Geintegreerde melkzuurfabriek: Opwerking via extractie

-

.

•

t der Scheikundige Technologie en der materiaalkunde. Chemische Procestechnologie.

GBII1'l'BGRBBRDB IIBLKZUUIlPABIUBK

'opwerking via reactieve extractie

fabrieksvoorontwerp van :

OPDRACHTDATUM VERS LAG DATUM

T.W. Beekhuis P. van Beek

9 februari 1993 29 april 1993 begeleiding: L.A.M. v.d. Wielen

ERRATA

*

In de inhoudsopgave en in het verslag komen de paragrafen § 3.5 en § 7.6 twee keer voor; de paragraafnummering behoort dus in hoofdstuk 3 van 3.1 naar 3.11 te lopen en van 7.1 naar 7.8 in hoofdstuk 7

*

§ 3.6, blz. 10, 178 _{regel moet z1Jn : In de grafiek op}

bijlage IV is het verband te zien tussen de concentratie van het op TOA gelijkende aliquat 336 in een vergelijkbare

solvent, isotridecanol, en de viscositeit van het mengsel.

*

§ 3.7, blz. 11, 68 _{regel van onder: voorverwarmd moet zijn}

afgekoeld tot 150 °C

*

§ 4.1, 'blz. 13 : J.1. en J.1._max in formules 4 t/m 6 stellen resp. de specifieke -en maximale specifieke groeisnelheid voor(h-i

)

*

§ 5.4, blz. 17 : de dimensies van de rotary vacuüm filter zijn : diameter en lengte 3 m bij een toestroom van

34.3 m3_{/h, druk van 0.1 bar en een toerental van 1 rpm}

*

bijlage I, de flowsheet : het kraantje van de TC-regelaar

aan de top van de eerste destillatiekolom (T15) is fout

getekend; dit kraantje moet eigenlijk aangesloten zijn op de koelwaterstroom naar de condensor; de TC-regelaar zou

eventueel vervangen kunnen worden door een FC-regelaar, die de refluxstroom kan regelen (kraantje dan op splitsing

destillaat -en refluxstroom tekenen)

*

bijlage IV, Se regel : trioctylamine moet zijn aliquat 336

*

bijlage V, apparatenlijst voor diversen, apparaat no. M11

de druk in bar is 0.1 bar (104 _Pa)

*

bijlage VI.4 : voor de betekenis van de gebruikte symbolen in de gegeven 2 vergelijkingen wordt verwezen naar het

dictaat Deeltjestechnologie I [23]; (N.B. a=le12, eta=le-3, ~=2.25, N=0.017, R=le10 en f=57.1 in SI-eenheden)

*

bijlage VII, halverwege isotridecanol bij 30 °C

••• 50 % aliquat 336 mengsel in = 303 K, zie figuur op bijlage IV

•

1. INLEIDING

2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP 2.1 externe gegevens

2.2 endogene gegevens 3. BESCHRIJVING VAN HET PROCES

3.1 het proces

3.2 de voedingssectie 3.3 de fermentor

3.3.1 regeling van de fermentor 3.3.2 jaarproductie

3.4 de ultrafilter

3.5 het aanzuurvat (acidifier) 3.5 de rotary vacuum filter 3.6 de extractor

3.7 de destillatiesectie 3.8 de opwerking

3.9 de procesregeling

3.10 het gebruik van Aspen als simulator 4. PROCESCONDITIES 4.1 de fermentor 4.2 de extractie 5. DE APPARAATBESCHRIJVING 5.1 de fermentor 5.2 de ultrafiter

5.3 het aanzuurvat (acidifier) 5.4 de rotary vacuum filter 5.5 de extractor 5.6 de destillatiekolommen 5.7 de warmtewisselaars 5.8 de steam sterilisers 5.9 de koelers 5.10 de condensors 5.11 de reboilers 5.12 de compressoren 5.13 de pompen 5.14 de koolfilter

6. WARMTE -EN MASSA BALANSEN 7. KOSTENBEREKENING

7.1 de investeringskosten

7.2 de kosten voor de grondstoffen 7.3 7.4 7.5 7.6 en hulpstoffen de loonkosten de totale kosten de winst

de berekening van de return on investment

7.6 de berekening van de pay out periode 7.7 de berekening van de internal rate

of return 8. CONCLUSIE 9. SYMBOLENLIJST 10. LITERATUURLIJST BIJLAGE I : DE FLOWSHEET 4 5 5 6 7 7 7 7 8 8 9 9 9 9 10 12 12 12 13 13 15 16 16 16 17 17 17 18 19 19 20 20 20 21 21 21 22 23 23 24 25 25 26 26 26 26 27 28 29 31

•

11.1 tabellen met de fysische constanten 33

11.2 chemiekaarten 34

: HET CELRETENTIE SYSTEEM BIJLAGE 111 111.1 111.2 BIJLAGE IV schets 39 39 40 BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE BIJLAGE

simulering van het kinetische model DE VISCOSITEIT EN V VI.1A VI.1B VI.2 VI.3A VI.3B VI.4 VI.5A VI.5B VI.6 VII VIII IX DE VERDELINGSCOEFFICIENT 41

DE APPARATEN SPECIFICATIE BLADEN 42

DIMENSIONERING FERMENTOR 64

DIMENSIONERING VAN DE KOELSPIRAAL 65

DE BEPALING VAN DE PERMEAATFLUX 66

BEREKENING ACIDIFIER EN ROTARY

FILTER 67

DIMENSIONERING VAN DE ACIDIFIER 68

DIMENSIONERING ROTARY FILTER 69

DE EXTRACTOR STROMEN 70

DIMENSIONERING EXTRACTOR 72

DIMENSIONERING DESTILLATIE KOLOM 73

SCHATTING VISCOSITEIT OPLOSMIDDEL 76

MASSA -EN WARMTE BALANSEN 77

•

1. INLEIDING

Dit fabrieksvoorontwerp werd uitgevoerd in opdracht van Purac te Gorinchem in samenwerking met de vakgroep biotechnologie

(T.U. Delft). Tevens past dit ontwerp in het kader van het vak st44 "chemische fabriek".

Doel is het verbeteren van een bestaande melkzuurfabriek

(Purac), uitgaande van de eis dat produktopwerking uitgevoerd moet worden met behulp van reactieve extractie.

De huidige fabriek is een niet geïntegreerd proces met een batchgewijze fermentatie. Een belangrijke "bottle-neck is de vorming van gips als bijproduct.

Met het bovengenoemde geintegreerde procesalternatief moet bestudeerd worden of het mogelijk is het product op te werken zonder de bijproductie van gips.

Na afronding wordt de alternatieve fabriek in z'n geheelheid vergeleken met de base case van de huidige fabriek.

Zowel melkzuur als melkzure zouten (lactaten) worden in tal van voedingsmiddelen, frisdranken en farmaceutische producten toegepast om de smaak of houdbaarheid te verbeteren. Daarnaast is lactaat een belangrijk intermediair voor melkzure esters, die toegepast worden als lakken, gewasbeschermingsmiddelen en diverse geneesmiddelen, lactitol (zoetstof) en dilactide

(polymeren, implantaten).

De huidige wereldwijde jaarproductie bedraagt 30,000 ton per jaar.

•

2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

2.1.

externe gegevens

De te ontwerpen installatie zal een capaciteit van 20.000 ton per jaar hebben. De fabriek wordt verondersteld 330 dagen

(7920 uren) in bedrijf te zijn. De fabriek draait semiconti-nue; dat wil zeggen dat binnen een jaar 55 continue processen worden uitgevoerd. Om de zes dagen wordt steeds een nieuwe kweek opgestart.

Voor de reactieve extractie stap is bewust gekozen voor een hoogkokend organisch oplosmiddel.

Men gaat er vanuit dat deze als mengsel (trioctylamine en oleyl alcohol) geleverd kan worden, zodat opmengen niet nodig is. Ook gaat men er vanuit dat deze stoffen zuiver zijn.

De componenten voor het voedingsmedium van de fermentor worden los geleverd en door de fabriek zelf gemengd en opgelost in water. Het voedingsmedium wordt gesteriliseerd om infectie tegen te gaan. Zie voor de samenstelling van het medium tabel 1.

Tabel 2.1 : samenstelling van het medium in de waterige voedingsstroom (13.51 m3/hr)

component concentratie (gil)

glucose 200 gist extract 25 (NH4)2S04 0.5 MgS04 0.3 KH2P04 0.2 K2HP04 0.2

Ook van zwavelzuur en calciumhydroxyde wordt uitgegaan dat deze los verkrijgbaar zijn en zelf opgelost moeten worden in water.

Men gaat er vanuit dat er kraanwater, mits gesteriliseerd, gebruikt kan worden voor de fermentatieve stap.

Als koelwater kan gewoon rivierwater gebruikt worden. Ook kan worden uitgegaan van rivierwater voor het stoomgebruik.

In de recycles moeten spuien worden aangebracht mocht er onverhoopt zich toch een stof ophopen. Er moet dus rekening gehouden worden met de eventuele lozing van trioctylamine en oleyl alcohol met daarin een zuur.

•

Ook moet men bedacht zijn op de eventuele aanwezigheid van trioctylamine en oleyl alcohol in de waterrecycle (dit ondanks de zeer lage oplosbaarheid).

Andere afvalstromen zijn gips, azijnzuur, mierezuur en barn-steenzuur.

Er wordt 'verwarmd' koelwater van maximaal 40 graden geloosd.

2.2. endogene gegevens

Voor de fysische constanten van de uitgangsstoffen en produk-ten wordt verwezen naar bijlage 11.1.

Vrijwel alle gas- en vloeistoffen in dit proces zijn corro-sief, wat te wijten is aan de aanwezigheid van melkzuur, trioctylamine, zwavelzuur en de zure bijproducten.

Hierdoor moeten vrijwel alle apparaten voorzien zijn van een hoogwaardige bekleding. AISI316L roestvast staal is hiervoor goed geschikt. Dit maakt het proces wel aanzienlijk duurder. De zure bijproducten en melkzuur zijn allen brandbaar en het trioctylamine heeft toxische eigenschappen. Voor verdere gegevens over gevarenaspecten, wordt verwezen naar bijlage 11.2.

Er zijn dus binnen de fabriek detectors nodig om bij eventuele lekken te waarschuwen

Alle regels en procedures met betrekking tot de omgang met chemische stoffen moeten in acht genomen worden.

•

3. BESCHRIJVING VAN HET PROCES

3.1. het proces

Op bijlage I staat het hele proces afgebeeld in een flowsheet-schema.

Het gehele proces is ruwweg in driëen te verdelen: de fermen-tatieve produktie van lactaat , concentratie van het produkt in een oplosmiddel (solvent) via reactieve extractie en de destillatie om het melkzuur van de solvent te scheiden.

3.2. de voedinqssectie

De samenstelling van het voedingsmedium is te zien in tabel

2.1.

Alle (voedings)stromen naar de fermentor met uitzondering van de celrecyclestroom moeten eerst met stoom gesteriliseerd worden om infectie met andere bateriën tegen te gaan.

3.3.

de fermentor

Voor de fermentor is een inoculum-batchfermentor geplaatst, waarin biomassa wordt aangemaakt om de continue fermentor mee te beënten. Als de batch is beëindigd, wordt de inhoud ervan overgebracht naar de hoofdfermentor, die aanvankelijk ook als een batch bedreven zal worden. Een ent van 4 kg biomassa

brengt de beginconcentratie in de fermentor op 0.1 g/l. In de fermentor vindt de chemische omzetting plaats van glucose naar melkzuur door microorganismen. Gekozen is voor Lactobacillus Delbruekii als homofermentatieve lactaatprodu-cent. P rac gaf als lactaatproduktiesnelheid op, 6 g lactaat per gram microorganisme per uur en een yield (Ysp) van 0.94 g lactaat op 1 g glucose. Ook vindt er bijproduktvorming plaats met een yield van 1% van de melkzuuryield. De bijprodukten bestaan voor de helft uit barnsteenzuur en voor ieder een kwart aan mierezuur en azijnzuur. De reactiekinetiek volgens Goncalves [16] beschrijft de groei-inhibitie door het sub-straat (glucose) en de ongedissociëerde vorm van melkzuur. Om dus zoveel mogelijk melkzuur in de gedissociëerde vorm (lac-taat) te krijgen, is het van belang dat het produktieproces bij een hoge pH bedreven wordt. Gekozen is voor een pH van 6. De praktijkwaarde van Purac voor de maximale produktiesnelheid die gehaald kan worden (6 g/g/h) is verwerkt in het theoreti-sche kinetitheoreti-sche model. In dit fabrieksvoorontwerp wordt

gebruik gemaakt van een celretentie systeem wat leidt tot een hogere celconcentratie dan ten opzichte van een gewone continu bedreven fermentor. Achter de fermentor staat namelijk een ultrafilter (zie volgende onderdeel) die de produktstroom scheidt van de cellen. De cellen keren terug naar de fermen-tor.

•

In de praktijk zal overigens de fermentor eerst als een batch bedreven worden, zodat de microorganismen zich aan kunnen passen aan hun omgeving.

Als de beginhoeveelheid glucose (bijvoorbeeld 4000 kg, 100 gil) in de fermentor op begint te raken en de groei van de microorganismen goed op gang is gekomen, wordt het recycle systeem gestart. Op bijlage 111 is dit systeem apart getekend. Op dezelfde bijlage is het bijbehorende kinetische model in het computerprogramma PSIE/e vertaald en zijn een paar simula-ties gegeven. De waarden behorende bij de verschillende

stromen geven de steady state aan.

3.3.1. regeling van de fermentor

Bijna alle stromen in en uit de fermentor hebben een regelende functie (zie bijlage 111 voor de nieuw gedefiniëerde termen) : FO, de glucose (en nutriënten) toevoer, regelt de glucosecon-centratie in de fermentor zodanig dat deze steeds verwaarloos-baar laag blijft. Deze stroom van 13.5 m3/h bevat 200 gil glucose, wat neerkomt op 2701 kg/ho Aangezien in de praktijk de glucosetoevoer niet actief geregeld wordt (via proefmon-sters en handmatige bijstelling), is op het flowsheetschema in bijlage I geen regelloop getekend. F1, de waterige recycle-stroom die uit de extractor komt, regelt het fermentorvolume, zodat deze constant op 40 m3/h blijft. Hierin bevindt zich nog 0.04 gil melkzuur (en 1% bijprodukten). F2, de 2M calciumhy-droxidestroom regelt de pH in de fermentor, die door de

zuurvorming anders te laag zou worden, en bedraagt 7 m3/h. Met F3, de enige uitgaande stroom, kan de gewenste lactaatafvoer ingesteld worden. Door deze stroom te vergroten (versterking van de regeling van de lactaatconcentratie) kan de produktie van lactaat vergroot worden; de lactaatconcentratie in de

fermentor wordt dan dus kleiner en de biomassaconcentratie hoger. De biomassaconcentratie in de ultrafilter kan echter niet te hoog worden (zie ultrafilter). F4, het retentaat van de ultrafilter, is de recycle stroom die de cellen terug brengt naar de fermentor en bedraagt 14 m3/h. F5, de "cell-bleed", zorgt er voor dat er geen ophoping van cellen in het celretentiesysteem is, en is slechts 8 l/h. F6, het permeaat van de ultrafilter, is gesteld op 70% van F3. Bij hogere waarden is het medium niet meer verpompbaar.

3.3.2. jaarproduktie

De gewenste jaarproduktie van lactaat van 20,000 ton, uitgaan-de van uitgaan-de steady state produktie in uitgaan-de fermentor van 2538 kg/h, kan bereikt worden als de fabriek 330 dagen (7920 uur) continu draait. Hierbij is rekening gehouden met licht pro-duktverlies bij de "down stream processing", (zie extractor-en destillatiesectie).

•

3.4. de ultrafilter

De toestroom F3 naar de ultrafilter bevat 10.5 g/l biomassa.

Het retentaat F4 heeft een biomassaconcentratie van 35 gil. In

het filter hoopt de biomassa zich dus steeds verder op. De

praktijk (Purac) leert dat een dergelijke concentratie op de

grens van het toelaatbare zit.

Er wordt van uit gegaan dat de biomassacake door het retentaat

meegenomen wordt. De "cell bleed" achter het filter houdt de

gehele biomassaconcentratie in het retentiesysteem constant.

De permeaatstroom uit de ultrafilter van ca. 45

oe

en pH 6

bevat dus naast melkzuur ook nog de bijprodukten mierezuur,

azijnzuur en barnsteenzuur (totaal 1% van de

melkzuurconcen-tratie) en een zeer lage glucose concentratie van 0.02 gil.

3.5. het aanzuurvat (acidifier)

De waterige permeaatstroom van 33m3/h uit de ultrafilter met

daarin 77 g/l melkzuur (99% in de gedissociëerde vorm) wordt

vervolgens door een geroerd mengvat van 5 m3 gevoerd bij een

gemiddelde verblijf tijd van ca. 10 minuten. Een continue 10 M

zwavelzuurstroom van 1.4 m3/h wordt toegevoegd om een pH van 2

te kunnen bereiken. Deze verzuringsstap is nodig om een grote

ongedissociëerde melkzuurconcentratie te krijgen, hetgeen de

extractie in een later stadium sterk bevordert. Bij deze

zwavelzuurtoevoeging vormen de sulfaationen samen met de

"vrij" gekomen calciumionen een gipsneerslag.

3.5. de rotary vacüum filter

In de rotary filter wordt het calciumsulfaat (gips) gescheiden

van de waterige oplossing. De gipsproduktie is 2.4 ton/ho Het

kan opgeslagen worden voor de verkoop of geloosd worden.

3.6. de extractor

De waterige oplossing van 33 m3/h uit de rotaryfilter met

daarin aanwezig 76 gil melkzuur (voor 99% in de

ongedisso-ciëerde vorm) is intussen afgekoeld tot 25

oe

door

warmteuit-wisseling met de omgeving en wordt de extractorkolom ingeleid.

In tegenstroom stroomt de organische "strip" fase, een mengsel

van 50 massa% trioetylamine (TOA, merknaam alamine 336) in

oleyl alcohol. Het TOA gaat een reactie aan met melkzuur en

vormt een complex. TOA wordt eerst geprotoneerd waarna het

lactaat met het aldus gevormde positieve ion een quartair

ammoniumzout geeft dat naar de organische fase terug

diffun-deert (zie procescondities,blz 14).

Om al het lactaat uit de waterige oplossing te kunnen onttrek-ken, is het dus van belang dat er evenveel lactaat als Er-ionen in de waterige oplossing aanwezig zijn (de ongedissocieerde vorm dus). Dit kan alleen bereikt worden bij een pH van maximaal 2.

Het extractievermogen van deze zogenaamde "reactieve

extrac-tie" met TOA als "carrier" neemt sterk toe met toenemende

TOA-concentratie in de solvent. Op bijlage IV zijn voor

verschillende concentraties van TOA de verdelingscoëfficiënten als functie van de melkzuurconcentratie geschetst (zie Wang

[4]). Gekozen is voor een 50% mengsel van TOA in oleylalcohol die een hoge verdelingscoëfficiënt van 5 geeft ten opzichte van de waterige oplossing.

Hogere concentraties worden in de praktijk niet toegepast, omdat de viscositeit dan te hoog wordt met als gevolg een onhandelbare organische stroom.

In de grafiek op bijlage IV is het verband te zien tussen de TOA-concentratie in een vergelijkbare solvent, isotridecanol, en de viscositeit van het mengsel.

De viscositeit van de organische fase bij 25

oe

wordt geschat

op 200 cP op grond van deze grafiek (zie Deblay [11]). Verla-ging van de viscositeit door de temperaturen van de ingaande stromen te verhogen, lijkt gunstig, maar de extractiekracht van de solvent/carrier neemt dan teveel af. In het

reken-kundige model wordt er van uitgegaan dat de bijprodukten even goed geëxtraheerd worden als melkzuur. De grootte van de

solventstroom ten opzichte van de waterige stroom is zo laag mogelijk gekozen vanwege de hoge kostprijs van met name het alamine 336. Om ook niet een te grote en dus dure kolom te krijgen, is gekozen voor een solventstroom die 40 (massa)% bedraagt van de waterige stroom : 16 m3/h. Met de eis dat er 99.95% zuur (melkzuur+bijprodukten) afgescheiden wordt, zijn 10 evenwichtstrappen afdoende. De uitgaande waterige stroom bevat nog slechts 0.04 gil melkzuur (1% bijprodukten en 0.02 gil glucose) en wordt gerecycled naar de fermentor. Deze stroom van 31 m3/h regelt het volume in de fermentor. Wat de fermentor niet opneemt wordt geloosd . In de steady state komt dat neer op een waterige stroom van 12 m3/h de fermentor in en een "afvalstroom" van 19 m3/hr. Deze afvalstroom heeft een

temperatuur van 25

oe;

de stroom naar de fermentor wordt nog

opgewarmd tot 45

oe

in een warmtewisselaar (dit is inclusief

de sterilisatiestap). De uitgaande solventstroom van 18 m3/h met daarin het geconcentreerde melkzuur (zuurmassa-fractie van

16%, 138 gil melkzuur) wordt naar de eerste destillatie kolom gevoerd.

3.7. de destillatiesectie

De solventstroom uit de extractor wordt in een warmtewisselaar

(H13) opgewarmd tot een temperatuur van 170

oe

alvorens het

als voeding de eerste destillatiekolom (T15) binnenkomt. De warmte wordt onttrokken uit de solventrecyclestroom naar de extractor, afkomstig van de tweede destillatiekolom (T23).

Er wordt aangenomen dat de temperatuur in de kolom voldoende is om het complex van carrier en melkzuur snel te ontbinden. De simulatie van de kolom in "Aspen" bleek namelijk niet in staat de evenwichtsreactie tussen het complex en de "vrije" componenten (TOA en melkzuur) te verwerken. De kolom wordt onder vacuüm bedreven (0.05 atmosfeer). Er is gekozen voor zo'n lage druk om hoge temperaturen te vermijden in de kolom. Het kost namelijk veel energie om het melkzuur goed van het sOlvent/carrier-mengsel gescheiden te krijgen. Het geconden-seerde melkzuur gaat voor 99.99% over de top bij een tempera-tuur van 110

oe,

samen met de vluchtige bijprodukten mierezuur en azijnzuur. De zware solvent en carrier gaan geheel over de bodem, net als het bijprodukt barnsteenzuur. De temperatuur van de bodemstroom bedraagt 241

oe.

Het zware bodemprodukt met daarin de solvent, carrier, barn-steenzuur en een zeer kleine fractie aan melkzuur uit de eerste kolom, wordt eerst in een compressor op 1 atmosfeer gebracht en afgekoeld tot 150

oe.

In de tweede destillatiekolom (T23) wordt dit mengsel zo sterk verhit bij 1 atm, dat over de bodem alleen de solvent en de carrier gaan. Dit is noodzakelijk omdat deze bodemstroom teruggevoerd moet worden in zuivere vorm naar de extractor.

Zuurophoping in de organische stroom naar de extractor zou een steeds slechter wordende scheiding bewerkstelligen en de

roulerende solvent/carrier in het systeem zou dan teveel ver-verst moeten worden. Spuien van een dergelijke organische stroom is zeer milieuvervuilend. Over de top gaan barnsteen-zuur en melkbarnsteen-zuur als afvalstroom bij een temperatuur van 363

oe.

Voordat lozing kan plaatsvinden, zal deze stroom eerst nog sterk verdund moeten worden met water, zodanig dat de tempera-tuur hiervan minder dan 40

oe

bedraagt. Op jaarbasis komt dit neer op 142 ton barnsteenzuur met een massafractie van 0.01% aan melkzuur.

De warme oplosmiddelstroom uit de bodem (380 Oe) wordt terug-gevoerd naar de extractor. Onderweg raakt het een deel van zijn warmte kwijt aan de voedingsstroom van de eerste kolom

(T15) in een warmtewisselaar (H13). In de volgende warmtewis-selaar (H14) wordt de oplosmiddel stroom nog dusdanig afgekoeld dat deze stroom op de gewenste temperatuur van 25

oe

de

extractor binnenkomt. Het topprodukt uit de eerste kolom bevat naast het melkzuur ook nog 0.5 massa% aan mierezuur en azijn-zuur. Deze stroom wordt eerst nog in een compressor op 1

atmosfeer gebracht en komt als voeding de derde destillatieko-lom (T22) in, na te zijn voorverwarmd tot 150

oe.

Hier heerst een druk van 1 bar. Over de top verdwijnen de bijprodukten als afvalstroom bij een temperatuur van 166

oe .

Lozing zal

wederom moeten plaatsvinden na verdunning en afkoeling met water. Over de bodem gaat het gewenste produkt, melkzuur, met een zuiverheid van 100 % en een temperatuur van 181

oe.

3.8. de opwerking

Omdat het melkzuur dat uit de destillatiekolom komt 100

%

zuiver is, moet worden bijgemengd met water tot de gewenste 85% melkzuuroplossing is bereikt. De produktstroom gaat via een koolfilter, waar een laatste zuivering en ontkleuring plaatsvindt.

3.9. de procesregeling

Op de flowsheet in bijlage I z1Jn de belangrijkste regelsyste-men weergegeven. De ferregelsyste-mentor en de acidifier hebben een pH-regelaar, die gekoppeld is aan een flowcontroller. Deze

laatste regelt de aanvoer van respectievelijk loog en zwavel-zuur. Alle andere regelaars zijn temperatuurcontrollers. De controllers van de fermentor, extractor, warmtewisselaars en koelers dienen puur om de gewenste temperatuur te handha-ven. De overige temperatuurcontrollers op de destillatiekolom-men hebben tevens als functie de regeling van de zuiverheid. De laatste twee destillatiekolommen (T22 en T23) hebben om die reden geen controllers op de top nodig; immers de bijprodukten behoeven niet zuiver te zijn.

3.10. het gebruik van "Aspen" als simulator

Met behulp van het computerprogramma "Aspen" z1Jn alle destil-latiekolommen gesimuleerd en geoptimaliseerd. Omdat de compo-nenten trioctylamine en oleyl alcohol niet in de data banken staan is het moeilijk de kolommen (type "Radfrac") door te rekenen. De meeste parameters worden geschat aan de hand van een ingevoerde molecuulstructuur, maar veel andere parameters moeten met de hand ingevoerd worden. Dit zijn o.a. de thermo-dynamische parameters van de Antoine en de Watson vergelij-king. Omdat deze waarden niet voorhanden zijn (in de litera-tuur) moet hier ook een schatting voor worden gegeven. Dit maakt de simulatie niet betrouwbaar.

4. PROCESCONDITIES

4.1. de fermentor

De lactobacillus Delbruekii produceert melkzuur uit glucose met een yield van 94% via de Embden-Meyerhof route. Deze glycolyse reactie luidt

(1)

Op bijlage 111 staat het volledige fermentor model waarmee in "Psie" de werking van de fermentor is gesimuleerd. De reactie-kinetiekvergelijkingen zijn hier in verwerkt. Deze luiden :

-1 I s = - - * I p

Ysp

met rS = consumptiesnelheid glucose(g/l/h) rP = produktiesnelheid lactaat (gillh)

Ysp= yield van melkzuur op glucose (gig) = 0.94

(2)

(3)

met: x = biomassaconcentratie(g/l) = 10.5 g/l(steady state) en de praktijkwaarde van Purac voor de produktiesnelheid van melkzuur van 6 g melkzuur per 1 g biomassa per uur.

IL=IL *(1-~)O.71*(1_.1:)2.1 ... max S p

m m

met Fm maximale lactaatconcentratie (gil) = 81.0 en Sm = maximale glucoseconcentratie (gil) = 401.8

(4)

met Pu,min

=

maximale ongedissociëerde melkzuur (g/l)

=

0.12 en [H+] in mol/l

=

10-6 _{(pH in fermentor 6)}

K=O.64+1. 1e- 11 (7)

[H+] 2

In de fermentor heerst een pH van 6. Het melkzuur is dan voor 99 % in de gedissociëerde vorm. Het volgende evenwicht is dan sterk naar links verschoven :

(8)

(9)

met Ka

=

1.4 .10-4 _mol.l-1

, pKa

=

3.86 (uit Kertest [10]) Hieruit zijn de concentraties van melkzuur en lactaat in de

fermentor te berekenen volgens :

p

LaH=---M* (1 +10PH-PKa)

met P

=

totale lactaatconcentratie (gedissociëerde-dissociëerde melkzuurconcentratie opgeteld)

(steady state)

M

=

molmassa melkzuur

=

90.1

LaH = mol/l melkzuur = 0.006 (steady state)

(10)

en onge

=

77.2 gIl

4.2 de extractie

De reactieve extractie wordt bedreven bij 25°C en 1 bar en is gebaseerd op de volgende evenwichtsreactie met bijbehorende dissociatieconstante :

met Keq

=

5400 12.mo

r

2 (uit Chaudburi [6])

De verdelingscoëfficiënt K is als volgt gedefiniëerd

K= (gew. %melkzuur) org

(gew. %melkzuur) aq

K

=

5 bij de heersende omstandigheden met als "strip" fase 50 gew.% trioctylamine in oleylalcohol (zie bijlage IV en Wang [4])

(11)

(12)

(13)

Het melkzuur in de organische fase is gebonden aan de carrier. Aangezien de waterige stroom de extractor met een pH van 2 binnenkomt, is de ongedissociëerde voor 99% in de melkzuur-vorm. De 1% aan lactaat (0.01 M) kan echter ook aan de boven-staande evenwichtsreactie met de carrier deelnemen, omdat er genoeg H+ in de stroom aanwezig is (0.01 M) .

Aangenomen is dat de bijprodukten mierezuur, aZ1]nZUUr en

barnsteenzuur net zo goed door de carrier worden opgenomen als melkzuur.

5. APPARAATBESCHRIJVING

De berekening van de apparaten en de bijbehorende dimensies zijn te vinden in bijlage VI. Voor de berekeningsmethoden van de warmtewisselaars, koelers, condensors, en reboilers wordt verwezen naar Coulson en Richardson [24].

De apparaatspecificatiebladen zijn te vinden in bijlage V.

5.1 de fermentor

Er is gekozen voor een standaard fermentor (reactor). De

dimensionering is uitgevoerd volgens de methode van Rose [18]. Als constructiemateriaal is roestvast staal (316L) gekozen, dat een goede corrosiebestendigheid heeft, mede op aanraden van de firma Purac. Voor de roerders (2 stuks) werd het type

"flat six blade turbine" uitgekozen, op grond van de goede mengeigenschappen, ook bij de viscositeit van het kweekmedium

in de fermentor. uit een grafiek in Qing [15] is bij de

biomassaconcentratie van 10.5 gil in de fermentor af te lezen dat de viscositeit ongeveer 2 cP moet bedragen. Een goede menging is erg belangrijk. concentratiegradiënten van sub-straat of warmte kunnen namelijk leiden tot onevenwichtige, niet optimale groei van het microorganisme. Voor schommelingen in de pH blijkt het microorganisme extra gevoelig te zijn; het toegevoegde loog moet dus goed gemengd worden. De fermentor heeft een diameter en een vloeistofhoogte van 3.7 m. De twee roerders hebben een diameter van 1.24 m met een roerdervermo-gen van 10 kW per roerder en een toerental van 0.83 S-l. Deze berekening is uitgevoerd met het computerprogramma "Mercury"

(zie bijlage VI.1.a).

Door de exotherme omzetting van glucose in melkzuur zal in de fermentor warmteontwikkeling plaatsvinden. De dimensionering van de benodigde koelspiraal is niet alleen gebaseerd op dit warmteeffect maar ook de warmteontwikkeling als gevolg van het roeren is hierin meegenomen. De ingaande stromen van de

ferment or hebben nagenoeg allemaal dezelfde temperatuur als het reactiemedium, namelijk 45 °C; dus hier valt geen warmte-effect van te verwachten. De berekening van de koelspiraal is uitgevoerd met "Mercury" (zie bijlage VI.1.b). Er moet voor 73 kW aan warmte worden afgevoerd via de koelspiraal en 1,7 kgls

water van 20 °C is nodig om de temperatuur 10 graden te laten stijgen. Het oppervlak van de spiraal bedraagt 4.4 m2 en de totale lengte is 42 m.

5.2. de ultrafilter

In Qing [15] is een goede beSChrijving te vinden van een ultrafilter. Er is gekozen voor een zogenaamde "M8 tubular ceramic membrane". Dit membraan, geleverd door Tech-Sep met een inwendige diameter van 6 mm, is gemaakt van een poreuze drager van koolstof, bedekt met een zirconium oxide laag. Op bijlage VI.2 is te zien hoe aan de hand van een grafiek uit Qing de grootte van het membràan bepaald kan worden.

•

Met behulp van de aangevoerde biomassaconcentratie uit de fermentor en een gekozen permeaatflux kan men de apparatuur dimensioneren. Er wordt uitgegaan van een drukverschil van 3 bar over het filter.

Het aantal benodigde membraanmodulen van 3.4 m2 _{is 182 bij een}

permeaatflux van 53 l/m2_{/h., wat neerkomt op een totaal}

mem-braanoppervlak van 619 m2

•

5.3. het aanzuurvat (acidifier)

De hoeveelheid zwavelzuur (10 M), die nodig is om de

perme-aatstroom uit het ultrafilter met pH 6 terug te brengen naar 2, is berekend ("Mercury", zie bijlage VI.3) met behulp van de pKa waarde van melkzuur en bedraagt 1.4 m3/h. De reactordimen-sionering is uitgevoerd volgens Rose [18]. Het constructie-materiaal is (eveneens) van roestvast staal (316L), dat goed bestand is tegen het corrosieve milieu in de acidifier (pH=2). Aangezien het verzuringsproces zeer snel gaat, is uitgegaan van een gemiddelde verblijf tijd van ca. 10 minuten in de

reactor voor de ingaande waterige stroom van 33 m3_{/h. Het}

reactorvolume hoeft dan maar 5 m3 _{te bedragen. De diameter van}

het vat is 1.85 m. De twee roerders zijn 0.62 m in diameter met een roerdervermogen van 1.25 kW per roerder en een

toeren-tal van 1. 32 S-l.

5.4. de rotary vacuüm filter

In "Mercury" (zie bijlage VI.3) is de berekening van de in- en uitgaande stromen van de rotary filter gekoppeld aan die van de acidifier. Met behulp van formules uit het dictaat van Deeltjestechnologie I [23] zijn de dimensies van de rotary filter doorgerekend (zie bijlage VI.4).

5.5. de extractor

De berekening van de in-en uitgaande extractorstromen is

uitgevoerd aan de hand van de massabalansen over de extractor. De formule van Kremser is toegepast om het aantal theoretische evenwichtstrappen uit te rekenen :

In (1 + S-l ) f

N= - - = - - - - : - - : - - -1 ln(S)

•

met S

₌

K*q K

=

5 (verdelingscoëfficiënt) q f

=

=

0.4 (verhouding massaflux ingaande solventstroom ten opzichte van ingaande waterige stroom) 0.0005 (fractie niet verwijderd zuur, bij een

geëiste SCheiding van 99.95 %)

Deze formule mag gebruikt worden, omdat de ingaande solvent-stroom "schoon" blijft. Hieruit volgt een aantal theoretische trappen van 10. De berekeningen zijn met "Mercury" uitgevoerd

(zie bijlage VI.5.1).

Voor de extractorkolom is een "Asymmetric Rotating Disk

(ARD) "-extractor geselecteerd. Dit is een mechanisch aangedre-ven kolom die een hoge viscositeit voor de continue fase, en grote dichtheidsverschillen tussen de disperse (waterige) en continue (solvent) fase aankan. Het dichtheidsverschil be-draagt in dit geval 180 kg/m3 _{(500 is het maximum) en de} viscositeit van de solventfase is bij 25 C ca 200 cP (maximum 1000 cP). Verder heeft de ARD-kolom als voordeel ten opzichte van andere extractors, zoals de centrifugale- ,"pulsed plate"-en "reciprocating plate" extractors, de veel goedkope investe-ringskosten. De bedrijfskosten zijn bovendien erg laag. Voor het constructiemateriaal is opnieuw roestvast staal (316L) gekozen, op grond van de aanwezige corrosieve stoffen. Met de opschalingsprocedure uit het "Solvent Extraction Handbook" [12] zijn de dimensies van de ARD-kolom berekend

(zie bijlage VI.5.2).

De hoogte van de kolom is 7.5 m en de diameter is 1.8 m. Het aantal compartimenten (met evenveel roterende schijven,

"disks") bedraagt 40 en het kost 8 kW aan vermogen om de schijven te laten roteren met een toerental van 0.42 S-l.

5.6. de destillatiekolommen

Alle destillatiekolommen zijn gesimuleerd met "Aspen". Op bijlage VI.6 is te zien hoe met behulp van de ontwerpprocedure uit het Scheidingsprocessen 11 dictaat [17] de drie kolommen zijn gedimensioneerd. De meeste gegevens zijn afkomstig van "Aspen". Alleen de waarden uit "Aspen" voor de vloeistofvisco-siteiten van voornamelijk solvent/carrier-mengsels zijn apart geschat, met behulp van de evenredigheidsrelatie in bijlage VII. "Aspen" geeft namelijk veel te lage waarden op, omdat deze van de desbetreffende stoffen het dipoolmoment niet weet. Van alle kolommen zijn de top van de rectificatiesectie en de bodem van de stripsee~~aedimensioneerd. Gekozen is voor een schotelafstand v 15 m de hoogte van de kolommen niet te

laten wor

ste kolom (T15 een diameter v lom wordt dus s delde kolomeffi 1 reëele trappe

in totaal 20 theoretische trappen n 2.6 m aan de top en 3.8 m op de bodem. eeds smaller van de bodem naar de top. De

iëncy bedraagt slechts 8 % , waardoor het maar liefst 238 bedraagt.

Dit is te wijten aan de hoge vloeistofviscositeit en vooral aan de zeer matige relatieve vluchtigheden. De hoogte van de kolom, 42 m, is daarom erg hoog uitgevallen.

De tweede kolom (T23), daar waar barnsteenzuur afgescheiden wordt van de solvent en carrier, heeft 10 theoretische trap-pen. De diameter aan de top is slechts 36 cm, terwijl de bodemdiameter 2.9 m groot is. De gemiddelde kolomefficiëncy van 17 % is nog steeds vrij laag, waardoor het aantal reëele trappen 60 bedraagt. Dit is geheel te wijten aan de hoge

vloeistofviscositeit in de kolom. De hoogte van de kolom , 15 m, is acceptabel.

De derde kolom (T22), daar waar de lichte bijprodukten miere-zuur en azijnmiere-zuur van het melkmiere-zuur worden gescheiden, heeft maar 4 theoretische trappen.

De diameter aan de top is erg klein, 14 cm. De gemiddelde kolomefficiëncy is 47 %, waardoor het aantal reëele trappen 9 bedraagt en de kolomhoogte 7.2 mis.

5.7. de warmtewisselaars

Drie warmtewisselaren (Hl, H2 en H3) z1Jn nodig om de drie ingaande voedings stromen (7, 15 en 18) af te koelen na de sterilisatie. Deze stromen geven hun warmte af aan de ingaande stromen van de sterilizers. Dit heeft een gunstige uitwerking voor de energiehuishouding van het proces omdat zo minder stoom nodig is voor de sterilisaties.

De voeding van alle drie de stromen wordt opgewarmd van 20 tot 77°C. De teruggaande stroom uit de steriliser wordt afgekoeld van 100 naar 45°C. De laatste temperatuur is tevens de

fermentortemperatuur. De overgedragen warmte bedraagt respec-tievelijk 880, 396 en 1892 kW. De heersende druk is 1 bar. De uitwisselende oppervlakten zijn respectievelijk 49, 22 en 105 m2.

Een andere warmtewisselaar(H13) is verantwoordelijk voor de afkoeling van de hete oplosmiddel recycle stroom. Tegelijk wordt ook de voeding van de eerste destillatie kolom opge-warmd.

De overgedragen warmte bedraagt 1668 kW en het uitwisselende oppervlak is 106 m2 bij 1 bar.

5.8. de steam sterilizers

Deze apparaten dienen zoals de naam al zegt om de voedings-stromen naar de fermentor te steriliseren (bij 100

Oe)

om zo infectie te voorkomen. De overgedragen warmtes zijn voor H4 , H5 en H6 respectievelijk 386, 174 en 328 kW terwijl de opper-vlakten respectivelijk 2.2, 1.0 en 1.9 m2 zijn. Men gaat er van uit dat de overgedragen warmte wordt geleverd door conden-serende stoom bij lage druk.

5.9. de koelers

Deze worden gebruikt om de uitgaande stromen uit de eerste destillatie (T15) af te koelen. De temperaturen van deze voedingsstromen van de tweede en derde destillatiekolom (T22 en T23) zijn te hoog, vooral omdat de temperaturen verder zijn gestegen door de compressie van 0.05 bar naar 1 bar. Als

koelmedium wordt koud (rivier) water gebruikt dat bij een temperatuur van maximaal 40

oe

wordt geloosd. De overgedragen warmte bedraagt respectievelijk 55 kW (H20) en 1803 kW (H21). De uitwisselingsoppervlakten zijn respectievelijk 0.8 m2 en 44 m2.

In de eerste stroom wordt gekoeld van 181 naar 150

oe

en van 375 naar 190

oe.

Omdat de warmtewisselaar na de extractor (H13) niet genoeg koelt, moet een extra koeler (H14) voor afkoeling van de recycle solventstroom naar de gewenste 25

oe

zorgen. Hier is de warmteoverdracht 1668 kW en het uitwisselingsoppervlak 106 m2.

5.10. de condensors

Deze zorgen voor de condensatie van het topdestillaat in de destillatie stap. Bij de verzadigingsdruk van de mengsels wordt gekoeld met water dat maximaal 40

oe

mag worden.

De condensatie bij de eerste destillatie (T15) vindt plaats bij 0.05 bar en bij een condensatietemperatuur van 110 graden. De overgedragen warmte is 1590 kW en het uitwisselend opper-vlak is 39.8 m2.

De tweede condensatie (bij T22) vindt plaats bij een verzadi-gingstemperatuur van 167

oe.

Het uitwisselende oppervlak is 0.2 m2 en de overgedragen warmte is 14 kW.

De derde condensatie (bij T23) vindt plaats bij een verzadi-gingstemperatuur van 363

oe.

De overgedragen warmte is 47 kW en het uitwisselingsoppervlak is 0.3 m2.

5.11. de reboilers

De recirculatie van het bodemproduct van de destillaties voert de kosten op, omdat wordt gewerkt bij zeer hoge temperaturen Bij de tweede destillatie (T22) kan verwarmd worden met

oververhitte stoom bij 40 bar en een verzadigingstemperatuur van 250

oe.

De overgedragen warmte is 78 kW en het uitwisse-lingsoppervlak is 2.7.m2.

De eerste reboilingsstap (H17) maakt eveneens gebruik van 40 bar stoom. De overgedragen warmte bedraagt 1637 kW en het uitwisselingsoppervlak 21.8 m2. Doordat er bij een groot

drukverschil wordt gewerkt moeten er hoge eisen worden gesteld aan reboiler (H17).

De laatste reboiling stap (H27) vormt bij een temperatuur van 380

oe

het grootste probleem.

Hiervoor is geen geschikte stoom te krijgen ( d.w.z. bij een hoog genoege verzadigingstemperatuur). Daarom wordt gebruik gemaakt van een "pijpen-furnace'. Dit is zeer nadelig voor de kosten van het proces.

De over te dragen warmte bedraagt 2222 kW.

5.12 de compressoren

De twee compressoren in het proces dienen om na de eerste destillatiekolom de druk weer op 1 bar te brengen. Hierbij stijgt de temperatuur waardoor de koelers H20 en H21 nodig zijn. De andere destillatiekolommen behoeven niet bij vacuüm bedreven te worden.

De eerste compressor (H20) heeft een capaciteit van 0.71 kg/s en een vermogen van 0.72 kW. De tweede (H21) heeft en capaci-teit van 3.9 kgjs en een vermogen van 1.9 kW. De theoretische vermogens van beide compressoren zijn respectievelijk 0.21 en 0.97 kW.

5.13 de pompen

Het aantal pompen in het proces is 32. Deze zlJn niet doorge-rekend. Men gaat uit van centrifugaalpompen. De ultrafiltratie sectie bevat zelf een aantal van 20 pompen.

De pompen hebben een vermogen varierend van 0.71 kg/s tot 8.6 kg/se

5.14 de koolfilter

De koolfilter is een met actieve kool gepakte kolom, die dient voor de eindzuivering van het melkzuur.

In de ingaande stroom melkzuur heerst een druk van 1 bar en een temperatuur van ca. 150 graden.

Het volume van de kolom is 0.5 m3 (diameter van 0.42 m en hoogte van 3.6 m). De porositeit in het bed is 40%.

De uitvoering is door de corrosieve eigenschappen van het melkzuur in AISI316L.

6. WARMTE -EN MASSA BALANSEN

De gegevens voor de massa- en warmte balansen Z1Jn afkomstig uit de simulatie programma's: ASPEN, PSIE en MERCURY. De ontbrekende waarden zijn met de hand doorgerekend met behulp van de specifcieke warmten en de temperatuursverschillen. Vermeld moet worden dat ASPEN een ander referentiepunt han-teert bij de berekeningen van de warmtebalansen. Daarom zijn de waarden negatief.

Verwezen wordt naar de bijlage VIII, voor bladen met de gegevens.

7. KOSTENBEREKENING

7.1

de

investeringskosten

De investeringskosten zijn berekend volgens de methode van lang (uit het 'chemische fabriek' dictaat). Door de zuivere apparaatkosten met een factor 4.93 (1.45 maal 3.4) te verme-nigvuldigen kan het 'fixed capital' van gas- en vloeistof systemen berekend worden. Het 'fixed capital'(If) is de som van de investeringen in de proceseenheden (Ib) en de

investe-ringen in hulpapparatuur (lh). Hierbij inbegrepen zijn zowel de kosten van de fundamenten, ondersteuning en montage als de kosten van de pijpleidingen, elektrische installaties, hulp-diensten en voorzieningen. Tevens zijn hier bij inbegrepen de indirecte kosten: ontwerp, ontwikkelingen en contracten.

In tabel 7.1 volgt een overzicht van de zuivere apparaatkosten

TABEL 7.1 de zuivere investeringskosten

apparaten kosten (kf) distillatietorens(incl. scho- 4663.4 tels extractor 981. 0 ultrafilters 1006.7 rotary filter 625.0 reboilers 256.0 condensors 100.0 koelers 200.0 pompen 410.0 fermentor 380.0 warmtewisselaars 437.0

geroerd vat (acidifier) 121. 0

compressoren 88.0

steam sterilisers 66.0

totaal: 9334.1

Deze berekeningen zijn uitgevoerd met behulp van waarden uit de literatuur[21] (zie hiervoor ook de bijlage IX). Drukfacto-ren zijn gevonden in Coulson en Richardson [24].

Voor de dimensies van de apparatuur wordt verwezen naar de specificatiebladen en de voorgaande hoofdstukken.

De meeste apparaten zijn uitgevoerd in roestvast staal (AISI 316L). Dit in verband met de corrosieve eigenschappen van trioctylamine en melkzuur en de zure bijproducten.

De correctie voor het prijsverloop wordt berekend met behulp van indexcijfers uit de literatuur[21]. Als dollarkoers is genomen f 1.75

Met de Lang factor komen de totale vaste investeringskosten op 46.0 Mf. Dit stelt 80% voor van de totale investeringskosten. De totale investeringskosten komen dus op 57.5 Mf

7.2 de kosten van de grondstoffen en uti1ities

De kosten voor de grondstoffen, hulpstoffen en utilities zijn opgenomen in de tabellen 7.2 en 7.3.

TABEL 7.2 kosten voor de grondstoffen en hulpstoffen

grond- en hulpstoffen kosten (kf per jaar)

glucose 21391. 9 gistextract 20054.9 zwavelzuur 962.3 water 264.5 calciumhydroxyde 147.8 trioctylamine 104.0 oleyl acohol 19.2 actieve kool 7.5 totaal 42952.1

TABEL 7.3 kosten voor de utilities

utilities kosten (kf per jaar)

stoom (hoge en lage druk) 1858.1

koelwater 117.2

electriciteit 100.9

stookkosten reboiler H27 4140.2

totaal 6216.4

De totale kosten (Kp) zijn dus 49.2 Mf.

7.3 de loonkosten

Voor het berekenen van de loonkosten gaat men uit van de Wesselrelatie:

manuren aantal stappen

- - - = Kl

*

---ton product (capaciteit per dag)~

Voor een continue proces geldt dat Kl een waarde heeft van 1.1. Deze waarde is gecorrigeerd uitgaande van een stijging van 6% per jaar. K2 heeft een waarde van 0.76.

De dagproductie is 61.3 ton per dag en het aantal stappen is 5 (fermentatie, ultrafiltratie, opwerking gips, extractie en destillatie).

Het

aan~t~u

n per ton

produ~t

dus 0.24, wat overeen

komt me 14.76 nuren per dag ~unctieplaatsen.

Een func' p kost 350000,- per Jaar dus de loonkisten komen

op 630 kf.

0 ,

V

~

7.4 de totale kosten

'

f~M

/

tIf"~

_,

De totale kosten (Kt), inclusief rente en aflossing worden gegeven door: Kt

=

1.13*Kp

+

2.6*L

+

(0.13

+

0.149)*I Kp L I

=

=

=

kosten voor grondstoffen, hulpstoffen en utilities loonkosten

investeringskosten

Uitgegaan wordt van een 'capital charge' voor rente van 8% en een afschrijving over 10 jaar is 14.9%

7.5 de winst

Bij een productie van 20,000 ton per jaar en een prijs van 4.12 per kg volgt dat de opbrengsten zijn 82.4 Mf per jaar. Er is dus een winst van 9.2 Mf

Met aftrek van de belastingen daalt de winst tot 4.6 Mf

De cash flow is gelijk aan de winst plus de afschrijvingen en is gelijk aan 9.4 Mf

7.6 de berekening van de return on investment

De return on investment (ROl) is de verhouding van de winst ten opzichte van de investeringen

De formule wordt gegeven door: ROl

=

NETTOWINSTj(If+lw)* 100%

Iw is het werkkapitaal en is 6% van de totale investeringen, dus de som van If en Iw is 86% van de totale investeringen. De ROl komt hiermee op 9.4 % en voldoet dus niet aan de eis dat de waarde boven de 10% moet liggen.

De verkoopprijs van melkzuur moet dus omhoog naar f4.36 kg in plaats van f4.12 per kg om een ROl waarde boven de 10% te bereiken

7.6 de berekening van de pay out periode (POT)

De pay out periode (POT) is het minimum aantal jaren dat nOdig is om de oorspronkelijke investering terug te verdienen. De POT bedraagt 5.7 jaar (het werkkapitaal bedraagt 3.5 Mf) Bij de berekening is een cash flow van 9.4 Mf meegenomen.

7.7 de berekening van de internal rate of return (IRR)

Bij deze methode worden de cash flow's, waaronder begrepen de investering, over de looptijd van het project omgerekend op de huidige waarde.

Het werkkapitaal (6% van de totale investeringskosten) be-draagt 3.5 Mf en de cash flow is 9.4 Mf

De berekende IRR wordt hiermee op 10.6% berekend. Dit is bere-kend met de methode uit het chemische fabriek dictaat[].

De gewenste productie van 85 % heat stabIe melkzuur van 20,000 ton per jaar is met de alternatieve melkzuurfabriek te

verwe-zenlijken. ~

Het oplossen van het 'gipsprobleem' is niet gelukt. Het produ-ceren van melkzuur met behulp van een reactieve extractie stap is (binnen het kader van dit f.v.o.) onmogelijk zonder produc-tie van grote hoeveelheden gips. Wel bestaat de mogelijkheid om een ander bijproduct, bijvoorbeeld ammoniumsulfaat, te vormen. Dit is afhankelijk van het gebruikte neutraliseer medium in de fermentor.

De kern van dit probleem zit in het feit dat de microorganis-men geen lage pH tolereren (produktinhibitie). Te grote schom-melingen in de pH zijn ook funest.

Een oplossing zou zijn om het "beest" genetisch te manipule-ren, om de pH-gevoeligheid te veranderen.

Na vergelijking van de geïntegreerde fabriek met die van de base case is gebleken dat zowel de investeringskosten als de bedrijfskosten lager zijn bij de base case. De geïntegreerde fabriek heeft ook een lagere winst op jaarbasis.

In verband met het drukken van de kosten, kan gedacht worden aan het op de markt brengen van gips, barnsteenzuur, mierezuur en azijnzuur. Dit vereist wel extra opwerkingsstappen. Voor de scheiding van azijnzuur en mierezuur, en melkzuur en barn-steenzuur kan gedacht worden aan een ionenwisselingskolom of een extra distillatiekolom.

Het is niet onderzocht of deze extra opwerkingsstappen renda-bel zijn.

Een van de andere alternatieven die onderzocht ZlJn, is de productopwerking met behulp van membranen (supported liquid membrane). Dit leidt echter tot enorme oppervlakken waardoor de dimensionering van de apparatuur niet mogelijk is.

Een tweede altenatief was een terugextractiestap met water. Dit proces leidt echter tot grote bezwaren door de enorme

waterstromen die rondgepompt moeten worden (in de orde van 300 tot 400 m3jh). Hiervoor zijn ca. 7 extractors in serie nodig. Als men ook nog bedenkt dat de zeer kleine hoeveelheid melk-zuur in het water met behulp van een evaporator geconcentreerd moet worden, kan men concluderen dat dit proces niet geschikt is.

9. SYKBOLENLIJST Symbool Eenheid A m2 B Cp kJjkgjK D m f F m3/h H m H m Hcham mm HETS mm HTUd mm HTUod mm K KsiUc mm L m L kg/h M g/mol N Ncham nrs rpm P gjl q Q kW Q m3/m2/h R Rd specthr m3jm2jh S T °C U Wjm2jK Uc m3jm2jh V m3 V kgjh x gjl x y Z gjl Omschrijving Oppervlak Parameter Warmtecapaciteit Diameter

fractie niet verwijderd (massa) Vloeistofstroom

Hoogte kolom Vloeistofhoogte

Hoogte extractor trap

Hoogte theoretische evenwichtstrap Hoogte overdrachtstrap,gecorrigeerd

voor axiale menging Hoogte overdrachtstrap Verdelingscoëfficiënt

"Backmixing" factor continue fase Lengte

Massastroom waterige fase Molmassa

Aantal theoretische trappen Aantal extractor trappen Nominale roteersnelheid Totale lactaatconcentratie Solventjwaterfase massafluxverh. Warmtestroom specific throughput Reflux ratio Scheidingsfactor Specific throughput Scheidingsfactor Temperatuur Warmteoverdrachtscoëfficiënt Volumedebiet per m2 Volume Massastroom solventfase Biomassaconcentratie

Massafractie lactaat in waterfase Massafractie lactaat in solvent Melkzuur + bijproduktconcentratie

10. LITERATUURLIJST

1. Wielen, L.A.M. van der en K.Ch.A.M. Luyben. Geintegreerde

fermentatie en productverwijdering. Procestechnologie 1992b,sept:21-29

2. Seevaratnam S., Holst 0., Hjorleifdottir S., Mattiasson

B. Extractive fermentation for lactic acid production using solid sorbent and organic solvent. Bioproc. Engng. 6, 35-41, 1991

3. Yabannavar V.M., Wang D.I.C. Analysis of mass transfer

for immobilized cells in an extractive lactic acid fermentation. Biotechnol. Bioengng. 37, 544-550, 1991

4. Wang C.J., Bajpai R.K., Iannoti E.L. Nondispersive

extraction for recovering lactic acid. Appl. Biochem. Biotechnol., 28/2, 589-603, 1991

5. Yabannavar V.M., Wang D.I.C. Bioreactor system with

solvent extraction for organic acid production Ann. N.Y. Acad. Sci., 506, 523-535, 1987

6. Chaudburi J.B., Pyle D.L. Emulsion liquid membrane

extract ion of organic acids-I. A theoretical model for lactic acid extract ion with emulsion swelling. Chem. Engng. Sci. 47(1), 41-48, 1992

7. Perry's Chemical Engineer's Handbook, 6e editie

8. Baniel A.M. Process for the extract ion of organic acids

from aqueous solution,European Patent,14-04-82,nr:0049429

9. Roffler S., Blanch H.W., Wilke C.R. Extractive

fermenta-tion of acetone and butanol: Process design and economic evaluation. Biotech. Progress. 3(3), 131-140, 1987

10. Kertest A.S., King C.J. Extraction chemistry of

fermentation product carboxylic acids.Biotechnol. Bioengng. 28, 269-282, 1986

11. Deblay P., Delephine S., Minier M., Renon H. Selection of

organic phases for optimal stability and efficiëncy of flat-sheet supported liquid membranes. Sep. Sci. Technol. 26(1), 97-116, 1991

12. Lo T.C., Baird M.H.I., Hanson C. Handbook of Solvent

Extraction, 1983

13. Atkins P.W. Physical Chemistry. 3e editie, p10-11, 1986

14. Weast R.C. Handbook of Chemistry and Physics, 67e ed.

15. Qing, C.Y. Cross flow ultrafiltration in cell recycle

fermentation

16. Goncalves L.M.D. Xavier A.M.R.B, Almeida J.S, Carrondo

M.J.T. Concomitant substrate and product inhibition kinetics in lactic acid production. Enzyme Microb. Technol. 13, 1991

17. Olujic Z., Scheidingsprocessen II dictaat, deel I:

Distillation, Laboratorium Apparatenbouw Procesindustrie TU Delft, 1993

18. Rose L.M. Chemical reactor design in practice, hoofdstuk

7, 1981

19. Schweitzer P.A. Handbook of Separations Techniques for

chemica I engineers, 2e editie, 1988

20. Rose L.M. Distillation design in practice, 1985

21. WEBCI prijzenboekje 1992

23. Scarlett B. Deeltjestechnologie I dictaat, aug. 1992, TU Delft

24. Coulson J.M., Richardson J.F. Chemical Engineering volume

,'. ffi]-

-Hl WARMTEWISSELAAR H6 STEAM STERILISER H2 WARMTEWISSELAAR V7 INOCULUM TANK

H3 WARMTEWISSELAAR va FERMENTOR

H4 STEAM STERILISER M9 ULTRA FILTER

HS STEAM STERILISER RlO AANZUUR TANK Mll ROTARY FILTER Hl6 CONDENSOR

Tl2 EXTRACTOR Hl7 REBOILER

Hl3 WARMTEWISSELAAR Cl8 COMPRESSOR

Hl4 KOELER Cl9 COMPRESSOR

Tl5 DESTILLATIE KOLOM H20 KOELER

-H2l KOELER H26 CONDENSOR

T22 DESTILLATIE KOLOM F27 PIJPEN FORNUIS T23 DESTILLATIEKOLOM T28 GEPAKTE KOLOM

H24 CONDENSOR H25 REBOILER

e

/

-V1

e

RIO ₁₁₁₁ w < kO€Û.Yfff( ~

v8

I

~

I,

j

I---~ I ~ I

,

I

I

I

,

-~

*od.r.JllTER. ~ kca..",~A

~

1'\

(~

~

_~

~

'\

BIJLAGE II : ENDOGENE GEGEVENS

11.1 tabellen met de fysische constanten van de componenten

Tabel 11.1. Fysische constanten van de gebruikte stoffen

fysische melkzuur trioctyl- oleyl- glucose

constante amine alcohol

structuur- CH₃_CHOH- (CSH17 ) 3N C1sH3SOH CSH1ZOS formule COOH molmassa 90.1 353.7 268.5 180 (g/mol) dichtheid 1206 811 849 1600 (kg/m3) kookpunt 231 365.2 430 ( • C) (CC) (CC) smeltpunt 18 ( • C) viscosi- 135 teit (cP) pKa 3.86 Cp (kJ/k9/K)

Tabel II.2 Vervolg tabel II.1

fysische azijnzuur mierezuur barnsteen- water

constante zuur

structuur- CH₃COOH HCOOH HOOC-CH_{2 _} H20

formule CH2-COOH molmassa 60.1 46.0 118.1 18 (g/mol) dichtheid 1049 1220 1572 998 (kgjm3 ) kookpunt 117.9 100.7 23Sd 100 ( • C) smeltpunt -15 8 188 0 (. C) viscosi- 1 teit (cP) pKa 4.20 7 Cp 4.2 (kJjkgjK)

;<

LD~~'lELKZUi

~AS-nr: [598-82-3]

1.hydroxyp~opjonzuLlr; 2-hydroxypropionzuur*; acidum lacticum

FYSISCHE GROOTHEDEN

-

-Kookpünt 'C

Smeltpunt 'C

V1arn~unt 'C

Relatieve Dichtheid (water= 11 Oolosbaarhe:d in w.ter

Relatieve Moltc_ Jlmassa

DIRECTE GEVAREN/

VERSCHIJNSELEN

Blind: !JraC joaar.

~.b. 18 >74 1,< 9-0.1 BELAr-.JGRiJKE GEGEVENS

KLEUR OZE \'1SKEUZE VLOEiSTOf OF HYG:10SCOPISCHE XRlS7AlliN D-3 oplossing in wata; is een zuur en is corrosief.

~M·.C-waa;de n.b ..

Wijze y,r. opname. Oe st.)f ka" y.,:id=" o~gen0m€:1 in ~8t ;;c~3arn dO.?f i"'3d€l1in; en ';-,s:ikxen.

Dir&<:te ~i:Vol~an: D~ stof wer\.'1 prik~e!end op de huid en de zdo'11ha:irgsorg,nen. Ce stof weri.. ~ijla:-d op Cie

ogen.

PREVENTIE geer. open vu~r .!n r:,e: r:)ler,

BLUSSTor:F:r·1!EERSTE HULP ~oejer. alco~IO,~ester.dig schu:n" sproeistraal

W3-tef, he!one:l, ~oolzuuc.

---... ---.---r---

---.---Inademen. kW;'1n. heest en. kcrtademighoid, p!a2t~el;j(e afruig;ng of adcmbe:x:herming, Irisse luc~t. r'-!st, er, öns waar~chuwen.

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

---hand:chcenen. yero:,~re;n;gde kleding uit1rekker., h~:d spoelw mei

vee: ~'2te[ ot afdcu::heil,

- ----·--···-···-·--····--- - - - -·----t---·---... ---.---. ---.. --- .... ---.. ---- .. -- .. ---..

---0gen: bl~lend. loodheid. pij:1, slech: zien, vei!:g'ii:idsori!, ::i"rst spoelen --net ve4J1 water, dan nilU aru

"eiVOl;-reil,

... -... ---.---.-.----.-... --f----------.. -----..... -----.---.---.. -- .. -.... < • • • ••• • - - - .- - -• • • -• • -- - - • • • • - - - -- -• • •• • - - • • • • •• • • • - - • •• • • -•• • _ _ . _ • • • • •• •• ••

OPRUII ... 1iNG

Izk't'loêisto: u;r'l'è~,:en;r. afslu;tbare v.:ten, ge;;:~rstE:

st;)! ops:heppen, ;eswnt wegspoelen mei vee! wa

-ter, OPMERKINGEN . S{;")tltPLï,. L {-r-j en 0 {·l rr~:kzi.iur: S3 e.c. OPSLAG

I

I

I i GEBRUIKSET~,<[TTER!NG

(bilgS, ags, agp)

583

I I ! i:: i. , ! :

I

i

I

i • _~ \

hydrogeencarbonzuur FYSISCHE GROOTHEDEN

.

!

1 Kookpunt 'C Smeltpunt oe Vlampunt 'C Zelfontbranding:;temperütuur 'C Reióltieve Dichtheid (water= 1)

Relatieve Dampdichtheid (lucht=l)

Rèlatieve D,chtheid bij 20 'C van verzadigd damp/1uchtmengsel (lucht:1)

Dampspanni"9 in mbar :,ij 20 'C Oplosbaarheid in water

Explosiegrenzen, volume 'Ia in

lucht Soor1eliji.e Geleiding, pS.'m Relatieve Molecuu:massó DIRECTE GEVAREN! VERSCHIJNSELEN Snnd: brandbaar. 101 8 69 520 1,2 1.6 1,02 42 14·33 6,8109 46.0 BELANGRIJKE GEGEVEi'lS

KLEURLOZE 'JLOEISTOF, MET STEKENDE GEUR

De damp mengt zich goed met lucht. De stof ontleedt bij verhitting onder vorm;ng lan koolmonoxide (zie

aldaar). De stof is een sterK wur en reageen heftig met basen en;s corrosief. Reageen heftig met sterke oxida·

tie:nidde!en. Tast vele kunststoffen aan. MAC·waarde in ppm

MAC-waarde in mg/m3

5 9

Wijle vIn opn.me: De stof kan worden opçenomen Ir. het lichaam door inademing en inslikken.

Direde gevolgen: De sto/ werkt bijtend op de oge~, de /:luid en de ademhalingsorganen. inademing van de stof

kan longoedeem veroorzaken 1). in ernstige gevallen kans op dodelijke a/loop.

PREVENTIE BlUSSTOFFEN/EERSTE HULP

geen open vuur en niet roken.

I

poeder. alcoholbestendig sch~im. sproeistraal wa· ter. nalonen. koolzuur.

~~:I

~~

.

<~~

~:

~:~

:

~9

.

~~

..

:d

.

~~.~

:

~

:

~~

:

;~~~;:~~

:

~;~~:i~f~

'

~

.:

:::~~~~n::~:9.;~:·~~·~~~~~:~~;:~j~~~~::

,::

~~~:~i:I:~~~~'

:::

.

:

:

::"

::r

"":::

":

.:

.:

:·

::.·

::":::

·:·:::

:

::·:::

:::

·

::

:.:::::::

:

::::

'

::"

:

.

::

:

.:

Inidemen: biitend, kee!~ijn. hoes:en. ~ortademig.

heid. ademnood.

Huid: bijrend. roodheid. ~'l'~' brand ... onden.

OPRUIMING

lekvloeistof opvangen in afsluitbare vz:en, res,ant wegspoelen me'. veel water. (extra persoonlijke beo

scherming: GASPAK),

OP~iERKINGEN

ventdalie, plaatselijke afzuiging of adembescher·

I

frisse lucht. rust, halfzinende houding, en naar zie·

ming. kenhuis vervoeren,

hanóschoenen. beschermende kleding,

"e'aatssc~,erm. of oogbescherming ,n corrbinatie :nel adembeschErming,

CPSLAG

gescheiden van oxidatiemiddeler.. gescheidzn van basen,

verontreinigde kleding uinreHen, h~id spoelen met

vee! waler of afdouchen. en naar arts verwijlen. eC'st spoe: n met veel water. dan zo nodig naar arts

vervoeren,

mond laten s;loeler,. veel water laten drinken. en on· middellijk naar ziekenhuis vervoelen.

R: 35

GEBRUIKSETIKEITERING

(bags, ags, agp)

S: 2·23·26

Corrosief

Explosiegrenzen var. een 90%·cplossing in \\ster: 18·57 yol.%. De rukgrens ligt boven de MAC·waarde. 1) De verschijnseten van longoedeem openbaren zich veelal

pas na enkele uren en worden verster\:1 door lichamelijke inspanning. Rust ~n opname in een ziekenhuis is daarom noodzake:ijk. Tevoren dient als eerste hulp toedi

e-ning van een corticostercidhoucende sprzy, door arts of de door deze gemachtigde. te worde~ overwogen.

Tnnspor: Er~~gency Gard TEC(R)-J9 VN-nummer: i779

638 fel \ 2 F F (I A v (I o C E I. S R In he In: lek vlo en Ol T,..