De debutanizer

RAPPORT Nr:

DEBUTANIZER. W en T gedeelte. G-opdracht, 1978.

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE

DE DEBUTANlZER

Studieopdracht in het kader van de G-opdracht, waaraan meewerkten,

Studenten:

L.e.M. van Lent, W.J. Verhoef.

Begeleiders:

W.J.B. van de Bergh, S.J. Jancic,

Inhoudsopgave.

pagina

1. Probleemstelling. 1

2. Opsplitsing LGSLN en HGSLN in pseudocomponenten. 2 3. Bepaling kooktraject van een mengsel bij constante druk.' 4 4. Bepaling stofgegevens voor meercomponenten systeem. 5 4.1. Viscositeit.

4.2. Oppervlaktespanning. 4.3. Vloeistofdichtheid. 4.4. Gasdichtheid.

4.5 MOlgewicht.

5. Bepaling top en bodemprodukt. 6. Bepaling werkdruk kolom. 7. Smoorberekening.

8. Bepaling minimum reflux en minimum aantal schotels. 9. Dimensionering van de kolom.

9.1. Berekening diameter. 9.2. Bepaling vrije oppervlak. 9.3. Drukval over de klepjes.

5 5 5 6 6 7 8 10 11 14 14 15 15

9.4. Hoogte boven de overlooprand. 15

9.5. Bepaling heldere vloeistofhoogte onder de overlooprand. 16 9.6. Drukverlies door stroming door de spleet.

9.7. Hoogte vloeistof in valpijp. 10. Rendementsberekening.

l~_ Resultaten. 12. Literatuurlijst.

Appendices:

"

1. Opsplitsing in pseudo-componenten van HGSLN 2. Kooktraject voor top en bodemprdukt.

3. Bepaling'stofgegevens. 3.1.Dichtheid vloeistofmengsel. 3.2.DiChtheid gasmengsel.

3.3. Bepaling" visco si t ei t. 3.4.Lijst stofgegevens.

4. Bepaling top en bodemprodukt.

en LGSLN. 16 16 18 20 20a 21 23 24 24 25 26 Z7 28

5. C4-C5 scheiding. 6. Smoorberekening.

pagina 31 33 7.1.Theoretisch benodigd aantal schotels en reflux. 34

7.2.Molenbalans. 37 7.3.Massabalans. 38 8. Bepaling entbalpiestromen. 9. llimensionering. 10. Ef'ficiëncy bepaling. 11. Plaatsvoedingsschotel. 39 42 44 45

Nomenclatuur.

,

₂ a specifiek oppervlak (m /m3 ) 13 bodemstroom (mol/s ) b overlooprandlengte (m) ( -) .., Cd weerstandsfactor klepjes C de weerstandsfactor spleet ( -) D destillaatstroom (mol/s ) D diffusiecoëfficient (m2/ s ) db gatdiameter (m) ~v murphree rendement ( -) E overall schotelrendement ( -) oc F flowparameter

(-)

g versnelling zwaartekracht(m/s 2) H enthalpie (kJ /kmol) hb bedhoogte (m)

. b._{hdr droge drukval (m vloeist. kolom)}

h low hoogte boven overlooprand(m) h lw heldere vloeistofhoogte tm)

h spleetdrukval (m v~oeist. kolom)

s

ht drukval over schotel (m vloeist. kolom)

hw

hoogte overlooprand (m)

K distributiecoëfficient

(-)

KOg overall

stofoverdrachts-coëfficient (m/s) kg

stofoverdrachtscoëfficient-vloeistofzijde (m/s) k l

stofoverdrachtsco~fficient-gaszijde (m/s)

111 molair gewicht (kg/kmol)

m aantal schotels boven

voeding ( -)

N aantal schotels ( -)

Nog aantal transf eruni ts ( -) Npr werkelijk~antal schotels (-) N_th theoretisch aantal

..

•

p p q druk

aantal schotels onder

voeding (-) (m3/s ) vloeistof stroom thermische conditie reflux voeding(-) R Re molaire gasconstante reynolds getal ~g~_~~~b_ T temperatuur g ul s spleetsnelheid

ugp gassnelheid door klepjes u nf cuperficiele gassnelheid V molair volume x molfractie vloeistof y molfractie gas ( -) ( 8 ,314 kJ

/kmo

1 K) (-) (OK) (m/s) (m/s) (m/s) (m3/kmol) ( -) ( ~) gemiddelde compressibiliteits-factor ~elatieve vluchtigheid

E.1\Al fractie vloeistof hold-up ( -) (-)

onder overlooprand (-)

'1

visc6si tei t (centipoise)

9 variabele, uit Fenske-Under-wood strippingfactor

Kf

dichtheid van gas

dichtheid van vloeistof oppervlaktespanning ( -) ( -) (kg/

m

3 ) (kg/m3) (dynes/cm)

1.

Probleemstelling

De opdracht is een destillatieve C4/C5 scheiding van het bodem-produkt van de aan deze kolom voorafgaande absorber.

De voorwaarden gesteld aan deze scheiding zijn:

Maximaal 2 gewichts % C5 in het C3/C4 mengsel en ~inimaal 2% C4 in de benzine.

Als koelmiddel voor de condensor is water van 20

°c

of lucht van 23

°c

beschikbaar.

Bij de berekening is in eerste instantie uitgegaan van een voedings-samenstelling gegeven door een computerprogramma van de Shell

(Catalyc Cracking Model), daar wij nog niet konden beschikken over exacte bodemspecificaties van de absorber.

(Na bekend worden van de juiste samenstelling is de kolomgekontro-leerd).

#

i.Opsplitsing LGSLN en HGSLN in pseudocomponenten

De voeding bestaat uit C2, C3, C4, C5 en een aantal verbindingen die aangeduid worden met Light en Heavy gasoline waarin C"I,c.'S EN

zwaardere componenten voorkomen.

Light en Heavy gasoline kunnen gekarakteriseerd worden door een TBP-curve. Hierin is aangegeven welke bubble-point een bepaalde gewtchtsfractie van het mengsel heeft. Het mengsel is nu onder te verdelen in een aantal pseudocomponenten op de hieronder aangegeven manier.

Voor de onderverdeling van de pseudocomponenten C4 en C5 hoeft echter geen gebruik gemaakt te worden van de hierboven geschetste methode, aangezien de hoeveelheden C4 en C5 aanwezig in de LGSLN bekend zijn.

Het programma van Shell geeft 'namelijk een Plant Yield en een Theoretische Yield.

Het verschil hiertussen moet in de LGSLN zitten (zie Appendix I ). C4 en C5 zijn opgesplitst in C4D, lC4, C5D, lC5, NC5. C5D, die weer bestaat uit verschillende amylenen hebben we ondergebracht bij lC5 en NC5, daar deze amylenen kookpunten hebben die in de buurt liggen van lCS en NC5. Aan de hand van de kookpunten van deze amylenen ten opzi:chte van lC5 en NC5 is 65% bij NCS en 35% bij lC5 ondergebracht.

Het gebied van de TBP-curve, dat overblijft na opsplitsing in C4

~n CS volgens het verschil tussen Plant- en Theoretische Yield wordt verdeeld volgens de methode van gelijke oppervlakken in C6,

CB

en CII (zie Appendix' ).

3.

Bepaling kooktraject van een mengsel bij constante druk.

De definitie van het Bubble-Point is die temperatuur, waarbij uit-gaande van een vloeistoffase bij opwarming het eerste gasbel let je ontstaat. Deze temperatuur is bij benadering te bepalen met behulp van het Chao

&

Seader programma~~Dit programma is een flash-bereke- . ning, die naast k-waarden ook de Vapor Ratio (V.R.) bij bepaalde temperatuur en druk geeft.

V.R. =

aantal molen gas aantal molen totaal

Door nu bij bepaalde druk de temperatuur te varleren kan de V.R.

•

2-als funktie van temperatuur verkregen worden (zie j;a'Ziek ). Bij opvoeren van de temperatuur vanuit vloeistoffase verandert de V.R. van 0 naar 1. Omdat het programma niet convergeert voor waar-den van V.R. dicht bij O-(bubble point) en l-(dauwpunt) moet vol-staan worden met waarden in dit interval, die hier niet te dicht-bij komen.

O,'S

OL-~~---~---~

T~

Door de verkregen punten wordt een strokende lijn getrokken waar-mede het Bubble Point en het Dauwpunt worden geschat.

..

-~-~. _{Bepaling stofgegevens voor meercomponenten systeem.}

lt.l - Tisoositeitr De _{viscositeit van een vloeistof mengsel ia bepaald .}

met behulp van de Kendall-Monroe vergelijkingl

"{""" -:= [ Z

~

.. _{"1

J

y~

1

_"3

hierinr ""1 ~

=

_{viscositeit mengsel (centipoise)}

~ i : _{visoositeit component 1 (centipoise)}

:x~ :0: molfractie component _1.

Deze vergeli._{jking geldt voor goed mengbare componenten en de}

viscositeit van de zuivere componenten mag onderling maximaal

15 _{oentipoise verschillen. De waarden van de viscositeit voor de}

afzonderlijke oomponenten zijn gehaald uit (,). De viscositeit van de lichtere componenten, zoals C

2 en

C,

zijn

te verwaarlozen ten opzichte van die van de zwaardere componenten. Ook de drukinvloed ie nihil. Voor berekening zie Appendix.

lt.2. - _{Oppervlaktespanningl Ter bepaling van de oppervlaktoopnnning van}

het menGeel uit de oppervlaktespanningen van de zuivere oomponen-ten is gebruik gemaakt van de volgende vergelijkingr

0:..

=

L

~

..

0(. [~/v",.,]

hierine o-~

=

_{oppervlaktespanning mengsel} (Tt·

=

oppervlaktespanning component ₁

~ c·

=

molfractie component i

Voor goed mengbare vloeistoffen, zoals in _{dit geval, geeft deze}

relatie een voldoende nauwkeurige waarde. (1)

De oppervlaktespanningen_{. van de pure componenten zijn weer} gehaald uit

(3).

~.~ _{- Vloeistof dichtheidl Bij de bepaling van de dichtheid van een} mengsel 10 gebruik ijAml\tlkt vnn de methode gonoemd in

(2).

lU.nrvonr mo~!t _{08t1f\ll\tHlIJtellillg van hot llloncse1 (in molfl'llOtioe)}

bekend zijn, evenals het molgewicht en de dichtheid bij de gevraagde temperatuur en druk.

Allereerst wordt van iedere component bepaald hoeveel gram. per mol mengsel aanwezig is.

Hiertoe worden de molfraotie en het molgewicht met elkaar Termen1gvuldigd. Vervol~ens _{wordt van iedere component het aantal}

..

kubieke centimeters per mol van de afzonderlijke componenten op-geteld en de som van het aantal gram per mol wordt gedeeld door de som van het aantal kubieke centimeters per mol. Dit levert de dichtheid van het mengsel ~ in gr/cm • Voor berekening zie Appendix.

'-\.4 - Gasdichtheid: Om de dichtheid van een gasmengsel te bepalen is

V

Z.,:.., R .

-r-uitgegaan van de fonnule: -;: fS Hierin: V

=

molair volume mengsel

Z",,-= gemiddelde compressibiliteitsfactor

(z_:

1:: y,',

z.)

R ": molaire gasconstante (:: 8,314

';1/1.:-..I

.

"d

T

=

temperatuur mengsel in K P

=

druk mengsel in N/m~

De dichtheid is nu te bepalen met behulp van:

p=~

M -= molair gewicht mengsel

=

z:

;;JI(t'

n(

'

V • molair volume

Dit leverde voor de top een gasdichtheid van 21,14

.J.

fk

.;3

en voor de bodem 26,43

~/~~

• Voor de

be~ening

zie Appendix.

"lS - Molgewichti Het molgewicht is bepaald met behulp van de volgende

relatie: H~

-=

Z:X," n,'

hierin: M'WI.

=

molgewicht mengsel M, :: molgewicht component i

x,'

=

molfractie component i

•

-1-15.

Bepaling top en bodemprodukt

Hierbij is uitgegaan van de eisen die de Shell aan deze produkten stelt. Voor het topprodukt is 2-gew-% C5 toelaatbaar en voor het

bodemprodukt 2-gew-% C4 • De C~fractie bestaat uit twee componenten,

nl. nonnaal en iso-CS ' waartussen een verschil in vluchtigheid

aan-wezig is. Dit zelfde is ook het geval met de C4-fractie in het

bodemprodukt, nl. _{normaal-, iso-C4en een C4 met een dubbele binding.}

Om dit verschil in vluchtigheid in rekening te brengen bij de

produkt bepaling is gebruik gemaakt van de van Dijck-vergelijking:

Jog

,

~~

=

A

J

_cXJ Kl + C

hierin: Di

=

molstroom component i in topprodukt

Bi : molstroom component i in bodemprodukt

Ki

=

K-waarde component i bij gemiddelde kolomcondities.

I T f4'-

=

'2 ' TAop . ï

!.ed)

" TAo~ ... ï~1

A en C : constanten.

D'

Wordt nu voor de lichtste en de zwaarste component een ~

-ver-houding gekozen, dan volgen daarui t de andere , ~. -verhoudingen •

•

Door nu te itereren worden die samenstellingen gevonden waarbij er

totaal 2 gew-% Cs in het top- en 2 gew-% C4 in het bodemprodukt zit.

•

-

8-b.

Bepa 1 i ng werkdruk kolom

Het bodemprodukt van de absorber heeft een druk ·van 25 ata. Het is echter voordeliger om te smoren naar lagere druk, omdat hierdoor de scheiding makkelijker wordt en de reboilerkosten kleiner worden Bij een eventuele gewenste volgende scheiding van C3/C4 (die bij 18 ä·20 bar plaatsvindt) kan het vloeistofmengsel gemakkelijk met een relatief goedkope pomp weer op druk gebracht worden.

Om een idee te krijgen van de invloed van de druk op het theoretisch aantal schotels, kan het multicomponent systeem vervangen gedacht worden door het binaire systeem C4/C5 (sleutelcomponenten), waarbij C4 nu de werkelijke hoeveelheid C4 is, vermeerderd met alle lichtere componenten. Om een indicatie te krijgen van de invloed van de druk op het systeem is dit een goede benadering.

Het minimum aantal schotels en minimum Reflux is nu bepaald met behulp van de grafische methode van Mcabe-Thiele bij een druk van 10 en 24 ata.

Voor de bepaling van de evenwichtslijn is gebruik gemaakt van een gemiddelde a-waarde (a =

~É~)

1/

volgens a

=

_{(a top} l abodem) 2. y en x waarden

a I X volgen nu uit y

=

-1+ (a-1)1 x

De a. waarden zijn bepaald met behulp van het Chao

&

Seader program-ma.

. 1

Uit de constructie blijkt (zie Appendix S) .dat bij drukverhoging van .10 naar 24 bar het aantal schotels met 50% toeneemt en de mini-mum Reflux met 100%, wat zonder meer pleit voor smoren van de voeding.

De druk kan echter ook niet te laag gekozen worden aangezien het Bubble-Point van het mengsel afhankelijk is van de systeemdruk,

(temperatuur daalt bij verlaging van de druk) en er nog een aanvaard-bare temperatuur gradient aanwezig moet zijn tussen koelmedium en destillaat in de condensor, opdat.het warmteoverdragend oppervlak niet te groot wordt.

~ .,

..

•

-~-Wij hebben onze keuze laten vallen op koelwater aangezien bij de te verwachten warmte-afvoer een groot aantalluchtkoelers noodzake-lijk zou zijn, die veel ruimte in beslag nemen.

Volgens gegevens van Shell kunnen wij beschikken over koelwater van 20 oe.

Een aanvaardbare temperatuur stijging van het koelwater is 15 oe dus een stijging van 20 oe inlaat naar 35 oe uitlaat, waaruit een gemiddelde

t~mperatuur

volgt van 27,5 àe . Opdat het condensoropper-vlak niet te groot wordt, is een temperatuur verschil van minimaal 15 oe gewenst tussen deze gemiddelde temperatuur en de temperatuur van de uitgaande destillaatstroom.

Daar wij gebruik maken van een totale condensor is de temperatuur van het destillaat gelijk aan het Bubble-Point van het destillaat. Hieruit volgt dus de eis, dat de druk niet lager gekozen mag wor-den dan die welke een Bubble-Point tot gevolg heeft van ~ 45 oe.

Met een geschatte samenstelling voor top en bodem hebben wij wolgens de Bubble-Point berekening van§ 3 een werkdruk bepaald waarbij het bubble point in de buurt van 45 oe ligt.

Bij een druk van 10 bar vonden W1J een temperatuurverloop dat aan deze ei s voldeed. ('Zie f\'P?e.u~\x

2.)

-\0-1.Smoo rberekening

Het bodemprodukt van de absorber, die onder 25 bar werkt, moet ge-smoord worden naar 10 bar. De verdeling van de componenten in vloei-stoffase vóór het smoren was bij benadering bekend.

Na het smoren is de verdeling te bepalen door voor een aantal tem-peraturen en dus verschillende V.R.'s de enthalpie te berekenen totdat een temperatuur gevonden is waarbij de enthalpie van het mengsel bij 10 bar gelijk is aan die van 25 bar vóór het smoren. Smoren is namelijk een proces waarbij de enthalpie constant blijft. De enthalpiebepaling bij 10 bar is bij 3 temperaturen gedaan waarna de temperatuur waarbij de enthalpie constant blijft door interpola-tie verkregen is.

De enthalpiebepaling van het gasvloéistofmengsel is uitgevoerd volgens Sommerville en Hanson waarbij

V.R.

x·

,y. 1 1 H., ,H. 1 ~ 1 g [kj

1

Hmengsel= (l-V.R.)~

Lx

H. + (V.R.)~Ly.H. kmol

i i il i i 19

= Vapor Ratio

= mol fracties componenten in vloeistof- en gasfase = Part. Enthalpie van zuivere component in

respectieve-lijk vloeistoff~se en gasfase. Deze wordt afgelezen bij sy~teemdruk en temperatuur (Maxwell, Databook on H:ydro Carbons).

Wanneer voor een component de temperatuur bovenkritisch wordt, dient de gasenthalpie afgelezen te worden op de stippellijn aangegeven door "5aturated Gas dissolved in liquid" .en de vloeistofenthalpie bij systeemdruk en temperatuur.

Er wordt volgens deze berekening een temperatuur gevonden over het smoorventiel van ± 20 oe. Bij deze berekening is uitgegaan van een referentietemperatuur van 200 oF (vloeistoffase) waarbij de enthal-pie 0 is. (zie Appendix

b

voor berekening).

..

..

-11-S.

Bepaling minimum reflux en minimum aantal schotels •

Voor de berekening van de minimum reflux en van het minimum aantal schotels wordt gebruik gemaakt van de Fenske-Underwood vergelijkingen.

Het toepassen van een schotel tot schotel berekening is in dit geval een zeer langdurig werk, daar er 12 componenten en ca. 30

schotels zijn. Een computerprogramma dat ter beschikking was bleek niet goed te werken. Vanwege de beperkte tijd is daarom als bereke-ningsmethode gekozen voor een short-cut methode; in dit geval voor de Fenske-Underwood methode (1).

Voor de minimum reflux gelden dan de volgende vergelijkingen:

l

o(j , "'XF/' -: 1_ ~ (I)

' t t 0<._6

~ 0(/ x

0) _

I -+- I< ____ . (t)

4.,,' (>(,'- fJ - ...,.

hierin: 0(,' = relatieve vluchtigheid t.o.v. BK-component

(I-C5) •

~ t:/' ::. molfractie component' i in voeding

xo,'

=

molfractie component i in destillaat

( 0::, H(j._HF)

1

=

thennische conditie van de voeding ~

Her-Hl..

met:

HG.

=

enthalpie voeding gasvormig

HL; enthalpie voeding vloeibaar

HF ~ enthalpie van de voeding q

=

1 voor voeding op kookpunt q c 0 voor voeding op dauwpunt

e

=

variabele (volgt uit (1))

I?,.,

=

minimum reflux

Het oplossen van vergelijking (1) levert een waa~e voor ~ deze ingevuld in vergelijking (2) geeft de minimum reflux.

De berekening levert een minimum reflux op van o.,\b

('-.b)

Et-l \1'5,-\

(\t.b)

-Als de q-waarde varieert levert dit een te verwaarlozen verschil op in de minimale reflux.

Voor het bepalen van het minimum aantal schotels is gebruik ge-maakt van de v9l~ende vergeli~king: (

N _ JCf[( l%/-Ik)O:JI. ( HIt/1 ... )BJ

-'NI -

2.

(ol. Q.,u

1

.

•

Om nu enig inzicht te krijgen in de afhankelijkheid van het aantal schotels van de reflux is de Erbar-Maddox relatie toegepast (1)

zie figuur 3

Deze relatie levert een verband tussen reflux en schotelaantal, zoals weergegeven in de volgende figuur:

N

t

R.-

R-Voor de reflux wordt gekozen vo.or een praktijk waarde van 1,2 à 1,3 maal de minimale reflux, en een theoretisch aantal schotels dat uit de Érbar-Haddox relatie volgt.gekozenis voor deze waarden omdat dan de

-reflux niet te groot is, want hoe hoger de reflux is hoe hOGer de

-\3-De plaats van de voedingsschotel kan bij benadering bepaald vorden

met de relatie van Kirkbridge:

hierin: m - aantal schotels boven de voeding. p - aantal schotels onder de voeding. Zie appendix 1\

_14-~t Dimensionering van de kolom.

~.1 Berekening diameter: In'de bodemsectie is de grootste vloeistofstroom, terwijl de gasstroom ongeveer dezelfde is als die in de topsectie. De bodemsectie is dan óok bepalend voor de kolomafmetingen. Gekozen is voor klepjesschotels omdat deze een veel grotere flexibiliteit in be-lasting hebben dan zeefplaten, terwijl de drukval over klepjesschotels niet belangrijk groter is dan die over zeefplaten.

Eerst moet er een keuze gemaakt worden voor het toe te passen

stromingspatroon, welke afhankelijk is van de hoeveelheid vloeistof in de kolom. Bij een vloeistofstroom van circa 800 gal/min. , dit geldt voor deze kolom, is volgens (1) een zgn. double-pass systeem nodig, bij een

H

8

CD

figuur 4 •

diameter van 8 ft. Voor een double-pass systeem zie fig. Lf •

Ter bepaling van het actieve oppervlak A , a dat wil zeggen het oppervlak beschikbaar voor klepjes, wordt de maximaal toelaatbare gas-snelheid berekend. Deze wordt bereikt als de hoogte van het vloeistof-gas mengsel op de schotel even groot wordt als de schotelafstand. Deze toestand heet flooding door bedexpansie. De bij deze situatie behorende gassnelheid is bepaald met behulp van een zgn. flooding-grafiek (zie (1)). In deze grafiek staat de flowparameter FIv' een maat voor de kolombelasting, uit tegen de floodingparameter Csb' levert de maximale gassnelheid, met als parameter de schotelafstand.

Een eerste keus voor de schotelafstand is 18 inch

Ct

46 cm.), dit is wel de minjmaal toelaatbare afstand in verband met inspectie. Voor dit geval heeft de flowparameter een waarde van F 1 v-= 0,547, uit de grafiek volgt nu CslF 0,14. De kolom wordt ontworpen op 80

%

van flooding. Dit levert een Csb op van 0,112. Voor de toelaatbare gassnelheid ten opzichte van het actieve oppervlak wordt nu gevonden Unf= 0,3504 ftjs

=

0,106 mjs. Met deze gassnelheid wordt een t-leTTO oppervlak van 4 m2 gevonden.

Het benodigde downcomer-oppervlak wordt berekend door de maximale vloeistofsnelheid in de downcomer op 0,1

mIs

te stellen (4). Bij deze snelheid worden eventueel aanwezige gasbelletjes niet meegesleurd

Of>to\: )::)E 'U::~u.LTf\"TE t-l HiER GEG~E"t( • 7.5~ :b~ \IJ f\A".hE'~ :hu;

en/of hebben gelegenheid op te stijgen. Dit levert een downcomer-opper-vlak op van 0,52 m2• Het totale kolomopperdowncomer-opper-vlak is.nu 'i;oo m2, waaruit een kolomdiameter van 2,~ m. volgt. Dit blijkt ook goed te kloppen bij de eerder genoemde 8 ft. Voor de topsectie wordt een toelaatbare gassnel-heid gevonden van 0,29

mis,

resulterend in een

"'no

oppervlak van

1,8 m2• Daar de diameter over de k~lom constant blijft, is er ten aanzien van flooding geen probleem. Ten aanzien van doorregenen zijn:'er ook geen

moeilijkheden te verwachten, omdat dit wordt tegeng~an door de klepjes. g.~ Bepaling vrije oppervlak: Gekozen is voor klepjes met een diameter

~r~:~~~~~:::~:~~f:~:~~~;~~omü~eter V~

8

:'Ci~r:

%

plaatst. Het aantal klepjes per schotel bedraagt dan ongevcc:::' S'-'io. Het vrije op-pervlak, is het oppervlak beschikoaar voor gaspassage, ten opzichte van AaiS dan

l4t, 5 %.

S.~. Drukval over de klepjes: Voor het berekenen van de drukval veroorzaakt door de klepjes wordt gebrnik gemaakt van de volgende formule (4):

l!.

J'J~:: ~r~

.

(~!i)~ ~~ ~ ~

Hierin: A-kJ,.. - drukval in m vloeistofkolom. f'~ -dichtheid van het gas.

PL - dichtheid van de vloeistof.

tUil -gassnelheid door de klepjeslis gassnelheid t.o.v. actieve oppervlak gedeeld door het vrije oppervlak).

~d - weerstandsfactor van de klepjes ( Cd; 0,5;zie

(4)).

9 -

versnelling van de zwaartekracht.

Gevonden wordt een drukval van 2,4 mmo vloeisto:fkolom. Zie figuur f}

voor verduidelijking van de verschillende termen die de totale drukval veroorzaken.

Hoogte boven de overlooprand: Deze is berekend voor die schotels die

de kortste overlooprandlengte hebben,

CID 0

te weten type b, zie figuur

b .

-lb-Er is gebruik gemaakt van de Francis-vergelijking (4):

~J.01u

-=

ql.48 (-!)O,67

+

"t,S". IO-J

met:A;,ow-hoogte in m. boven de overlooprand •

.

1 -

vloeistofstroom in _m3Js•

b - overlooprandlengte in m. Voor jJ~wwordt gevonden 36,5 mmo

9.

S Bepaling heldere vloeistofhoogte onder overlooprand: Deze is te: berekenen uit: ~1 _,1.IJ

-=

['(J_ ... _{..r, --}

.A

_."".",.,

met:Jh~vJ -heldere vloeistofhoogte onder overlooprand.

lJ.w -

fractie vloeistof hold-up van de dispersie onder de ove:v-loopra.nd. •

.A..., -

hoogte overlooprand.

Daar de vloeistof hold-up echter afhankelijk is van de totale heldere vloeistofhoogte op de schotel (.AA:

A;,

w 1" ..aJ. ... ) zal, om de juist e waarde

voor de vloeistof hold-up te vinden een iteratieproces toegepast moeten worden. Voor de relatie tussen de vloeistof hold-up en de totale heldere vloeistofhoogte op de schotel, zie t4). Het iteratieproces levert een

~<V= 0,43 en dus een heldere vloeistofhoogte onder de overlooprand van 34,4 mmo

,3.b

ITrukverlies door stroming door de spleet ( zie fig. 7 ):

figuur

?

Voor de spleetsnelheid uI,s wordt gekozen 0,35 mJs. De hoogte h wordt dan 5,cm. De drukval over de spleet is nu te berekenen met behulp van de volgende formule:

~~ ~

?-

~

.

(~::) ~

hierin: ti,_!. -. spleetsnelheid.

CC>S - doorstroomco~fficiënt (Cos .. 0,55).

~ - versnelling van de zwaartekracht. De drukval is met deze formule berekend op 20,6 mmo vloeistofkolom.

q'1

Hoogte vloeistof in valpijp: De vloeistofhooete in de valpijp is nu de som van alle drukverliezen die op de schotel ontstaan. Dit zijn nu:

- verlies bij stroming door de klepjes.

-v~rlies om door vloeistoflaag op schotel te stromen.

ho~gie.nodig omvloeistof door de spleet onder aan valpijp te doen stromen.

-

\'1-Of in formulevonn:

H

vp

=

·

..Pt

A + Ei·

.1(AJ

1-

~)D"'"

+

J.

_s

hierin:

lt

j - drukval

ov~r

schotel

(-Pt,l":À.P.""

+ E .

.P. ...

.,.jjoJ

fp

A_ -

heldere vloeistofhoogt'e onder overlooprand •

.p.)01.V - hoogte boven overlooprand •

..As -

spleetdrukval.

Hieruit vogt een heldere vloeistofhoogte in de valpijp van 165 mm.

Bij een attritie van 50

%

is dit 330 mm. Bij de gekozen schotelafstand van 460 mm. is dit :ruim voldoende.

t

-, ___

~~

_

~=~=::-

~

__

~

-

__

-_-I -t-f---_ _ - - _-.-.,-.t

!lj:

figuur

a .

-\8-10. Rendementsberekening.

Het overall schotelrendement E is als volgt gedefinieerd: oe

Eoe.:: Ntl

DJ

Nplt

hierin: N_th - theoretisch benodigd aantal schotels.

N_{pr -} werkelijk benodigd aantal schotels. Dit rendemen~ kan berekend worden met:

c:

.lOf ( I + T:__v (X-I»

6e. :: 2CXJ>I>

waarin:

>.

=

Kt

de stripping factor. E : Murphree schotelrendement.

mv

L2J

r"l

Het rendement is bepaald voor de top en de bodems~ensteèling,

waaruit een gemiddeld rendement is berekend volgens:

E _ Eoc.top • Eoc.bod

o - 2

De stripping factor Hordt bepaald met behulp van de volgende f<hrrm.ue: waarin: K :;: helling van de raaklijn aan de

evenwichts-curve van het t~ee-componenten systeem

C~C5 (sleutelcomponenten), bepaald bij top en bodemsamenstelling.

~

; molaire gas-vloeistof verhouding.

Het murphree-rendement wordt berekend met behulp van het aantal

transfer-N

units Nog' vlaaruit een punt efficiency Eog

=

1 - e og l;lepaald kan worden, ('5'J waarna men E afleest uit _mv grafiek 18-23 (1) als :functie van E _og met als parameter.

N is gedefinieerd door: N _ Ca..

~b).

K"S

og

e, -

'Ui '

ct)

hierin: u~ superfici~le Gassnelheid.

2 a3 stofoverdragend oppervlak (m /m3)

Deze is afhankelijk van het stromingsregime op de schotel. bij de Gassnelheden in de kolom blijkt een bellenregime op te treden ( overgang bellenregime naar druppelregime bij 0,4 ug 0,8

mis ).

Voor een bellenregime geldt-;,'

a.hb = 34.Ug.

(P'i~

A .. ) . (1)

h ;; bedhoo&,te :::

~

-0 t, ....

c"tu'::

gemiddelde vloeistof

<:r ;: oppervlakte spanning.

f>~

=

dichtheid gas.

CO)

hold-up (4).

De overall stofoverdrachtscoeffici~nt K geGeven doo~:

1 1 m og

+

-Kog -

kg _kl waarin: m

=

K.

ft .

~

r..

Mg M_l ~molgewicht vloeistof 11g ;: molge"i'richt gas.

K ;; helling raaklijn evewichtscurve.

kl :::, overdrachtscoefficient aan de vloeistofzijde.

2,6.10-5 . . t . t 1 . t f [ ]

=

- - 7 i T ; ""'L '= v~scos~ e~ v oe~s o. "

'74 ' t.

kg: overdrachtscoeffici~t aan gaszijde.

u 1

=

29,5·~R • =-0:07 e ' "c' Û J hierin: Re

=

'U,

.

ei' \. ; Sc

=

"'71 "'1, D P'1 db

=

' GATbi~MET~R'-D

=

diffusiecoeffici~nt.

-17, .::

viscositeit van het gas.

Het aantal transferunits kan nu berekend worden volgens verg. 6. Hieruit volgt een plaatselijk schotelrendement Eog volgens verg. 5.

Emv

wordt nu afgelezen uit figuur 18-23 (1), waarna het schotelrendement volgt uit verg. 2.

-10-H. Resultaten.

Het uiteindelijk resultaat van de berekening is 2 kolommen, elk met dezelfde inwendige diameter. Echter voor het hoge drukgeval zijn er 25,

en voor het lage drukgeval zijn er 30 praktische schotels. Voor de overige resultaten, zie de onderstaande tabel.

-Reflux: lage druk:l,25 hoge druk:2,00

-Inwendige diameter: 2050 mm. -Aantal schotels: lage druk: 30

hoge druk: 25 -Rendement: lage druk:63

%.

hoge druk:78

%.

-Plaats voedingsschotel: lage druk: 14e schotel van onder.

e

hoge druk: 11 schotel van onder. -Schotelafstand: 46 cm.

-Duty reboiler:lage druk: 2936 k\'l. hoge druk: 2162 kW. -nuty condensor: lage druk: 3431 kW.

hoge druk: 2755 kW.

Cónclusie uit bovenstaande is, dat het hoge druk geval zowel wat betreft energiekosten als kolomgrootte voordeliger is.Hier staat

tegem~ver dat de hoeveelheid gasolines als produkt groter is in het

lage drukgeval. Over wat nu het gunstigst is moet een economische studie uitsluitsel geven.

- 2.D

0...-12. Literatuur1ijst.

1. R.H.Perry, C.H.Chi1ton; Chemica1 Engineers Handbook 5e ed. I·lc Graw-HiH. 1973.

2. D.L.Katz,e.a.; Handbook of Natura1 Gas Engineerin&; Me Graw-Hi11.1959. 3. R.IV'.Ga11ant; PhysiCa1 Properties of Hy-drocarboBS. Vo1ume L GuJ.f

Pub1ishing Company Houston Texas. 1968.

4. F.J.Zuiderweg; Sehote1ko1ommen. Co11egedictaat. T.H.De1ft. 1977. 5. K. C. Chao, J .D.Seader; A genera1 Corre1ation of Vapor-Liquid '_ "

Equi1ibria in Hydrocarbon IIlixtures. A.l.Ch.E. Journa1.7, na 4 598. december 1961.

6. J.F.CramvIinckel, H.Nienoord; Druk invloed op een F.C.C.ko~··~

p1ex (voorstudie). T.H.De1ft. 1978.

7., J .B.Ma.x\'leH; Data Book on Hydrocarbons. D. Van. Nost rand Company Int. Princeton New Yersey. 1950.

-- -

2.\-Appendix 1: Opsplitsing in pseudo-componenten van nGSLN en LGSLN.

Comp. Plant Yield Theor. Yield. LGSLN

J :C4D 3,13 3,71 0,58 lC4 2,71 2,79 0,08 NC4 1,66 2,01 0,35 C5D 0,02 1,86 1,84-lC5 0,23 4,26 0,23 nC5 0,00 0,43 0,43

Ules in gew-% van totale reactor produkt ..

De bovenstaande tabel geeft voor de van belang zijnde fracties de theoretische yield (is de opbrengst van de reactor, gespecifieerd in afzonderlijke componenten ), de plant yield (opbrengst van de reactor, gespecifieerd in gasolines en resterende fracties ) en de h8eveelheid van de componenten die in de LGSLN zitten. Totaal is er 45,74 ~ew-% Heavy- en Light gasoline aanwezig. De hierboven geeeven componenten vormen circa 16

%

van de totale hoeveelheid gasolines. De resterende 84

%

wordt verdeeld over een C~, CS- en een Cll-fractie. Zie hier-voor fig •

.9 •

Het resultaat van deze opsplitsing in pseudo-componenten

is nu gegeven in onderstaande tabel(splitsing van LGSLN en EGSIJi samen). Lage druk Hoge druk

C4D 3,485 2,171 lC4 0,474 0,305 NC4 2,075 2,083 Alles in molis. lC5 22,367 15,004 NC5 7,827 6,036 C6 47,828 70,464 C8 45,795 53,553 CU 25,353 29,642 -_._~._---~--~ ... - ~--

---_

.. ~--:...,..- ._--~.---...,~-...

...--TB

P -

CIJKVG"

L

GSL

N EN

Ht;.5LN

(LHS't:- 0' - LAGE DRItII<) _

•

400

r

-

--I

'100

.

--_

.

--

-

-l

--

-'2.00 too '----v--Ib % $0 DPG-E"SPi..1TST lIoL~EN S 100 -~-% DE TEV.ST

•

-~-yOO~ _{TOP EN BOD!:/7PRODUWT.}

vit

t

1

v.R.

\rOOR TO PPR.oO/.JuT ~S' f

_(P=

10

bar.)

i I I

I

I I 0 ~o _T"uilL. 5"0

_bOT:

Oe

VR.f1

? ,

-110

V

.

R

.

VOO~ BODEn p~ 00 u ,<T

(P=

10

ba.r.)

-2'l-3.1

):)\c\-\'T'iEi~ VLOE\STOFMENGSEL l o p . (LI\G~'bRUk)

Et-t ':Eo:bE M

t>e.b:.?

M

g~%L

~\. ('2.0~)

C~

_MOL

C3':b O,2.~ 38~'i 42,08

9,8'-\,

C,\{b 2..\, 3q~

C3 O)\2(n~ '-\"\.\1

S;tl?:.

0,46 \2.) ~'--\ \

C41:> O,2.ï o'-t, Sb,l1. I'»

\,.9

o,'So :30) ~5S

C. '-\

1: C,20 12.35" '58, \'~ \l

,6')

8 0,'5"2. 2.2, ~~b

C~N 0,11.582.\ '5B,I'~ 1,~l{6 O/N~ \3,81.{b

\ c.

s-

0/c2S3~t "{l,\';i \,81" o,s~ 3,'1~

C5N

O,COI1,{, I ,+2,115

opga

O/5~'5 o ; Ib'i

f\~~b~L VAt-\ ~ '" VLoE\STol= OfGELo<>Te C 2.

-l&;-.

.

3.2.

'b\CHTHE \

D

Gf\SME~GS.tL BO"bEM EN Tc?

10 _\i;~ tpf\.= "PWR ~':: T\(.~ C2::h I

O,\<j~

\.'57t

<:'2-

, 0 ... 2.0'1- \.4'5 C3b I 0 ... 2..2.0 \.'2.2-C~ , 0/2.~~ \, '2.0

C4b

0~2.44 \,Ol.{ <:41:

o.2.'1

a

1,05

C4N

0,2.1°

1,04

\ CoS O,30li o,~b C'SN 0, &>2- O,~l.{

e6

(),33~ 0,C)3

e9

0,40, o,S'~

CII

0,52\ o;t~ ~~iZi

=

o,a~:

ZM

M~=

L'ài

Mi =

Eh,t-Io

Zj

o,q&

O)~l O,C)b o)~l5 O}3 1 O}32.

o,So

Cl}~tS o)~ï o

_,

fN O,bC) O}o TO"P -\~_ 32.3 - T~R.

z(

\, \,-\ c>, '\ 'S'5

I.ob

O)q'5 o,B~ 0,88 c,S={- o

,

Bs

0, "t (.,

_0.1-'1

O,1-~

o,'4b

o.J1-

b

0,1

6

0,10

0,1\

e,bCj

_0,'1-1

o,b4

-c,

~1-

-0, t;)O

.

2~, z;

=-

o/al{ ':: 2,,",

M~M

:::

'1~, b~

·

.

.

3.3 'BE'?f\\..\t-.\G V\<;Co~,TE'T

"1

i (rscOC) tY}i

(tt-

OOC) C2))

-

-C2

-

~ C~b 0,08

-C3 o,o~

-C'-\b 0)' 2.

...

-:X:C4 0) '415

-NC.4 0~\45'

-lC~ 018'5 0,05"5 -ti c IS _{°/1 &s 0.0'5"'5}

C.b

_{O,2.'i o/og} -

--c8

o,~8 0,15'5

en

O,,'4~2. O/l..l.\

LAGoS ~RU\r. "OGE :ht:l,.u.k

'Tor' O,lOt 0,' l '5

~')::.EM 0) lOt O,lIlS

J)EZE

ie;

EEN -j-f\CTCR \0 klE1NE"R G'Et-lOMe~ '):){\ ~

.

_.

-IY)L

"1~

R

t:op r~ top

H..

'&l>EM r~ Bobê,", ML.\bp ~TOP

MI..

"o")E~ Mb

c:rto

p cr'"B~EI1 -~Ru\l

q,\oi

~3 0,\01' \6'" "5'03 2. \, \

h\9

2.b,~

'50

50

\ 0 2-\00

'i.l.Ö

3

b.\,Ö1

::b~U\(. -3 0)\\'5 . Lo O)lS l(i) '5'2.5

30

'5"~o ~5 t;)\

'5"'\

\0'1 '02.. '-t. \,Ö 1

6

_.lo -1

.

,

-2.8-Uh"

Vl\~ ~P'- \..~N -\JoLGT):)t: \,If:Rl::>ELiNG OVE R :bE

-roP EN ~E 'M:hEM (Z\E ~I~

\0)

))i/'Bi X-<=.4 ,~ C"\b g,'l. C4 N \t,~ '"l: C'S 0/0lt 1 NCJ5 _°PI2.

VOEb\t.lG! ï"oP Bo~M _{~~ 'Je;b}

?eS [MO\"/sl

C2.-:b

a ,

2.b2.4 O,2.b2.\t

!

0,0C>\\ 0,00 3\ _I

c.2..

O,b3QS o/b~qc:i

~

0,002.11 O,O():t

lo

!

C'6 ::b ~ I, IC~ -- 2\,\ O~

;

o..oB86

O,2.JS \'5

C3

\~. 32 '4,52. 0,0601

O;lOï

Cltb 22.,2.~5 2..O,O,::\b _{1,\S"8't[ O,OQ34} 0,2.3'\ 2- 0,0'4 , 'l:C4 ,~, \24

_\S,11-\o

."-- - o)8Lt~bi

o,ob'f\

I 0,182.0 0,00'5"5' t-.tC4 _11,

_'1-2.1

_9,1

0_'5 l,02\lj 0,o4ql. Ol" ~l 0,0 l3 \ - --- _{-- --f--} --:t:cS _{~~, '-\4'1 0,} q2.~ _{22.,'52..'1 o,oq&} 0,011 c,l~bo - -- .

"'c'S

1182..~ O/O~~

i-

;t·

3 't '2. O,032.g

_o

Joe",

0,05"0\

-Cb

~~,82.&

_-

_{~1.\h8 0,2-}

_-

_0,31 ---~ -c~

4lS',

't'\'5'

-

45,'4,\5 0Jlq'2.~ 0,2'36<3 -

-C\\ 1. S"J 315'3

-

1:5,35""3 D)lOblt _O,\b4lt

-lO+~ I ~3)~ \'S'i ),.

.

• C'2..~ · C2-C~b c.~

C.4h

-_.-lC.4 NC4

-"I:

C.S-NCt;)

Cb

-ca

_- -CU ïbTAR\. , \IOE'bit'\G _1'O? . motA O,\'?>O,:\ O,l~t

o,'!'tIO

0,31\0 \\,2.4 \ \. '2.4 \ Y,3l. Ilt. ~2. \~,03b

\ \.1-b

8,818

8,4~ :0. ..-H,\.\Bb gSI l'5,'t\~ o,bl~ b,o~b 0,0"1 1o,'ib~

-'53,'S"S3

-2.~,b42.

-'Sb.

'-\4 l!.ObEY\ _{~F ~.:t>} 'it~

o,ooob

0,002. ~

o,ood:)

O,oabb

O,O4'~ O,l'l~l 0,0610 _0.253'1

1,'1.8 o,o'5"~S' 0,

loR",

_O,Do

_i-2

0,44

0,031'8

O,'lt<J4 0,002-5"

1,<j8 O,04a~ o,lb8~ _D~O

\l'

\~,OS c,obb~ 0,0 ilO 0,0846

S",qb

0,01

'5"T

0,001 '& O,033lt

,+0"ttb4

O,~

_-

_0,3'34(j S"3, S"S' 0,2.2

B

_-

_{0,300 1}

19.b~

O,,~b2.

_-

_0,"06\

\,a,~4 : , I

--.

_.

.

_.

\0 i, -0,\ 0,0\2.

5-\3'°

... 30-VAt-J

DITLK -

L rTN

_.

--

--

- -

-

-

_.

- - .

-o.b

0,12-

i

'-'45"

\

'

_'1

l'

n-C? \C~ 1\C'i . -_._-~--

-ltb

\.1-8

-Pn

_a

'Iq

~

\

.'

"

Clib 'XC\{

),' ,

.

_.

L. '.

-31-'i.

,

.

?e. 0) Pa O,:L 0,1 ~c:. 0.'1

Hin

IMALt R€~lLL)(:

.

.

•

..

• • ~ ~ M1NiMf\LE

Hi

t.li M~f\ L - 32.-0,1 0,2. _{0,3 • O~} J I 1Je~ RËFLUX ..

.!S..

=

RH R-A.,rr'l~ SC.HOiELS OS o,b _0.' C,a _0,5 \ ~ ?(.~ 0,''5" ~

Rt\=

.3

N",

=

\1..

" Apendix

b

Smoorberekening. 0 Temp.C 165~ 150 145 130 Camp .• Rl Hl Hg Hl Hg Hl Hg C2D 21760,9 20442,1 25717,4 20442,1 25717,5 19452,9 25058,0 C2 25179,4 23700,6 29376,0 23430,8 29725,7 22381,7 28676,6 C3D 32789,2 31321,0 38172,5 30831,6 38661,8 29852,8 37683,1 C3 35397,0 33858,0 40526,9 33345,0 41039,9 31806,0 40013,9 C4D 44381,9 42423,9 515(51,4 42423,9 50908,7 35897,3 44381,9 IC4 44619,4 42591,3 48675,7 41915,2 51379,9 36506,8 42591,3 NC4 47999,7 41915,3 46647,6 39887,1 47323,6 37182,9 47323,6 IC5 52024,5 46989,9 62093,7 47829,0 61254,6 46150,7 59576,4 NC5 52024,5 47829,0 63771,9 46150,7 63771,9 43633,4 62093,7 C6 60010,8 55009,9 77013,9 54009,7 76013,7 50009,0 74013,3 CS 74245,9 67616,8 100762,3 66291,0 99436,5 62313,5 95459,0 Cll 94342,6 87085,4 134982,4 85271,2 ~32442,4 81642,6 125185,3 ~xi!Ii 58399,1 61840,2 58278,8 5::,957,0 57073,0 53930,6 50858,3 V.R.

-

0,4779 0,4338 0,2974 H mengsel 58399,1 60138,2 58705,9 53016,9

'lt_Dë druk is 25 bar. In alle overige kolommen is de druk 10 bar. In de boven gegeven tabel zijn alle enthalpie-waarden gegeven in

kJ/

kmo1 • De enthalpie van een component is nul gedefinieerd bij een t.emperatuur van -200°F, Ivaarbij de component in de vloeibare fase is.

Het resultaat, bij een smoring van 25 naar 10 bar., is een temperatuur-daling van circa 20°C. ln dit geval dus een daling van 165 naar 145°C. De gas en vloeistof samenstelling, ·V8.R de- voeding, volgt nu uit het

Chao & Seader computer programma.

Een temperatuurdaling van 20°C bij deze smoring, van 25 naar 10 bar, is ook toeGepast voor de definitieve samenstelling, daar deze niet veel afwijkt van de hierboven gegeven.

.

_.

•

,..1

THEORETisCH 46E'No'l:>\G'D AAN TI\L SOiOiE'L~

E t.l 'R éFLl.l~

]Je t,Üt-l.iM~LE: REFLLlX

\$

'B.E~Ek.E:N.b M.b.v

Fe~sk E - Ulol:bERWoob • )

\ +

0 _'\11

=

_c::::::. 'oe:::; ?e))j. 0<. i cXi-

e

o{i -

e

o(bocJ o(TO,' 0<., I C2D 2,3463 19,5949 6,7fii05 C2 2,7115 15,3669 6,4550 C3D 2,5421 6,5960 4,0948 C3 2,3575 5,7299 3,6753 C4D 1,6341 2,0230 -1,8181 IC4 1,6771 2,6947 2,1258 \ NC4 1,5306 2,0294 1,7625 ;IC5 1,0000 1,0000

l,ooon

NC5 0,9210 0,7967 0,8566 C6 0,5439 0,3192 0,4167 CS 0,1892 0,0592 0,1058 Cll 0,0414 0,0066 0,0165 - - ---

--.

_.

•

.

Voot'(

"be. q,-WAA~'bE"t-\ _{-:ZÜt-t b€VOL.GENl)E WAAR..bE:~}

'BEPAAL']::) :

"

.

,

is

\-t\ERIN .. NIET' O?GE ~O .. '\\:.~

Rec:.u..L'AAT ",

_RM

₌

_0,96

Rt-\

-=

1.154

N

_M "

.t,~

\

(~~"K)b

*

(~"~Lk\..

\

ka \

Ö(

1

U\GE "l::>Ru..\.t

N

t'\

~

g

HOOe l:)ttu,\t.

N

m

-=

9.

~

.

•

.

U\Gt 'J)RU.k :

R

1>\ X

Rt-t

\,0'510 \.1..

x.

RH \,\'52-\,~ X. RM 1,'2.48 \,,-\ )(. ~ \"~44 Mi'

x

RI1 'J4lt

R

,), RH

_{\, b,\4} 1)'2. RH 1,848

\,

~

Rt-t

L 1,4 RH 1.,\

'Sb

1,'5'

RM

2.1~\

-36-Rh-tl

M~

N

o,es,

36

0,2.& _3'3 ()'5~s:, O,lt4 10 0,'5'5'51" 0,&:5 IQ C/i-=\3\.f O,CSb

\'f

O,Ssol.

O,b2.

\'5 N

=

'8

RMl

-

0 I /RK+ \ - .10

Rh+\

N;lN

N

o,b~ O,~'5

2.6

o,bs

0,4'5" 2,0

o,b1

0,'5'2.

IB

oba

I O}5'i

11-O,t

O

o,bo

\t:)

N= tS

.

_.

Lt\AG :

F:

2.38,11·S" G:. l\~1 ~o L: l2.lt

a

\I.R: 0),,\16

I

-

"

-HOOG

• • < • LAAG. : ~=

'1

,'i ~

1

la:

11.1)'i G= 2,S'i 1==

'q.S<l

-:;;;

G

_s,= ':\1

10

!

I

G,= a,b.;

Î

F: 2.\,!,q\t ..' • ... ---..

1

LT

=

~,1~

j

La :23,3, I----,.

-- -- -- -- -- -- _

. .

_-

--.

_.

.

_.

6

H

VOU,II\G

-= \

~ooo

H

VoEibll.lC "a \'S L~ \

E~"HRL..'P\e VA", \bP EN :B.o'bElo1 ~"TR(X)M kA"l BE:RE.kE~

\NOR~E '" M ST

H\.~oOc) ~MOl.

tiL.

01O°

C ) C'2.):) _\l1

e

3'4-C2-

\ b.-1Sb

C.3:h lbb~~ • CS

\'fq'SS"

C.~h 11S"3a

4soss

, Colt _109'5& 4'5" 2...9'5' NeL) _2.1b3\t

Yb

340

-:ceS"

2:S'T~ S'2.0 .2.lt Net;;

2.b

_012. '5~i03

Cb

blo "

Ca

,:\JS'Sq.2.

cu

Cj2.~ 00

~

:l>R.u.1<

~

H

"'p '" I

bI \ [kw

oJ"

J

{

H&xl~=

leB gy

•

.

_.

..

~

be E~l"T\-\f\L'P\E :b\E f)FG~VoE'Rb WO~T '):x)o'A. ):)E

CoNbENSOR ,~""ft "BEPF\LEN UlT HO" VE"RSç\-ÜL \U'5<;EN :bE EN,Hf\LP',a VA\I.\.:hE Gf\SSTROOt--\ b\E

:bE Cot-U:>Et-\So.oR

-:B\~~ E~TREE:h'" E~

:hE

VLOË\~TOI=­

s:TROOM :b\E l::>€"2E VERLAAT.

He;

(60°C)

~ot

H

L

l400C)

C2..b 11 ~bl IY

b>

3~

C'2...

'2.4~cao

Ilo

'{Bb

C3.h 32.~ lbb3~ C~ 33.8'5"8

11--

9

rss

C4~ 4\1-'1-\ 21'538 1:C.4 '112.~9 ~o

9'5'8

keLt

4:, gy

~

_2'634

:cc~

5"lOlLt

2~11-3 NeS' '54':)42 _260''2.

eb

_-

_{-- -}

-. ~-- --

"-cS

-

-- "- " " CH

-

---._ .. -. _ ...

\-\concA

~ 3>'-\ 2> \ . kw~H

'ttcond -

21-5'5

kw~H

"bE

bU."Tj ll\T

\-tREe.

:. Hc.o"'b

+

HTOf"

+

KSob~H

- \-\VOEi"l:>it.lG

LfGE :DRuk \-\P.E"I!.

=

2.,\~b4-lbll

+

10834 _ 13000

=

2.~3b

bcJ-1:

•

.

_.

.

_..

LRf\G. : \-\OOG : 34'31 \3000 t200

\-lOGE l:>~u.~

----'--

~

/

---~r--- I

---"

!

'&>bEM To'? ~bEK

-rOp.

L

"~~

2. 3,3\ 5,2."t 23,bb~ CS ,~'-\ ~

G

'-t.b,

~.l.'3 S) \41

a,b';;;

p,

"Yrnl

2.

b.4

2 \,2.

35

30

ft.

':>\9 _'5"03 '530 '5"2'5"

t~r%~

a,bll

0)\4 l,\

a

0,\6 Cs,>, "'LoOh 0,12..5 0J'2..~ O,o~ 0,2.4

80%

ce.<:

0)\ 0,1,\ 7..

0,°12-

C) qz

Ut.l5-

[mAl

0,\03 _{0,2.03 0)05'1& 0)13}

G \ ~

'J

AM":

~. ~~ l'\'\ 2,1"& ~,2.'

2,yl.

l.b'S

f\

.!>oW"'co"",~

[~~] 0,46 0}-\2. O,4S 0.1\

_.

-f\T::

f\lIl~

Al)

~,'2.li

1,6

_ao

2,,\0 1,1'5"

'b'f\METER

r~

2,015 \.93 _1·9'2.. I,y S

keu:ze )JiftM~R kOLot1

.n

=-

2,0'5' JY\. ~

AT

=- 3,30 Y'f\'l. .

VOOR. 'ZOWEL LAGE ALS _A~=.

O,,"t5 ","4. >

.:b=

2,a f't\.

\ol OG E :t::.A. \l~ .

;!)~U.kvf\L

LPGE '";b~u.\(. h~ "J::.RU.\(.

~ ~

r '-r

BobEM IOP 'Boh6"M To?

nooGie OVERLOOP _0,08

f'I\ O,o&> 0,08 oJoa

~vJ [rnl :bRoG.E

(""".1

\'4

b

l>~UkvP.L

_1\

-S,I)'

.

tmA"J

.

_U

d

0,161 0,103 0,0'5' Ic;) ! 0/\ I tO\l(i~

how

\~,b

_lb

35

OVER\.OGP 3Li

E

O,?>5 O,li4 _O'~1 °1~8

.

_.

h.ze

WARRl>~ ~ -ZjN GEBASEERl:> 01' _{EEN VR\~}

..

OPf>

f.

t

.o.V

A....

VAN \'-\,'1.

%

.

(:b\f\K.GA"T =.

~o

MM. ) S"'EEk = SO

~",,)

.

:he

VLOE'\

~TOt=

\100GTf: "IN .hE

~Wt.tco~ER '~.:he.

hL.

VE~~EE:Rl>~~

MEI

EE~

HOOGT \:..3'

v

.:hRu\t VAL

cve~ cs.pLEt"1'. h:z.E ïbTf\LE hOOGte zAL iN ALL~

GEVALLEN Vb~ 'BENE):)t~ :1:>6 50-\0, EU\l=STF\~'h VA\..l '-\'5 c.t-\

'BLUVE:t-t .

---.

_•

10.

tFF1C\E:NC.lj 1:>EPAL\~C;

LAGE" ~Ruk. \-iOGE" ~RUl.c .

. ~

--'-r---

----.., r---

---'Bo"b E t--\ TOf> 'Bol::€M TOP

.-tril

0) \0, \Ö! 0, \01 . \Ö~ I;) -'3

0,1\ . \.0

o

,liS. \0 -~

tw)~

i

0,101:. ~ -'f 0, lOl l6't _o)IIS. W>

-11

0,1\'5. \ö~

h

O.~. \0

-b

O,l{~. to -6

0)9.

Lö

-b

O..,l ..

g.Lö

b

Q.hb I

'4'1,

64

b'4.b'

~O

_"1-°

-~l.W O,2.tj O,3~

~l.

_{2., SS"'5" •}

L

_~ -'i _2.

b

_-'t '5""5 . lo _2/S"'L \..Q -~ 2. .?\. \.Q -~

Sc

lt _{I~. 1.0} -\ _I,03~

_O,''?>bS''

_o/~a

'Re

₃

_\"1-

3qblj

2.000

32.60

kG

_8,lq3

_.

_\..0 -3

6

-~

6

-3 _{~,~ag. lë3} .l.Q , 82.lt'-l. 10

-m.

0)183 0)1:), _{0 ... 2.42..}

b

-1. 2., -S 'i.lo

--k~

1.IQ2. \.<) -3 \,32.. ~ -'3 g.t,Ö'1 _{31~~' 10} -3

NOG

o

;

86

'5"~ o,~5b

O,b'

2,4

EoS O,'5":t <33 O}il.b'1 OJ4b O~ljO

À

O/~'1 g

0,,6

0,6'5"

o \.\

Ij

1

E

KV 0,1

6

o/~)-s O}i5 \.> \

Eoe

iS",e

%

'5"0%

~o%

,~,6

%

.

_.

NpR.

=

N~

-=

,a -

2.8)':)'1'

Eoe. oJb~

-.... -.. -~-- - ' _ ...

-\':\- ~C."CfTEl.ç. 'BoVE~ VOE::b\~C;

\~ sc.\o\oTELS _{o~R. VOEJ)I~G}

N SC.Hol"EL<;' _{],oVE~ VOE"t:>\t-tG}

\\ ScH.oT~LS lEt-la~ voeb\~G

.

---G-0PDRACHT

W-GEDEELTE

Constructieve Aspecten Debutanizer-Reboiler

Begeleiders:

de Heer van de Bergh de Heer Nieulant

Studenten:

L.C.M. van Lent

2.. \

'RE:BOl

LE'R

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. INHOUDSOPGAVE - PAGINA Keuze Reboi 1 er 1

Werking verticale Thermosiphon 2

Berekeningsprocedure 3

Schatti ng Warmte-overdragend oppervlak A.

1 4

Bepaling Recirculatiestroom 6

5.1. Inleiding 6

5.2. Bepaling t.Pin 6

5.3. Bepal ing t.Puit 7

5.3.1. Potentiële Energieterm 7

5.3.2. Kinetische Energieterm 9

5.3.3. ~'Jri j vi ngs te rm 10

5.4. Totale drukbalans 13

~1armte-overdrach t aan kookzijde 15

6.1. Inleiding 15

6.2. Voelbare warmte zone 15

6.3. Verdampingszone 22

6.4. Gemiddelde warmte-overdrachtscoëfficient aan kookzijde h. 24 1

Warmte~overdrachtscoëfficient _. aan stoomzijde h _s 25

Totale warmte-overdrachtscoëfficient betrokken op inwendig 26 oppervl ak Ui van de buizen.

Warmte-technisch berekeningsresultaat 27

Sterkteberekening 28

.

_.

I II III APPENDICES Berekening stofgegevens 1.1. Warmte-inhoud CL 1. 2. Warmte geleidingsco~fficient 1.3. Verdampingswarmte À 1.4. Helling dampspanningscurve 1.5. Lijst stofgegevens Berekening Reboiler k_L PAGINA 30 30 31 32 32 33 34 2.1. Inleiding 34 2.2. Inw. Oppervlak Ai 35 2.3. Keuze Reboilerafmetingen 37

2.4. Lengte traject voelbare warmte 38

2.5. Circulatiestroom W

t en fractionele verdamping xE 40 2.6. Warmte-overdrachtsco~fficient h in verdampingsz6ne 42

v

2.6.1. Totale warmte-overdrachtsco~fficient aan binnenzijde 43 htot .

2.7. Warmte-overdracht stoomzijde

2.8. Totale gemiddelde warmte-overdrachtscoëfficient U.

1

Sterkteberekening Pijpplaat 3.1. Dikte pijpplaat

3.2. Controleberekening pijpen en romp 3.2.1. Pijpen 3.2.2. Romp 44 46 47 47 50 50 53

"

Nomenclatuur

a

=

oppervlak doorstroming, ft2

A ~ Totale oppervlak voor warmte overdracht, ft 2 c

=

Warmte inhoud, Btu/lb . oF

D

=

diameter, ft f

=

Fanning frictiefactor -F

=

Wrijvingsverlies 1 bSf 11 b m ft 2 9

=

gravitatieconstante 32,2

Is

lbsm·ft gc

=

conversiefactor 32,2

2

1 b f s G

=

Massasnelheid, lbSm/S.ft2 h

=

Warmteoverdrachtscoëfficient, Btu/hr.ft2 oF k

=

Warmtegeleidingscoëfficient, L " Lengte, ft n

=

aantal pijpen

P

=

druk 1 bs _{f/ft 2} of 1 bSf 2 linch

Q

=

warmtestroom B~u/hr. r

=

warmteweerstand hr.ft2 °F/Btu

R

,,

-

Volumefractie van de fase -t

=

temperatuur oF

u

=

Overall warmteoverdrachtscoëfficient V'- lineaire snelheid ft /s W

=

massastroom 1 bs _.

_mi

' _s Btu "

x

=

gewichtsfractie gas Z

=

hoogte ft y

=

_{Acceleratieverliesgroep} À

=

verdampingswarmte, btu/ lb m Viscositeit, 1 bs ~

=

_{m/ ft hr.} dichtheid, 1 bs p

=

_m/ ft3 cr

=

oppervlaktespanning

_{- -}

1 bSf ft

1. Keuze Reboi 1 er

Bij de keuze van een reboiler zijn er in principe 5" mogelijkheden:

1) Verticale Thermosiphon 2) Horizontale Thermosiphon 3) Once Through Reboiler 4) Kettle-Type

5) gedwongen circulatie.

Vanwege de volgende voordelen is gekozen voor een Thermosiphon Reboil er:

1) Hoge warmteovergangscoëfficienten mogelijk 2) Lage verblijf tijd in verwarmingszone

3) Niet erg gevoelig voor vervuiling 4) Gemakkelijk te "Operaten"

5) Constructief eenvoudig

vanwege hoge snelheden in buizen

De vervuilende eigenschappen van het verwarmend medium en het op te warmen medium bepalen vooral de keuze tussen horizontaal of verticaal. Een mogelijkheid is om de Slurry afkomstig van de ~1ain-Fractionator te gebruiken als verwarmend medium, maar vanwege de sterk vervuilende eigenschappen is de keuze gevallen op condenserend stoom.

Deze stoom kan betrokken worden van een stoomgenerator, die gevoed wordt door de eerder genoemde Slurry of er kan gebruik worden gemaakt van het hogedruk stoomnet (18 bar) . .

Het op te warmen medium wordt door de p'Jpen geleid om, vanwege de ver-vuilende eigenschappen van de Gasolines, de mogelijkheid open te houden deze pijpen schoon te maken.

Met deze keuze van koken aan binnenzijde van de pijpen ligt de uitvoe-ring van de Thermosiphon Reboiler vast namelijk verticaal.

2.

2. ~Jerk i ng vert i ca 1 e Thermos i phon

De werking berust op een natuurlijke circulatie van de vloeistof, die de reboiler binnenkomt en een de twee-fasen stroom, die de reboiler verlaat en hierna de kolom weer binnentreedt. (zie figuur 1).

Deze stroming wordt instand gehouden door een hydrostatisch .drukverschil tussen de vloeistof onder in de kolom en het twee-fasenmengsel in de reboiler pijpen welke een veel kleinere dichtheid heeft.

- - - -VO~L'e.~~Ç;

...-_ ... __ ~f\R)1TE.

Bij binnenkomst in de pijpen (B) wordt warmte overgedragen aan het circulerende medi~m door de condenserende stoom. De vloeistof is bij binnenkomst beneden het kookpunt ten gevolge van de drukverhoging en het warmteverlies in het inlaatbeen (AIB). Gedurende traject BC wordt nu voelbare warmte toegevoerd (convectief) totdat bij C het kookpunt wordt berei kt.

Vanaf punt C vindt nu :verdamping plaats plus verdere opwarming van het mengsel.

Het twee-fasenmengsel verlaat bij D de Reboiler en komt via het uit-laatbeen de kolom binnen, waar de damp opstijgt en de vloeistof in de sump terecht komt.

3. Berekeningsprocedure

Allereerst moet een schatting gemaakt worden van het totaal benodigd warmteoverdragend V.O., met behulp van een aangenomen globale warmte-overdrachtscoëfficient.waaruit de voorlopige afmetingen van de Reboiler volgen.

Hierna kan over het recirculatietraject een drukbalansopgesteld worden, waarmee een schatting gemaakt kan worden van de massastroom W door de reboiler en de gewichtsfractie

x

die verdampt is.

De warmteoverdrachtscoëfficient, behorende bij deze massastroom W en x, kan nu bepaald worden.

Deze moet nu vergeleken worden met de aangenomen overdrachtscoëfficient, waarna bij verschil de berekening weer vanaf het begin gestart moet worden met een aangepast oppervlak. Dit oppervlak mag echter niet te klein worden in verband met een maximaal toelaatbare Flux.

4

4. Schatting warmteov,erdragend oppervlak Ai

Voor de bepaling van de drukval over de reboiler moet eerst een schat-ting gemaakt worden van het benodigd warmteoverdragend oppervlak vol-gens:

A. =

--->.Q-1

Ui' t.T

(1)

De over te dragen warmte

Q

bedraagt 3000 kWatte Het logaritmisch tempe-ratuurverschil t.T wordt bepaald uit een geschatte stijging in tempara-tuur van het mengsel. Doordat namelijk een gedeelte van de vloeistof verdampt, zal de concentratie van zwaardere componenten in vloeistof toenemen en de kooktemperatuur stijgen. Het Kooktraject van het mengsel kan bepaald worden en na schatting van een verdampingsgraad is de tem-peratuur stijging te berekenen.

Een redelijk temperatuurverschil tussen mengsel en stoom wordt bereikt bij een stoomdruk van 18 bar welke een condensatie temperatuur heeft van 207

oe.

De totale warmte-overdrachtscoëfficient betrokken op het inwendige op-pervlak wordt geschat ~et behulp van:

(2 )

waarbij r~ en r~ warmteweerstanden zijn aan condenszijde respectievelijk kookzijde (inclusief vuilweerstand).

Volgens [ ] geldt als redelijke schatting. rl

=

0,006 P rl

=

0,001 h

De Flux

Q

is aan een maximum gebonden (zie figuur 2).

A.

•

_..

s

' - VOLLEb\<':.

O~TVJ·I\c.\<.EL'b \<.ER~ \c.o\<.&W

Voorbij punt A vindt filmkoken plaats, wat hier niet geoorloofd is.

Volgens Kern kan als redelijke Design-waarde aangehouden worden

(;)" 38000;2 voor koolwaterstoffen bij natuurlijke circulatie.[.]

( Q )

mag ook ni et te 1 aag gekozen worden daar dan het gevaar onts taat

. A dat geen volledig ontwikkeld kern koken optreedt, waar de reboiler

,

,

5. Bepaling Recirculatiestroom

5.1. Inleiding

De massastroom door de reboiler kan bepaald worden met behulp van een energiebalans over het recirculatietraject A-B-C-D-A (zie figuur 1). Het drukverschil ~Pin

=

PB-PA moet gelijk zijn aan het drukverlies over de reboiler -~Puit = (PA-PB) (zie figuur 3).

' - ' - ï

-f

.

_{r \}

~P U.iT

!

I

I

.

!

-,.

-I

.

Ari ..

i_._._._._.1

5.2. Bepaling ~Pin

Een energiebalans tussen punten A en B levert bij een adiabatisch proces en verwaarlozen van de kinetische energieverandering en wrij-ving in de Sump. Waari n V L gc g f_L ~Z D. 1 ~L. 1 Pot.Ener-gieterm Wrijvingsterm

=

Vloeistofsnelheid ft_/s

=

Conversiefactor . 32,2 [lbSm.ft/lbf.s2J

=

_{Versnelling zwaartekracht 32,2 [lbS m]}

=

Fanning Ffictie""factór

7

=

Hoogte [ft] (zie figuur 1)

=

Diameter inlaatbeen

=

Lengte inlaatbeen plus toeslag bochten [ft]

Opmerking

Hoogte ~Z gerekend tot punt C omdat hoogteverschil tussen B en C zowel in ~Pin als ~Puit voorkomt.

5.3. Bepaling ~Puit

Een energiebalans over de Reboiler-buizen en uitlaatbeen levert.

pot.ener. term kinetische en. term wrijvings-term De 3 termen in het rechter-lid zullen apart behandeld worden. 5.3.1. Potentiele Energieterm

(6)

Er moet geintegreerd worden vanaf C omdat zoals eerder opgemerkt het

traject BC waarin 1 fase-stroom optreedt in beide vergelijkingen voorkomt en dus wegvalt.

Pt.f is een 2-fasendichtheid die over het traject CD verandert vanwege de verdamping en bepaald is door:

=

dichtheid gas respectievelijk vloeistof lbs_m

"""ft!

RL (= 1-R_G) is de volumetrische fractie van de vloeistof.

Vanwege slipeffecten tussen de 2 fasen is Rb geen simpele functie van de gèvichtsfractie.

RL

kan bepaald worden met behulp van de Lockhart-Martinelli correlatie als functie van de parameter. X

tt.

(7) (5)