijking van ideaal gedrag van het gas. Deze bijdrage kan worden berekend uit een toestandsvergelijking. Omdat bij ChemCad is gekozen voor Soave-Redlich-Kwong zal ook bij de berekening van de enthalpie van deze toestandsvergelijking daarvan worq.en uitgegaan. Een uitgebreide beschrijving van de term Hg (P,T)-H1dg (PO,T) staat in bijlage 2.

De enthalpie van een vloeistof kan wodren berekend met : Hl(p,T) - Hl(i!TS) + Hl(P,Ts) - H~~?,TS) + HiJp,TS) - H qfgO,TS) + H g(pO,TS) - H g(pO,TO) De term Hl(?,TS) te. De term Hl(p,T)

- Hg(;),Ts) is gelijk aan de condensatiewarm-Hl(f,Ts) kan berekend worden met:

T

Hl (p,T) - Hl (p,Ts)

~

J

Cpl dT

Ts

( 3 )

De berekening van Cp id en Cpl staan ook weergegeven in bijlage

2.

De enthalpieen van de stromen kunnen vrij worden met een computer programma. Dit Pascal) staat weergegeven in bijlage 3.

eenvoudig uitgerekend programma (in Turbo

IV.3 De pompen en expansiekleppen.

Door compressie of expansie van een vloeistof stroom zal de

vloeistofstroom in temperatuur stijgen resp. dalen. Om deze

stijging of daling uit te rekenen kan gebruik worden gemaakt van het programma om enthalpieen uit te rekenen. Er wordt veronder-steld dat zowel de compressie als expansie volledig adiabatisch verlopen. De enthalpie van de stroom na de compressie of expansie is dan dezelfde als de enthalpie van de stroom voor compressie of expansie. Als bekend is wat in- en uitgangsdruk is kan door trial en error de temperatuur van de uitgaande stroom berekend worden (de enthalpie van de ingaande stroom ligt immers vast, daar druk en temperatuur bekend zijn).

-Às max' mIs

t'

0.1 2

I---

---0.10

-~

0.08

~

r-...

0.06 -0.04

-0.02

-o

0.01 ""-~

--...

"'-'"'---. _...

.

... r---...

~

...

--

~-...

r--...

_r--.... ...

r---....

_r... ... ... _r--.... ... ... ... ... _r... ... _... ...

r---....

... r---.... ... t--... _... ... r... ...

-r-....

... _... ...

-

--

fo-I-

..

-0.05

14

H =50mm Hs,m b =0.25 :;2 ... ... _~

~

"'-... _... ...

~

... ...1-..

'"

t-...

'"

r""

~

...

Ï'-"

"-t--...

~

...

'"

... _{~ ...} ... 0.4 ... r--...

r--...

_... ~

_~

... ... ... r-.... i'-__ 0.3 _{... r...}

i'...

... ... _~

K

I--...

_... ...

,.,

><

...

,

....

--

~ ...

!'...

---

... ...

--

... '-I- -..-

-

... I 0.1 0.5

FIGUUR 2. Capaciteitscurven voor zeefschotels b=O.25 m/m2 (\\)

./. opp(lrvlak vo bov(lnkant van valpijpcm

1-30·/.-

'-~

...

VI ~.,.

"-... ~ 20·/.-~ ...

"-... ~ ... _... ... ...

10·'.-r--.

_r-....

... r----.... lO

c

c

c

Cl

L or dtl L

I

C-I

c

V. BEREKENING VAN DE APPARATUUR

V.1 De destillatiekolommen

Met de uitvoer die ChemCad levert kunnen de kolommen gedimen-sioneerd worden. De schotels in de kolommen dienen zeefschotels te zijn met een gatdiameter van 5 mm en een steek van 13 tot 25 mmo De valpijpen moeten als cirkelsegment worden uitgevoerd. De

lengte van de overlooprand wordt op so mm gesteld.

Bij de dimensionering werd de volgende procedure gevolgd. De hierbij gebruikte formules zijn afkomstig uit F.J.Zuiderweg [11]:

1) Bereken de flowparameter (~) met:

rIJ

=

(UgjUI)*( PIJ Pg)O.S (1)

2) Kies een waarde voor lengte van de overlooprand per m2

schoteloppervlak (b), de afstand van de schotels (Hs), de steek (s) en de hoogte van de overlooprand (Hw); lees uit de figuren 2 tjm 4 de waarde voor de maximale superficiele belastingsfactor

( ).. s, max) af en de fractie van het schotelopppervlak, dat voor de valpijpen gereserveerd moet worden (Fvp).

3) Bereken de schoteldiameter, die minimaal nodig is om de

vloeistofsnelheid in de valpijpen niet hoger te laten zijn dan 0.08 mis (Dk,min). Hiervoor kan de volgende betrekking gebruikt worden:

Dl.min = [(100* Pl)/(FVp * 'Ir) ]0.5 (2)

4) Bereken de schoteldiameter bij een superficiele

belastingsfac-tor van 0.8* À s,max. De superficiele belasti:"sfactor is gelijk

aan:

À s = Ugs *

(F

g/

f'

I) 0. 5 (3 )

Indien deze kleiner is dan de bij 3) berekende minimale schotel-diameter, kies dan een andere waarde voor de schotelafstand en ga naar punt 2.

5) Bereken de gassnelheid in de kolom (Ug) en de

belastingsfac-tor . Deze kan berekend worden met (3) (met Ugs=Ug). Bereken de

waarde voor de fractie vrije doorstroomruimte van de schotel (F) met de volgende betrekking:

F

=

0.907*(dpjs)2

Bereken de hold-up (hl) met:

hl = 0.6 * Hw O. 5 * (~/b)0.25 * sO.25

Bereken de drukval per schotel (Ä P) met:

AP = 0.5 * f'g * [Ug/(F*Cd)]2 + g * f'l * hl met Cd=0.67

(4)

(5)

Às max _,

,mis

i

0.12 0.10

----0.08

r----0.D6 -0.04 0.02

o

0.01

r--~

--

r-~ r--

r-~

r--

_-.

r-.

_~

r--

_r-..

_... ~ """'" ~.

-

~

-

-16

Hs,m ~

r-- r-

I"-_~ ~ ~ 0.7

""

-

_--

-...

r-

...

~

~

-

... I"-

...

~ _r-...0.5 ... ~

_...

"""""'"

-

...

~

~

~

_r...

r...

_...

_~

~

-f-

-

f-0.05 0.1

c

"'w

z50 mm ~=0.5

;2

c

~

""'"

_'"

... ... ... r--... ./. oppervlak v

~

~ bOvenkant va

~

_...

"""'"

"'-

_...

"'"

" valpijpen oor nd~ 1 ...

'"

...

"

...

"'-

'"

~ 30·/.-... ... _~

"'

""

... ...

Î'.

... ... ... ...

_"-

_"K

r-...

... r--...

...

K

_{20 et •}

...

... ~ ,. ~ ... ~

:->

<

"-...

----

...

... ... ~ ... _1-0.... r-...

... r--.

10·/.

-c

0.5 1.0

Figuur 3. Capaciteitscurven voor zeefschotels b=O.5 m/m2 (\\)

'-I

c

c

L

I

6) Bereken de belastingsfactor waarbij entrainment optreedt ( ).. max, e) met:

>'max,e

=

4.14 * F O•5 * (cr / ~l) 0.25 Er moet gelden

>--

<= O. 8 * À. max, e

De vloeistofhoogte in de valpijp (.óHvp) is gelijk aan:

..ö. Hvp

=

.ó.H + hl + hs

met AH = ~Pj (g* fl)

Voor een goede werking van de valpijp dient te gelden: A Hvp < 0. 5 * (Hs + Hw)

Combinatie van (8) en (9) levert:

hs < 0.5 * (Hs + Hw) - AH - hl

Voor hs geldt:

hs = (lj(2*g» * (UIspjCd)2

met U1sp = Ulj(b*hsp)

Cd = 0.55 (7) (8) (9) (10) (11)

Combinatie van (10) en (11) levert voor de hoogte van de

vloeistof-uitlaatspleet: Ul

hsp

=

b*Cd* (g* (Hs+Hw) -2*g* ( AH+hl) ) 0.5

(12)

De stuwdruk van de gasstroom door de perforaties dient groter te zijn dan de statische druk op de schotels, anders treedt weeping op. De weeping-grens van zeefschotels wordt gegeven door:

0.5*

f'

g*ugp2

=

31 + 0.062*hl* fl*g (13)

met Ugp = UgjF

Voor een goede werking voor de schotel moet gelden dat de stuwdruk 1.2 maal de stuwdruk bij weeping (uitgerekend met (13» moet zijn.

Indien niet aan een van deze criteria wordt voldaan, ga dan terug naar punt 2 en kies andere waarden voor b enjof s enjof Hs.

7) Bereken het praktisch aantal schotels en de hoogte van de

kolom. Ook de totale drukval in de kolom kan berekend worden. Als de drukval te groot wordt bevonden kan een andere waarde voor b, s of Hs worden gekozen, waarna teruggegaan wordt naar punt 2.

1H

À. _, max

,mIs

t

0.1 I 2

-

HwaSOmn r-

....

~

,m _{b~1.0 ~} ~ m

c

-

-

-

-

0.7

_~

n.

r-

....

--

...

...

...

~

...

~

-

-

t-

I'

-...

r-... 0.1 r0-

l'--~

'-- / ...

f'...

~

-

_{Î '}

-

10-.

r---....

"-r-

r0-_l"'-- 0.5 ...

~

...

_~

.,. oppflrvlak v ~

r-...

... ~ bovenkant van 0.08 _oor r-~

l-r-

_~

...

'"

valpijpen

r-

... _t-...

"-

_r-... .... ~ 30·'.

-~

_~

,

f'..

_i'..

r--... ... 0.06 UJ

~

_""

_t>-

... ' ... ~

-

_... 4 ... 20·1.

:><

~ _{I '} ... ~ ...

...-

_r... 0.0 ~ ... ... _~ ~

....

_~ ...

---2

-

10·'.-~

-

~ ,

-

..

""" ~-" , -

--

'---0.0

c

..., 0 0.01 0.05 0.1 0.5

1.0

c

Figuur 4.Capacitietscurven voor zeefschotels b=l.O m/m2 (\\)

c...-I

c

Als voorbeeld zal eerst kolom Tl worden gedimensioneerd. Deze kolom telt 28 schotels in de rectificatiesectie en 20 schotels in de stripsectie.

De vloeistof- en gas stromen en de vloeistof- en gasdichtheden op schotels in de rectificatiesectie varieren nauwelij ks. Als gemiddelde wordt genomen:

~l = 0.0479 m3/s ~g = 3.30 m3/s

PI

= 770 kg/m 3

pg = 5.4 kgjm 3

de flowparameter is dan gelijk aan 0.173.

Voor de steek wordt 13 mm gekozen en voor Hw een waarde van 50

mmo Met b=0.25 m/m2 , Hs=0.6 m volgt uit de figuur 2:

Às,max = 0.07 mjs

Fvp = 24 %

Met Às= 0.8 *

À

s, max volgt voor de diameter van de kolom: Ok= 2.51 m

De minimale kolomdiameter is: Ok,min= 2.52 m

Gekozen wordt voor een kolomdiameter van 2.6 m. De gassnelheid en belastingsfactor zijn dan:

Ug = 0.818 mis

À = O. 068 mi s

Met de (4), (5) en (6) kan worden berekend: F = 0.134

hl= 0.041 m

AP= 534 Pa

Met (7) tjm (13) kan worden bekeken of de schotels aan alle

criteria voldoen:

Àmax,e = 0.105 mis (0.8*0.105 = 0.084; voldoet)

~H = 0.071 m

hsp = 0.042 m stuwdruk: 101 Pa

Minimaal benodigde stuwdruk: 50 Pa Voldoet, want 50*1.2=60 «101)

Het practische aantal schotels is (schotelrendement is ongeveer

70%) 28jO.7 = 35 schotels. De drukval in de rectificatiesectie is 0.19 bar. De hoogte van de rectificatiesectie is 21 m.

Ook in de stripsectie veranderen de grootten en dichtheden van

gas- en vloeistofstromen niet veel. Hier worden de volgende

21

genomen (uit de uitvoer van ChemCad):

Çl)l = 0.0532 m3/s

~g = 2.67 m3/s

f'l = 755 kg/m3 f'g

=

5.4 kg/m3

Voor de waarde van b wordt weer 0.25 m/m2 gekozen, voor de steek

13 mm en voor Hw 50 mmo

De flowparameter is gelijk aan 0.235. Uit figuur 2 volgt dan voor

een schotel afstand van 0.6 m:

Às,max = 0.063 mis

Fvp = 26 %

Voor de diameter van de kolom volgt dan: Dk

=

2.39 m

De minimale diameter voor de kolom moet zijn Dmin = 2.55 m

Er wordt gekozen voor een kolomdiameter van 2.6 m.

De gassnelheid, belastingsfactor, fractie vrije doorstroomruimte, hold-up en drukval zijn dan:

Ug = 0.680 mis

À

₌

0.0575 mis

F = 0.134

hl = 0.045 m AP = 488 Pa

Met (7) tlm (13) wordt weer gekeken of de schotel aan de eisen voldoet:

Àmax,e = 0.104 mis ( 0.8*0.104=0.0835; voldoet)

~H = 0.066 m hsp = 0.048 m

stuwdruk: 70 Pa

Minimaal benodigde stuwdruk: 52 Pa

Voldoet, want 1.2*52=62 Pa «70 Pa)

Het practische aantal schotels (rendement is 70 %) is 29. De

drukval in de stripsectie is 0.14 bar. De hoogte van de

stripsec-tie is 17.4 m.

De drukval over de gehele kolom is dus 0.33 bar en de hoogte

van de kolom is 39.4 m (hoogte stripsectie en rectificatiesectie

plus 1 meter voor skirt).

Niet voor alle kolommen kan voor elke sectie een gemiddelde

waarde voor gas- en vloeistofstromen genomen worden. Voor de

kolommen T6, T24 en T30 wordt elke schotel in strip- en

rectifi-catiesectie afzonderlijk bekeken, omdat de onderlinge verschillen groot zijn.

Voor de dimensionering van deze en de overige kolommen wordt

kortheidshalve verwezen naar de torenspecificatiebladen in

V.2. De berekening van de warmtewisselaars

De warmtewisselaars hebben een uitwendige pijpdiameter (du) van 2.54 cm en een inwendige pijpdiameter (di) van 2 cm. De steek

is 32 mmo De warmtewisselaars moeten vaste pijpplaten, haarspeld-bundels hebben of van het floating-head type zijn. De lengte van horizontale warmtewisselaars is 3 of 6 m.

stoom is beschikbaar bij 3, 10 en 40 bar. Koelwater is beschik-baar met een temperatuur van 20 0 C. De temperatuur van het

koelwater mag niet hoger worden dan 40°C Lv.m vorming van ketelsteen.

V.2.1. De verdampers

De warmtewisselaars H4, HIO, H17, H18, H22, H27, H33 en H37 zijn verdampers. Er werd overal voor een horizontale uitvoering gekozen.

De stoom gaat bij al deze warmtewisselaars door de pijpen. De drukval aan zowel pijp- als mantelzijde worden verwaarloosd. Bij het dimensioneren hiervan werd de volgende procedure gevolgd:

1) Bepaal de benodigde capaciteit uit de uitvoer van ChemCad. Bepaal voor de gebruikte stoom de condensatietemperatuur (Ts,s), de dichtheid van de stoom (PI,s), de dichtheid van het geconden-seerde stoom ( P g, s), de verdampingswarmte (~liv, s), de geleid-baarheid ( ~ s) en de viscociteit ( ~ s) van de gecondenseerde stoom en de foulingfactor (Ri). Bepaal van het te verdampen medium de kooktemperatuur (Ts), de dichtheid van de vloeistof (p

1), de dichtheid van de damp (fg), de verdampingswarmte (.6. Hv) , de oppervlaktespanning ( c r ) , de foulingfactor (Ru), kritische druk (Pc) en de druk in de verdamper (P).

Bereken ook de benodigde hoeveelheid stoom.

2) Bereken de maximale warmteflux van het te verdampen medium met:

qmax = 0.054*

p

g O.5* .1Hv*( 0'*( f'l- fq)*g)0.25 (14)

3) Kies een startwaarde voor de overall warmteoverdrachtscoeffi-cient (ku). Bereken het benodigde oppervlak (A) en de over te dragen hoeveelheid warmte per m2 oppervlak (q). Er moet gelden dat q<qmax.

4) Bereken de uitwendige warmteoverdrachtscoefficient (~u) met:

~u

=

O.036E-3 * Pc .O.69*qO.7*

( 1. 8 * (P / Pc ) 0 • 17 + 4 * ( P / Pc ) 1. 2 + 1

°

* (P / Pc .) 1

° )

(

15 )

5) Schat de inwendige warmteoverdrachtscoefficient ( 0< i) en bereken de schone wandtemperatuur met:

<Xu

Twa = Ts,s - --- * (Ts,s- Ts) (16)

0( i*2/2. 54+ (XU

24

druk ( bor) T ( 4> C) dHc (kJ/kg) ;CC W/mk) _{7(Po s)}

r

1

5 134 -2163 0.688 2068-6 931

10 180 -2000 0.677 1498-6 I B87

40 250 - 1714 0.617 107e-6

p99

Tabel 5: Ge2evens van stoom bij verschillende druk en

condensatietemperatuur (uit R.H.Perry [15])

c

I

pg

I

i I I 1 .63 _i i

I

5. 11 ,

I

I 20

c

c

c

cXi

= 0.815~

r

: ---À s 3 *

f'

1 , s * ( PI, s -

f>

g , s) *

g

O,

! (17)

L

T;"'I/~ *0.02*(Ts,s-Twa)

.J

7) Bereken de schone wandtemperatuur. Indien deze meer dan 0.5

oe

afwijkt van de eerder berekende Twa, ga dan terug naar punt 6. 8) Bereken de overall warmteoverdrachtscoefficient met:

ku-1 _{= --- + --- +} du du*ln(du/di) 1 _{+ Ri + Ru (18)}

di* LX' i 120 O(u

9) Bereken het benodigde warmteoverdrachtsoppervlak. Indien dit veel afwijkt van de laatst berekende A, ga dan terug naar punt 3.

Als voorbeeld zal de warmtewisselaar H4 gedimensioneerd

worden:

De capaciteit van deze warmtewisselaar moet 6452 KW zijn. Van het te verdampen medium zijn de gegevens:

Ts

=

112

·e

PI

=

824 kgjm3 pg

=

5.9 kgjm3 AHv

₌

481 KJ/kg

cr-

=

0.0022 Nim Pc 43 atm P

=

2.33 atm Ru

=

1. 76E-5 m2 jWK

Er wordt gekozen voor stoom van 10 bar. De gegevens van stoom bij diverse drukken staat weergegeven in tabel 5.

Er is 6542E3/2000E3 = 3.27 kg stoornis nodig.

De maximale warmteflux kan worden berekend met (14) en is gelijk aan 239 KWjm2 . Als schatting voor ku wordt genomen 1540 Wjm 2K. Het benodigd warmtewisselend oppervlak is dan gelijk aan:

A

=

6452E3/(1541*(180-112»

=

62 m2

De over te dragen hoeveelheid warmte per m2 oppervlak is dan: q = 6452E3j62 = 104818 Wjm 2

Dit voldoet, want q<qmax.

De uitwendige warmteoverdrachtscoefficient kan nu berekend worden met (15) en is gelijk aan:

<Xu

=

5410 W/m 2 K

Als schatting van

ex

i wordt 9450 W/m 2 K genomen. De schone

wandtemperatuur is dan (berekend met (16»:

Twa

=

151.4

·e

Met (17) kan nu de uitwendige warmteoverdrachtscoeffcient

26

c

F I-in 00 tubes on I X-in triangular pitch

Sh~lIlD I TE~1A Lor M TEMA Por S TEMA U

! 'umber of passes Number of passes Number of passes

c

, mm in I 2 i ~ 6 1 2 ~ 6 2 4 6 103 ~ 27 26 ~ 12 18 I~ 8 12 14 12 6 !5-l 10 42 ~o .3~ 24 .3.3 28 16 18 28 24 24 ·lOS 12 64 66 52 44 51 48 ~2 44 52 ~O 40 '~17 I.3Yo 81 7 ~ 62 56 73 68 52 44 64 56 52 lII7 15Yo 106 106 88 92 93 90 78 76 90 80 78 4.1Il lïX 1~7 13~ 124 II~ 126 122 112 102 122 112 102 4~9 19Y. 18:3 176 150 152 159 152 132 136 152 140 136 ;~O 21Y. 226 220 204 186 202 192 182 172 196 180 176 ;91 231. 268 262 236 228 249 238 216 212 242 224 216 F>l5 25 316 :302 274 272 291 278 250 240 286 264 246 fYI6 27 .175 100 .1.36 324 345 .3.30 298 288 340 320 300 717 29 430 ~16 390 3110 ~OO 188 356 348 400 380 352 7~7 ·11 ~95 ~82 ~52 448 ~59 ~.50 ~ 1~ 400 456 436 414 "l~ .3.3 579 554 520 504 526 .514 ~84 ~64 526 504 486 ~9 35 M5 622 586 576 596 ,584 ·;~8 536 596 572 548 ~4{) 37 729 712 662 648 672 668 626 608 668 636 614 'J91 19 S08 792 744 732 756 736 704 692 748 728 700 1067 42 9~7 918 874 868 890 ~78 S.1~ 1108 890 856 830 114:l ~5 1095 1068 1022 1000 1035 1008 966 948 1028 992 972 1219 ~8 1241 1220 1176 11~8 1181 1162 1118 1092 11110 1136 1100 l:l72 5~ 157ï 1572 1.510 I~IIO 1520 1~92 1~36 1416 1508 1468 1442 1.524 60 1964 1940 1882 1832 1884 1858 1800 1764 1886 1840 1794 Iti7ti 66 2390 2362 2282 2260 I ~29 72 2861 2828 2746 2708 19~1 78 ·1.368 .3.324 3236 3216 èl·34 8~ 3920 .1882 :)784 3736 ~2.,#) 90 H99 4~56 4370 4328 è4:l~ 96 514~ 5104 4986 4936 2741

I

108 6546 6494 6360 6300 UI4~ 120 8117 8038 7870 7812 _I

c

Tabel 6. Counttable voor warmtewisselaars; uit Perry (IS)

Als de schone wandtemperatuur opnieuw berekend wordt, blijkt deze gelijk te zijn aan 151.3 °C.

De overall warmteoverdrachtscoefficient kan nu met (18) berekend worden en is gelijk aan 1547 w/m 2K. Het benodigd warmtewisselend oppervlak is dan 61 m2 . Dit scheelt nauwelijks van de schatting voor A (62 m2 ).

De andere verdampers worden op identieke manier gedimensioneerd. De resultaten hiervan staan op de specificatie formulieren voor de warmtewisselaren in bijlage 4.

V.2.2 De condensors

De warmtewisselaars H2, H7, H15, H20, H25, H31 en H35 zijn condensors. Het koelwater wordt door de pijpen geleid. Bij het

dimensioneren van de condensors werd de volgende procedure

gevolgd:

1) Bepaal de benodigde capaci tei t uit de ui voer van ChemCad.

Bepaal van het te condenseren medium de condensatietemperatuur, de condensatiewarmte, de dichtheid van de vloeistof, de geleid-baarheid en de viscociteit. Bepaal van het koelwater de

tempera-tuur van het uitstromende koelwater (Tku). Bepaal van het

koelwater bij de gemiddelde koelwatertemperatuur (Tk) de

dichtheid, de viscositeit, de warmtecapaciteit, de geleidbaarheid en bepaal het Prandtl-getal (pr).

Bepaal ook de benodigde hoeveelheid koelwater.

2) Bereken A TIn en maak een schatting voor de overall

warmte-overdrachtscoefficient. Bereken het benodigd warmtewisselend

oppervlak.

3) Maak een keuze voor de lengte van de warmtewisselaar (1) en maak aan de hand van tabel 6 een keuze voor het aantal buizen (z) en het aantal passages (n). Bereken de koelwatersnelheid in de buizen (Ck) met:

~k

Ck

=

---pk

*

(zin)

*

(lrj4)

*

di 2

(19) Bereken het Reynoldsgetal (Re) met:

Re

=

(Ck * di)

I

"k ( 2 0)

Lees vervolgens uit figuur 5 de wrijvingcoefficient (f) af en bereken het drukverlies van het koelwater bij stroming door de pijpenbundel met: . [f*l APk = 4 ? ---di .., I ... n \ *0.5 * Pk * Ck2 I, ( 21) Er wordt gesteld dat de drukval niet veel groter mag zijn dan 0.5

- - - - -_. - -I 7 .0 .00 ,005 .003 !! ,002 = .00 I cr ~ 0007 .000 5 ~ .0003 g 0002 _H

,~

~

.000 .00007 00005 It . 00003 .00002

J

.cooo , , ' , 1"- , , , I I "\. 1 , I I III i ~ , I ; ! : I

i

1

I

I

,

Nlil

! 0 _" , , , I I 11,1 I 11 I I I I11 p : Oensify I ib.lcu. ft.

fL : 1J1SCOSlfy ot Calorie Temperoture

I

, Ib /lfl.J{hr I

1".' V'''O.,I) ol Tub. Woll Temoeralu,. , :0 /Iflllhr I

4>, ' 11" lUw 1°." 0 boy. R., : ~,IOO

<p, ' I,u/I".JO.ZI below R., : 2,100

n = Numoer of Tube Passes

Naft .

l.u ,n Con',oo, •• 1I2.421'11" ,n Ib /lfI!lnrlJ

Fot Dtm.nslontess Friction Foctor Mult10ly Ordlnat. I f I by 144 ,I.

2f3

dP , ':G,)Z{LI!nl , f{G,lllLllnl

$

0 ' 2!9i1pIl01l4>,1 5.22(10)'0(01151:4>,)

6P,: PrU5ure Drop I PSI

~

I 0 : !nslde Diameter ot Tubes I tI.

i I f : Fr!ctlon Foctor I SQ. ft I sq In

G, :Mass VtlOClty I !b./II'H )(s~. ft ICross Sectlon)

I

I i Q :Ac:Ibcele/t\rrorlon /(~ ot Grov!ty I tL/(hr)Z l ~

:.. : riJ oe Lenglt\, ft

~ ~ 'Tolol Number of Tub ••

-5' 50.c,f,c GrOy,l) of Go. or L'Qu,d R.f.r.nc.d la Wol., 0' ,~ , _I ,~ _{J I} lil,

'r-

I P'Pl _I I I I!

I

I

I I

I TUb •• ~~~

_~

' I I ~ 00' ., , 0 I I ,I; I I ! il 'i , I

11

10 20 30 50 70 100 200 500 1,000 2,000 5,000 10,000 20,000 50,000 100,000 500,000 I,CCO,ooo o G, Rfl : }i"""

Figuur 5. De wrijvingscoefficient als functie van het Reynoldsgetal.

c

bar. Als de drukval groter is, kies dan andere waarden voor z en n en doe de berekeningen van punt 3 opnieuw totdat een configura-tie gevonden is, die aan de eisen voldoet.

4) Bereken het Nusselt-getal (Nu) van het koelwater in de pijpen met: ( S/8)*(Re-lOOO)*Pr Nu

= ---

*

1+12.7*( ~/8)0.5*(pr2/3-1) (1+(di/I)2/3) (22) met ~ = (1.82*log Re -1.64)-2

Bereken vervolgens de inwendige warmteoverdrachtscoefficient met:

ex

i = Nu* ( À/di) (23)

5) Kies een waarde voor de uitwendige

warmteoverdrachtscoeffi-cient en bereken de schone wandtemperatuur met:

Q(u

Twa

=

Tk + --- * (Ts - Tk) (24)

i*2/2.54 + <Xu

Bereken de uitwendige warmteoverdrachtscoefficient met: Dtu = (){u(l) * z-1/12

met

l)(u(l) = O. 725 *

(_~=:_~::--:~:_:_~

)

O. 25

~ *(Ts-Twa)*du /

(25)

Bereken opnieuw met (24) de schone wandtemperatuur en als deze meer dan 0.5°C afwijkt van de eerder berekende schone wandtempe-ratuur, herhaal dan de berekening van punt 5.

6) Bepaal de fouling-factoren en bereken met (18) de overall

warmteoverdrachtscoefficient. Bepaal vervolgens het benodigd

warmtewisselend oppervlak. Vergroot i.v.m. in- en uitstroomeffec-ten het oppervlak met ongeveer 15%. Indien dit oppervlak te veel afwijkt van het oppervlak dat overeenkomt met de gekozen waarden voor l,z en n, kies dan andere waarden voor z of n (of 1) en ga naar punt 3.

Als voorbeeld zal warmtewisselaar H2 worden doorgerekend. De

capaciteit van deze warmtewisselaar is 5227 KW. Voor het te condenseren medium geldt:

Ts = 56.3

oe

AHc = 360 _KJ*k~

P

= 592 kg/m

À = 0.1 W/mK

~= 170E-6 Pa s

De gegevens voor het koelwater staan weergegeven in tabel 7. Dit zl.Jn de gegevens voor koelwater met een temperatuur van 30°C, maar er wordt verondersteld dat deze gegevens gelden voor een

30

--I

c

Tabel 7. Gegevens van het koelwater bij 30o_e.

r

(kg/m3) '«m2/ s) '!(kg/ms) Cp(kJ/kgK) Pr(-) ~(W/mK) 995 8e-5 798e-6 4.186 5.43 0.614 L ( '-"

c

temperatuurtraject van 20-40

°c.

Er is 5227E3j{4186*{40-20»

=

62.4 kg koelwaterjs nodig.

Het logaritmisch temperatuursverschil is gelijk aan:

àT1n = (36.3-16.3)j1n(36.3j16.3)

=

25

°c

Een schatting voor ku is 530 Wjm2K. Het benodigde oppervlak is

dan 5227E3j{530*25)

=

394 m2 . Er wordt gekozen voor een

warmte-wisselaar met 874 buizen en 4 passages en een lengte van 6 m. Met (19) en (20) kan nu de koelwatersnelheid en het Reynolds-getal worden uitgerekend:

Ck = 1.83 mjs

Re = 45680

uit figuur 5 wordt f bepaald en met (21) kan de drukval worden uitgerekend:

f = 0.0259

APk = 0.78

Hoewel wat aan de hoge kant, wordt dit toch in orde bevonden.

Met (22) en (23) wordt nu het Nusselt-getal en de inwendige

warmteoverdrachtscoefficient uitgerekend: Nu = 279

r:;. i

=

8573 Wjm2K

Een schatting voor de uitwendige warmteoverdrachtscoeficient is

1060 W/m2K. De schone wandtemperatuur is dan 33.6 cC.

Met (24) en (25) wordt uitgerekend: 0( u (1)

=

1885 Wjm2K

0( u = 1072 Wjm2K

De schone wandtemperatuur is nu weer 33.6

°c

en er is dus geen

correctie nodig. Voor Ri en Ru worden resp. 5E-4 m2KjW en

1. 76E-4 m2KjW genomen. De overall warmteoverdrachtscoeffient is

dan gelijk aan 553 Wjm2K. Het warmtewisselend oppervlak moet dan 377 m2 zijn. Een warmtewisselaar met 874 buizen en een lengte van

6 m heeft een oppervlak van 6*874*tf*du = 418 m2 . Dit is 11% meer

dan het berekende oppervlak. Dit wordt voldoende geacht om de in-en uitstroomeffectin-en te compin-enserin-en.

De gegevens van deze en de overige condensors staan op de

specificatiebladen in bijlage 4.

V.2.3 De warmtewisselaars zonder faseovergang

Van dit type zlJn de overige warmtewisselaars H5, H12, H23 en H29. Het zijn alle koelers met koelwater als koelmedium. Het koelwater stroomt door de pijpen. Bij het dimensioneren van deze vier warmtewisselaars werd de volgende procedure gevolgd.

z o ;::0.8

32

u 0..1 a:: a:: o

rlllll·II • • • •

p • TEMPERATURE EFFICIENCY

T,~ MTO CORRECTION FACTOR

C

₍ ~ • t.

.

I SHELL PASS 2 OR MORE TUBE PASSES

~ t,

p • ..!L:..!J R. TI-T,

i _{F'Ot.!Ot ...}

h.

T,-t, ta-t,

Figuur 6. Correctiefaktor F als functie van P en R voor 1 shell, 2 tubes warmtewisselaar. 0.45 = 0.40 cu .s::. (/) o 0.35 o

--~ :; 0.30 U u co _ - 0

15

~ 0.25 CDC'

èfl:;

0.20 0.15 1

\

\

'"

_'"

'-....

2 3 4 5

Dia, Shel!/Boffle Pitch

Figuur 7. De 'baffle cut' als furlctie van de Di/B-verhouding

'-I

L

. 1

'--enthalpiebalansen. Bepaal van het te koelen medium de geleidbaar-heid, de viscositeit, de dichtheid en het Prandtl-getal bij het gemiddelde van de in- en uitgaande stroomtemperatuur. Bepaal van het koelwater behalve deze grootheden ook de temperatuur van het

uitstromende koelwater, de benodigde koelwaterstroom en de

warmtecapaciteit bij de gemiddelde koelwatertemperatuur.

2) Bepaal het logaritmisch temperatuursverschil, bereken P en R

en bepaal de correctiefactor F(P,R) uit figuur 6 voor een

warmtewisselaar met 2 tube- en 1 shellpass. Indien F(P,R) kleiner

is dan 0.75 wordt voor een warmtewisselaar met 2 of meer

mantelpassages gekozen. Bereken het gecorrigeerde logaritmisch temperatuurverschil.

3) Schat een waarde voor de overall warmteoverdrachtscoefficient

en bereken het benodigde warmtewisselend oppervlak. Kies ook de

lengte van de warmtewisselaar en kies m. b. v. tabel 6 geschikte

waarden voor z (n is bij punt 2 al bepaald). Lees ook uit deze

tabel de inwendige diameter van de mantel (Di) af.

4) Bepaal met (19) t/m (23) en figuur 5 de snelheid, het

Reynolds-getal, de drukval, het Nusselt-getal van het koelwater en bereken de inwendige warmteoverdrachtscoefficient.

5) Begin met een keerschot afstand Di/B=l en bereken de

massa-stroom per eenheid van doormassa-stroomd oppervlak (Gs) met:

Gs = 1;w/ ( (Di/s) *C*B)

met s = 0.032 en C = 0.00635

Bereken het Reynoldsgetal aan de mantelzijde met: Re,m = Gs*De/"

met De = 0.01806 m

(26 )

(27)

Bepaal m. b. v. figuren .₁ en

.8

de frictiefactor f en bepaal de

drukval met

f * Gs2 * Di * (N+l)

APm

=

(28)

2

*

f

*

De

De beste warmteoverdracht wordt bereikt als het Reynolds-getal en daarmee de drukval het grootst is. De drukval mag echter niet

veel groter worden dan 0.5 bar. Is de drukval echter heel klein

dan zal de warmteoverdracht ook niet erg groot zijn. In dit geval wordt dan gekozen voor een kleinere keerschotafstand (grotere

Di/B verhouding) en de berekeningen onder punt 5 worden herhaald.

6) Bepaalde uitwendige warmteoverdrachtscoefficient met:

o(u

=

jh

*

Prl / 3

* (

X/De) (29)

hj 1-" (IQ C C ti 00 C t::) 1-" ro rt _Ml ~ ti • 1-" <: (') III rt ::l 1-" _ro 0.. Ml ro III ::l (') _rt lJ:j 0 ro ti ti (IQ III ::r ~ tIJ ~ Ml -...J C ::l (') rt 1-" ro <: III ::l ::r ro rt ~ ro '< ::l 0 ~ 0.. tIJ (IQ ro rt III ~ (1 6 10 100 10,000 100 000 10 ~ 3 3 4 5 6 7 8 9 4 5 6 7 89-1.000 2 3 4 5 6 7 8 9 'f 2 3 4 5 6 7 891 2 3 4 5 6 7 8 9 ~IO nlo 9 '>..'>. 2 '( ) 2 ' ( ) 19 8 ~ " • fsxGsxDs Netl fsxGsxDs Ne+1 . 8 7 Ll Ps = = , pSI 7 6 ." ~ " l'.. 2 xgxpxD_e xcps 5.22 x 10lOxD_e x S xcps

5 " ,,~ " B Baffle Spaclng ,in_

4 " ,,'l-~ "~ "" C' Clearance belween Adjacent Tube, in

~ ~ i'. De Equivalenl Diameter, ft.

3 ,, ~~ de Equivalenl DIameier ,in_ See hl Curve for Numerical

" ~ ",-" " _ Values_

,,- " ~ ~ ~ D~ Inside Diameier of Shell, fl.

2'

"

" "

,

"i:'- '"

Gs Mass Veloclly, Ib/hrlsq ft Flow Area) " "" '" 9 Acceleralion of Gravily 14-18 x 108 ft/hr2

" ~ ~ "", L Tube Lenglh, fl

" ,,"' ",,~ " Ne Number of Boffles

nn, '" Netl Number of Times Fluld Crosses Bundie trom Inlel la

" Outlel, 12 LlB

" 1-... - ... p Tube Pilch 1 in_

'Ic "f-d I I F'I--l: I II I I tJ. p Shell Side Pressure Drop psi

'---~'----'----'----'----'-'---'---'--'--'-~-'--< -'-'-1----""o:L·~ _< ~-"--< -'--I i"-~ ~ : _: _ : : : ~ 1 1 1 1 1 1 1 1 1 I 1 5 ,

6 5 4 3 2 OOI 9 8 7 6 :> 4

'i-tt-l-'1iHL

~L

llih=

F

-

l I

'~~I

I I

I l l r l

-

I I III I IIIII

=> .= 1 ~ 'i- ...J:t:::bil- T-t--l-! 1 I I 11 1 r-t ~ .... ~:.. ë: -, , ~

v on ?---l:-:l--UI ~-t--o=-:t:---bhU ~.-/5"1o " " " I , '" 3 ~

:s;

-

-=-.. r--"i-==

=-0:-

r---t- - - I-~ - r-I -r-1\ - 0 C ' 2 2 5 ~ t=L1 I I u:: ot: - f- 1:- - 0:-r-t- - - f----r- r.::-=-- 2 3: d- F-=--r---- r-f----r--

-

lL

t--,_ 6-0 -o 3 I--I--r--- 45 t--I-- ' -... --' ... ~_ 1-1- 6-0_ ~

--

-0 " : -0.001 - - -1--- - - --- -1- 1- - - 6-0 --- 0001 u.. 9 -- - t - - - ---r- - I- I - - - ---I---r-- '=- - 9 (l 8 8 7 7 6 - -- -f- --- - I---f-- - - -- - 6 5 P Densily,lb./cu.fl_ -- - - -- - - - -- - -- ' ---- - - - -- -- - 5

4 fL ViscoSlly allhe Calorie Temperalure ,Ib./ft x hr. - _ _ _ _ _ _ _ _ __ .. ___ -- _ --- _ I - - -- --- -- 4 fLw Viscosily al Ihe Tube Wall Temperalure,lb./ftx hr_

cp,

(fL I fLw )0.14

Note: Friction Faclors are Dimensional, sq. ft/sq. in_ ,10 give tJ. Ps in psi Directly_

3 -. 1 I I I I /-- I-t- t--~ --. I I--I-+-l-~-!--f---H-~!--~~!-+H--I-I-I-I ~-I----I-I--t--t --I-I- /- I--+-I-H 3 -,-+ -1 I I I

-

tt

~

t

L

ttt

tl

11r=

L

-

L-LUr

l

~~~

--~-- I-2 1 .- 2

For DimenslOnless Friction Faclor, Mulliply Ordinale f,by 144. 0,0001

I

11 I

I

I I t I I I I I I f I I I I I I I~ 0.0001 2 3 4 5 6 7 8 9 1 ot 3 4 5 6 7 8 9 3 4 5 6 7 8 9 2 3 4 5 6 7 8 9 2 3 4 5 6 7 8 9 1 6 la

n

( 100 1,000 10,000 100,000 10 (' ( ' DeGs Res=

T

( _\'

c

_{(\ ('} l.J,J ~

o

7) Bepaal de fouling-factoren en bereken met (18) de overall warmteoverdrachtscoefficient. Bereken het benodigde

warmtewisse-lend oppervlak en vergroot dit met ongeveer 15%. Indien dit

oppervlak veel verschilt van het oppervlak dat overeenkomt met de gekozen l,z en n, kies dan andere waarden voor z of I en ga naar punt 3.

Als voorbeeld wordt warmtewisselaar H5 doorgerekend:

uit de enthalpiebalansen (bijlage 5) kan berekend worden dat de capaciteit voor deze warmtewisselaar 2866 kW is. Voor het te koelen medium kan uit de uitvoer van ChemCad bepaald worden:

Pr

=

0.125 W/mK 279E-6 Pa s 849 kg/m3 5.11

De gegevens voor het koelwater kunnen uit tabel 7 gehaald worden. De benodigde hoeveelheid koelwater is gelijk aan

2866E3/(4186*(40-20» = 34.3 kg/s.

Het logaritmisch temperatuursverschil en de factoren P en R kunnen worden uitgerekend:

AT1n = (92-21.7)/ln(92/21.7) = 48.7 °c

P = 20/(112-20) = 0.217 R = (112-61.7)/20 = 2.52

uit figuur 6 kan worden bepaald dat F(P,R) = 0.94 en het

gecorrigeerde logaritmisch temperatuursverschil is dan 45.7. Een schatting voor de overall warmteoverdrachtscoefficient is 660 w/m2K. Het benodigde warmtewisselend oppervlak moet dan

2866E3/(660*45.7) = 95 m2 zijn. M.b.v. tabel 6 wordt gekozen voor

een warmtewisselaar met haarspeldbundel van 6 m lengte, een

inwendige manteldiameter van 60 cm en 242 pijpen.

De snelheid, het Reynoldsgetal, de drukval, het Nusseltgetal en de inwendige warmteoverdrachtscoefficient kunnen berekend worden:

Ck = 1.81 m/s Re = 45343 f = 0.0245 AP = 0.61 bar Nu = 277 CXi = 8518 w/m2K

Er wordt gekozen voor Di/B=2. De keerschotafstand is dan 30 cm er zijn 19 keerschotten. M.b.v. (26) en (27) kan Re berekend worden:

Re,m = 46031

Met de figuren 8 en

1:

fw=0.288

De drukval is (met (28» gelijk aan 0.57 bar. Dit voldoet aan de

eisen.

uit figuur 9 kan worden afgelezen dat jh gelijk is aan 130. Met

(29) kan bepaald worden dat de uitwendige warmteoverdrachtscoef-ficient gelijk is aan 1550 w/m2K. De overall warmteoverdrachts-coefficient is dan gelijk aan 658 W/m2K. Het benodigd warmtewis-sellend oppervlak is dan gelijk aan 2866E3/(658*45.7) = 95.3 m·

Het echte warmtewisselend oppervlak is gelijk aan 6*242*

---I-zj 1-" OQ C 1,000 C

•

Z 3 4 6 8 I z 3 4 6 11

Flow arca across l>undlc, ns = Dg x C' x B /IHp, ft.2

10 JOO

11

i Mass vclocity, Gs = W/as' Ib/hr _x sq ft Tube Oll

\.0 _{4 x nxial flow area, In 3/4"} ~. Ö

M' ro

4 t:qulvalent diameter, do = wetted perimeter _1-1/I" _4"

as Flow area aerOSB bundIe, sq ft 1-1/2" ~ Cl

• 0 3

B Baflle spaclng, In 5/S"

e SpeelCle heat of lluld, Btu/lh x OF 3/4"

<: ...

Ql cr ;:l C

11

p.. ;:l z

C' Clearance bclwccn adjacent tubes, In 3/4"

De Equivalent diameter. ft I"

de t:qulvalent diameter, In 1-1/4" G. Ma •• vcloclly, Ib/hr x sq ft }-1,2" ro ;:l H) Ql t:d () ro M' 100 11 0 OQ 11 :!:

•

::Tc.... 0 I i ,...::T ...---... ... ~It ... Ql '--' ... ~

..

C/) " ï H) ...---... 3 c ~I 0 ::I u -'"

--

Z

bo Film coellicienl oUlslde bundle, Dlu/hr x sq fl x 0 ••

D. lnsiuc dia meier of shell, In

k Thermnl eonducJlvlty,' Blu/hr x sq ft x oF/ft

p Tube pllch, In

W Wclghl flow of fluhi, lu/hl"

J' YI6cosily at tbc calorie Icmperaturo, Ib/ft x hr

J'w Yiscosily at tbe tuho wall temperature, Ib/ft x hr

I I 6. 0 -BAFFLE CUT () M' 1-"

~I~O

ro <: Ql 11 ;:l ::c 10 8 15·/.--.... _L.,y 2~~ 35--=--"

t"-

i'-

r>

/ V

::::

r~ V-: V 45 "' . / _V

"'

. / >< ::T ro M' i V :..--"./ ::;...-V~ ~ :;0 ro '<: 4 ;:l 0 ... 3 p.. C/) OQ ro Z V /---- V V , - / , - / v ,..::;... . / / :...-::: ~ V / _~ -?

V

M' Ql ... I 2 3 4 ~ 6 8 t 3 4 :; 6 S 10 100 () (\ (l (1 (\ (I 1,000 I z 3 4 ·Baro Tube Pitch C' de. - -_lito -0.25011 _0.95" 1-1/4" 0 U.250" 0.99" 1-9/16"0 0.3125" 1.23" 1-7/S" 0 0.375" 1. 48" 13/16"1'1 0.IS75" 0.535" 15/16".6 0.IS15" 0.5511 I" f'l 0.250" 0.73" 1-1/4" f'l 0.250" O.7Z" 1-9/lli" /). 0.3125" U.91" 1-7/~" è; U.375" 1.0tj" I

0

BAFFLE CUT 15 0/. ---..

V

~ 25 f'-.... r-... p-35

45~~

'7 -:,...-_V V: ~f.' V / . / ' ~ ~

~J~

~ V Z 3 4 ~ 1,000 De G's Res=

-p:-(' 10,000 100,000 6 11 I 2 3 4 6 8

1 ~ Fins/Inch IG Fins/Inch

-f-- --C' U_c C' u,. - -- -0.34" I. 21" tI.:J:.!:''' 1.:.! 1" _. f-0.34" 1. 27" O. :.12" 1. 21" - - - -- - - -0.2.78" O. ~2" 0.2655" U.7H" /~ 0.278" 0.80" O.2lif.lG" O. 7~)" U.3·1" I. 00" O.32!j" U.95" V ~ O. 3~" O. !J7" O.3:!" O. til"

Y

Vi:;. ,-~

;:v

/

;

;;

-:::V

~

~

"

. / . / ,- -r . / ----v ' i ... . / ~ ~ ~ _.- I--V"~ 1- f - --- I-- -f-- -~ V_v V I/" -- - -6 8 2 3 4 6 0 10,000 lOO,OOO (i / - , \. I () Z 3 4 6 8 f- . 1- f-- I-- -~ ~ /1---:: i-': / . / V _;..--::

V

/ v./

-;:::

k

....-::: A::: I/' /: . / ::::....-~ r-- - -- - I- -- --i- - - ---I--r - I- - -- f--- - - --t -i- _r - - -- - f-f- -I-- -,- _{--f---- -} t---_. _{t -r -} rt-- I--I - --- --- -3 4 5 6

•

f \ 106 1,000 8 6

"

3 2 100 o G

"

3 10 8 I> " 2. 106 w C7' (l

*0.0254 = 115.8 m2 . Dit is 20 % meer.

De gegevens van deze en de andere drie warmtewisselaars staan op de apparatenspecificatiebladen in bijlage 4.

V.3. De berekening van de pompen

Er wordt gekozen voor centrifugaalpompen.

Het theoretisch vermogen dat de pompen moeten leveren kan worden uitgerekend met de volgende betrekking:

Pcomp, th = ~ v * èI. P (30)

Het rendement wordt gesteld op 80%:

Pcomp,pr = Pcomp / 0.8 (31 )

Met deze betrekking kunnen de vermogens van de pompen P9, PIl en P28 worden uitgerekend: P9: m = 2.86 kg/s, P= 632 kg/m 3 , 6P = 1.54 bar --> Pcomp,th = 0.698 kW Pcomp,pr = 0.872 kW PlO: m = 22.8 kg/s, P=835 kg/m 3 , óP 1.3 bar --> Pcomp,th = 3.550 kW Pcomp,pr = 4.437 kW P28: m = 3.05 kg/s,

P

= 834 kg/m 3 , 6P = 1.3 bar --> Pcomp,th = 0.476 kW Pcomp,pr = 0.595 kW

De overige gegevens van de pompen staan op de apparatenlijst ln bijlage 4.

39

VI DE MASSA- EN WARMTEBALANS

De resultaten van de massa- en warrntebalans staan in bijlage 5.

Bij het opstellen van de massabalans is aangenomen, dat bij gebrek aan gegevens, de enthalpie van het koelwater (20°C, 3 bar) gelijk is aan nul.

VII OVERZICHT SPECIFICATIE APPARATUUR

De lijsten met de gegevens van de apparatuur staan weergegeven in bijlage 4.

42

Investeringsopbouw vanueenuNederlandse chemische fabriek

tf

53%

8%

materiële zaken zoals apparatuur, leidingen loon

64%

~

27% 16% indirect t " 19% engineering + toezicht

---08%

start-up/pre-oper. I L: 14% 6% licenties

Figuur 11. De verdeling van de investeringen ~n procenten.(7)

o 500 0 4000 3000 2000 1000 o Tower dlometer, m 2 4 I V

Bubble -cap tray,

/

(stolnless steel)'~

v

Le

'tra),

I

i

tsrolnless steel)

bi-Stampeo

tlH~

V

I---~I'

4 ,/

tray, ('talnle,,~ ~ /v steel) ~0

f<

Bubble-cap trays I ./ 'Y (carbon steel) ór

~~~

S.eve trays (stolnless steel)

-I--:=r

Jonuory 1979 I o 2 3 4 S 6 7 8 9 IQ 11 12 13 14 15 Tower dlometer, ft

11;. ''''77 C(", of rlJ.h~ for collirnm. (:0\1 inl'l'ldt,S pl.1tc: dec~, vah"los.

~ caps, du"'-'nrolllt"rs, amJ ~lrlictlJraJ·'ih·eI parb. Tlac ~141inlcs.s sh."t"1 ch~lw u typt' 41U. (P(·tt'rs und Ttmmohatu, PI..tnt Ot"sign amJ EC"

o-IOIUCSlor Chelnlc"1 Eng,,,ee,,, 3d cd , ,\/cCrau;-H,I/, : .... cw }'OI'k, /950.)

Figuur 12. De kosten van schotels uit 1980 (15).

c

- 1 \...,1 I

c

(--VIII. KOSTENBEREKENINGEN

VIII.l De investeringskosten

De totale investeringskosten bestaan uit de volgende vier

termen

1. De battery limits, IB

2. Investeringen in hulpapparatuur, inclusief indirecte kosten, IH

3. Investeringen in niet tastbare zaken, zoals licenties en know-how, IL en

4. Het werkkapitaal, IW.

De som van IB en IH wordt ook wel aangeduid met fixed capital,

IF. De verdeling van de investeringen in procenten staan

weergegeven in figuur 11.

De investeringen zl.Jn berekend volgens de methode van Lang [7]. Deze faktormethode gaat uit van de kosten van de geleverde apparaten (A). Door de kosten van de fundamenten, ondersteuning

en montage lopen deze op tot 1.43

*

A (B). De benodigde

pijplei-dingen zijn afhankelijk van de aggregatietoestand van de

produkten en Lang stelt de totale kosten inclusief leidingen voor

gas / vloeistof op 1.60

*

B (C). De kosten voor elektrische

installaties, hulpdiensten en voorzieningen -de off sites-,

worden gevonden door de kosten C met 1.5 te vermenigvuldigen (D).

Voor de indirekte kosten (constructie, overhead, engineering

enz.) voert Lang weer de verschillende aggregatietoestanden in

namelijk voor gas / vloeistof 1.38

*

D (E). Voor gas / vloeistof

processen wordt de Lang faktor dan 4.74. De totale vaste

investeringen, IF wordt dan 4.74

*

A.

De investeringen in de apparaten zijn gegeven in kf voor 1989

Torens (T) kf 2705.00 Schotels (zeefplaten) kf 713.28 warmtewisselaars (H) kf 2959.00 Vaten (V) kf 116.00 Pompen ( P) kf 19.55 kf 6512.80

De pompen zijn inclusief elektromotoren. De torens, behalve T34 zijn in roestvrij staal (AISI 304) uitgevoerd, aangezien DMF

corrosief is. Dit geldt ook voor de warmtewisselaars waar DMF

doorstroomt, al zijn het maar zeer kleine hoeveelheden. Uitgeslo-ten worden dan H15, H17, H35 en H37. De kosUitgeslo-ten van de schotels zijn bepaald met behulp van figuur 12 uit Perry's [15] De kosten van de schotels zijn gebaseerd op cijfers uit 1980. Alle schotels zijn zeefplaten en uitgevoerd in roestvrij staal (AISI 410). Als

Chemical Engineering Plant Cost Index voor 1989 is 356.9

aangehouden afkomstig uit Chem.Eng. jan 1990 [9] , voor 1980 was een index cijfer gegeven van 261.2. Als dollarkoers is genomen

f 1.88, de koers van einde 1989. De prij zen van de overige