De produktie van ethyleenoxide op basis van zuurstof

(1)

•

• F.V.O. Nr: 2970

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

S. JelIes J. Groot Wassink

onderwerp:

De produktie van ethyleenoxide op basis van zuurstof

adre.s: G. Borgesiusstraat 2, Delft. Wetering kade 29, Den Haag.

opdrachtdatum: februari 1992 verslagdatum: oktober 1992

Faculteit der Scheikundige Technologie en der Materiaalkunde

(2)

•

• Fabrieksvoorontwerp 2970

• De produktie van ethyleenoxide op basis van zuurstof

• (veilig reactorontwerp )

•

• Delft, oktober 1992

s.

Jelles

J. Groot Wassink

•

- -

(3)

-•

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

SAMENVATTING.

In dit verslag wordt een fabrieksvoorontwerp beschreven voor de industriële produktie van ethyleenoxide door directe oxydatie van ethyleen met zuurstof.

Het verslag geeft een eerste indruk van de te gebruiken procesvoering en de benodigde apparaten.

Daar de synthese van ethyleenoxide een sterk exotherm proces is en het reactiemengsel explosief, is extra aandacht besteed aan het veilige ontwerp van de reactor. Hiervoor is de methode beschreven door Westerterp [1] gebruikt.

Tevens zijn de meeste voor dit proces benodigde apparaten ontworpen. Tot slot is een economische analyse uitgevoerd waaruit blijkt dat de produktie van ethyleenoxide, bij ontwerp-capaciteit, rendabel is.

(4)

•

FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

CONCLUSIE EN AANBEVELINGEN.

Het met dit Fabrieksvoorontwerp beoogde doel is bereikt. Het ontwerp geeft een goed inzicht in de praktische en economische haalbaarheid van de ethyleenoxide produktie op basis van directe oxydatie met zuurstof.

De

methode van Westerterp [1] "Safe Design" is goed bruikbaar voor het veilig ontwerp van de buisreactoren voor de synthese. Het gebruik van Turbo-Paseal voor dit ontwerp maakte de berekeningen voor de verschillende reaetorconfiguraties relatief eenvoudig.

De

Edmister methode [2] geeft een goed eerste inzicht in het ontwerp van de absorptiekolom.

De

toegepaste Me Cabe-Thiele methode voor de de sorptie- en destillatiekolom geeft een zelfde resultaat.

Voor ontwerp van de apparatuur voor warmte- en impulsoverdracht werden de gangbare methoden gebruikt. Deze leidden tot goed haalbare ontwerpen.

Uit de economische analyse blijkt dat de winstverwachting (51 miljoen gulden per jaar) goed is, evenals de Pay Out Time (4 jaar) en de Return On Investment (12%).

De investeringskosten zijn vergeleken met de kosten [3] van de fabriek die op dit moment door BASF in Antwerpen wordt gebouwd. De bedragen komen redelijk overeen.

Voor het definitief ontwerp dient de CO₂-verwijdering ontworpen te worden evenals de twee laatste destillatie-kolommen.

Modelvorming en simulatie van de scheidingstrein en andere delen van de fabriek zullen een goed inzicht verschaffen in mogelijkheden voor energie-optimalisatie in de ethyleenoxide-fabriek.

Wij hebben gemeend voor dit ontwerp zo min mogelijk gebruik te moeten maken van de vele beschikbare "ondoorzichtige" simulatiepakketten. De door ons gebruikte methoden geven naar onze mening een beter inzicht in het proces en zijn moeilijkheden. De op deze manier verkregen opzet kan goed als uitgangspunt gebruikt worden voor het gedetailleerd ontwerpen van de ethyleenoxide-fabriek.

(5)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

INHOUDSOPGA VE.

SAMENVA 'ITING. . . . • . . . • • . . . i

CONCLusm EN AANBEVELINGEN. . . . ü

1. 'INLEIDING. . . . • . . . • . . . • . . . 1

2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP. . . . • • . . . 2

2.1. Capaciteit en bedrijfsuren. . . . 2

2.2. Grond- en hulpstoffen. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2

2.3. Toxiciteit en explosie grenzen. . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3

2.4. Corrosie en Materiaal. . . . .. . . 3

2.5.

Milieu-aspecten. . . . 3 3. PROCESBESCHRINING. . . . .. . . 4 3.1. De Reactoren. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4 3.2. De scheidingstrein. .. . . 7 3.2.1. De absorber. . . . 7 3.2.2. De desorber. .... . . ... . . 7 3.2.3. De destillatiekolom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 8

4. KEUZE VAN DE APPARATUUR EN DE BEREKENING. . . . 10

4.1. Fysische constanten en thermodynamica. . . . 10

4.1.1. Gebruikte berekeningsmethoden. . . . 10

4.1.2. Symbolenlijst thermodynamica. .. .. . . 13

4.2. De reactoren. . . . 14

4.2.1. Algemene beschouwing. . .. . . 14

4.2.2. De kinetiek. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

4.2.3. Beheersing van de reactor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 15

4.2.4

Bepaling van het reactorontwerp. . . . .... . . 16

4.2 .

5.

Symbolenlijst reactor. .. . .

22

(6)

•

4.3. De scheidingstrein. . . . 24 4.3.1. Inleiding. . . . . . . . . . . . . . .. 24 4.3.2. De absorber . . . . . . . . . . .. 24 4.3.3. De desorber . . . . . . . . . . .. 26 4.3.4. De 1 e destillatiekolom. . . . 28 4.3.5. Symbolenlijst scheidingstrein. . . . 29 4.4. De stromingsmachines. . . . 30 4.4.1. Gebruikte berekeningsmethoden. . . . 30 4.4.2. Symbolenlijst stromingsmachines. . . . . . . . . . . .. 34

4.5.

De warmtewisselaars. . . . . . . . . . . . . . . . ..

35

4.5.1. Gebruikte berekeningsmethoden. . . . ... . . 35 4.5.2. Symbolenlijst warmtewisselaars. . . . . . . . . . . . .. 38 5. ECONOMISCHE ASPECfEN. . . . 39 5.1. De totale kosten. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39 5.2. De produktieafhankelijke kosten. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39 5.3. De loonkosten. . . . 41 5.4. De investeringskosten. .. . . . . . . . . . . . . . . .. 42 5.5. Omzet en winst. .. . . 44 5.6. Economische criteria. . . . . . . . . . . . . . . . .. 44

5.7. Symbolenlijst economische aspecten. . . . . . . . . . . . . . . .. 46

6. MASSA- EN WARMTEBALANS. . . . 47

Literatuurlijst . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 48 BULAGE

Bijlagen 1 t/rn 8

(7)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

1. INLEIDING.

In het kader van het vierdejaars programma van de studie Scheikundige Technologie aan de T.U. Delft is het gebruikelijk dat door twee personen een zogenaamd fabrieksvoorontwerp wordt Uitgevoerd.

Er is in overleg gekozen voor het fabrieksvoorontwerp van de produktie van ethyleenoxide.

Ethyleenoxide wordt sinds 1914 op industriële schaal geproduceerd. In het begin gebeurde dit volgens het Chlorohydrine proces, later nam de produktie door directe oxydatie van ethyleen met lucht of zuurstof de overhand. Op dit moment wint de oxydatie met zuurstof terrein, omdat er minder gespuit hoeft te worden en op deze manier economischer [4] geproduceerd kan worden. Wereldwijd is de produktie van ethyleenoxide ongeveer 8 miljoen ton per jaar. Het grootste deel hiervan wordt gebruikt voor de verwerking tot ethyleenglycolen.

Bij het ontwerp is uitgegaan van de produktie op basis van directe oxydatie met zuurstof. Speciale aandacht is geschonken aan een veilig ontwerp van de reactor, dit vanwege het sterk exotherme karakter van de reactor en het explosieve reactiemengsel.

In dit fabrieksvoorontwerp wordt verslag gedaan van het ontwerp van de meeste voor dit proces benodigde apparatuur.

In hoofdstuk 2 worden de uitgangspunten voor het ontwerp en een aantal algemene zaken besproken. De procesbeschrijving zal in logische volgorde in hoofdstuk 3 doorgenomen worden. In hoofdstuk 4 worden de keuzes en berekeningen van de apparatuur weergegeven. Verder zullen in hoofdstuk 5 de economische aspecten worden besproken. Tot slot wordt in hoofdstuk 6 de massa- en warmtebalans kort toegelicht. De berekeningen, programma's en aanverwante zaken zijn in de bijlagen verwerkt.

(8)

•

2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP.

2.1. Capaciteit en bedrijfsuren.

Het ontwerp is gebaseerd op de bestaande ethyleenoxide fabriek van de Shell Nederland Chemie B.V. (SNCIM) te Moerdijk. Deze heeft een capaciteit van ongeveer 210.000 ton per jaar. Dit is ongeveer 3% van de totale wereldproduktie. Het aantal bedrijfsuren per jaar is

geschat op 8000.

Het proces dat door de SNC/M word toegepast is dat van oxydatie met zuurstof en niet met lucht. Het proces met zuurstof heeft de laatste jaren terrein gewonnen, dit voornamelijk op grond van economische beschouwingen [4], t.o.v. van het proces op basis van lucht.

2.2. Grond- en hulpstoffen.

De grondstoffen voor het directe oxydatie proces zijn ethyleen en zuurstof. Ethyleen wordt verkregen d.m.v. stoomkraken, de zuurstof wordt aangeleverd.

De katalysator is één van de grootste invloedsfactoren en er wordt op dit gebied veel onderzoek gedaan. In de commerciële industrie worden echter uitsluitend zilverhoudende katalysatoren gebruikt. Als drager zijn gebruikelijk a-aluminia and silica. Een initiator, meestal bestaande uit alkaline-metalen, wordt toegevoegd aan de katalysator. Als katalysator-inhibitor worden aan de reactanten alkalimetaal-haliden toegevoegd.

Een inert gas (methaan, ethaan of stikstof) wordt toegevoegd om de partieel-spanning van zuurstof en ethyleen te verlagen. Het gebruik van methaan heeft als voordeel dat de warmte-capaciteit en thennische geleidbaarheid van de reactantenstroom te laten stijgen. Dit maakt een hogere (veilige) zuurstofconcentratie mogelijk en dus een hogere opbrengst bij eenzelfde reactorvolume.

(9)

•

• FVO #2970 De produktie van EthyleenoxitU

2.3. Toxiciteit en explosiegrenzen.

Ethyleenoxide is een relatief giftige vloeistof (doorzichtig geel) en gas. De vloeistof veroorzaakt hevige oogschade en het gas kan oog-irritatie veroorzaken. Dampen werken prikkelend op de neus en keel en men ruikt het direct. Een veiligheidsnorm van 50 ppm in

-.

lucht wordt aangeraden voor een dagelijkse (8 uur) blootstelling in een 36-urige werkweek.

Pure

ethyleenoxide damp zal exploderen in de buurt van normale ontstekers. De laagste druk waarbij een explosie kan ontstaan loopt van 68 kPa bij 10

oe

tot 35 kPa bij 100

°c.

De explosiegrenzen in lucht bij 101.3 kPa lopen van 2.6 vol% tot 100 vol%. [5].

2.4. Corrosie en Materiaal.

Ethyleenoxide is niet corrosief zodat de reactor en de sectie van de fabriek waar het voorkomt van 'mild steel' gemaakt kunnen worden. In de scheidingstrein komt echter veel water voor en deze is zodoende meestal van roestvrijstaal. In de COz-verwijdering dient men rekening te houden met de corrosieve eigenschappen van het COz.

2.S. Milieu-aspecten.

Ethyleenoxide is giftig voor micro-organismen en vis. De afvalstromen die nog produkt bevatten worden echter goed verwerkt, namelijk door reactie tot ethyleen glycol. Deze stof ontstaat door reactie met water en is redelijk bio-afbreekbaar. Meestal is het zelfs zo dat bij de ethyleenoxide-fabriek een ethyleenglycol-fabriek is gebouwd. Deze neemt naast een grote hoeveelheid ethyleenoxide alle stromen zoals purges af van de eerste fabriek.

(10)

K COMpressor E 5 Ko~ler C J DestlUo. tl~kolol"l R 2 ReClctor PROCESSCHEHA VOOR DE PRDDUKTIE VAN ETHYLEENOXIDE

E 6 Condensor P 2 RpfluxPOMP P POMP E Koeler J. Groot IJo.sslnk

rvo .2970

E 7 Condensor P 3 RefluxpoMp E 2 Va.rMtewlsselQ.Qr E 3 Va.,..",tewlsse(Cll1r S.J. JeUes

Dk~ob .. r 1992

V Topnccu C Absorber E 4 VoorverWClrMer E 8 Reboller

o StroonnUM",er

o

Tel'lp .. ro.tuur (K)

0

Druk (bo.ro.)

V 2 Topa.ccu C 2 Desorber R Rea.ctor E 9 Reboller

(11)

•

.

'

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

3. PROCESBESCHRUVING.

Het flowschema waar het ontwerp op gebaseerd is staat in figuur 1. De hierin vermelde nummering van de flows en de waarden van temperatuur en druk corresponderen met in de tekst gebruikte nummering en waarden .

3.1. De Reactoren.

De produktie van ethyleenoxide vindt plaats in twee identieke buisreactoren (R 1 en R 2). Hierin is een katalysator gestort waar de reactanten in de gasfase doorstromen. De katalysator bestaat uit zilver op een silica drager. De reactie is exotherm en het reactiemengsel is explo-sief. Om deze reden moet er bij het ontwerp van de reactor sterk gelet worden op de veiligheid.

Uit selectiviteits- en veiligheidsoverwegingen moet de partieel-spanning van ethyleenoxide laag gehouden worden. Dit gebeurd door de stroom reactanten te verdunnen met een inert gas. Voor dit gas is methaan gekozen, omdat dit niet reageert met de reactanten of produkten en een zeer grote warmtecapaciteit heeft.

De reactie tussen ethyleen en zuurstof kan als volgt worden beschreven:

p (gewenste reactie)

x (ongewenste reactie)

Beide reacties zijn exotherm en verlopen sneller naarmate de temperatuur hoger wordt Als de temperatuur in de reactor niet goed beheerst wordt, kan dit leiden tot thermisch weglopen van de reactor.

Een tweede gegeven is dat de ongewenste reactie meer exotherm is dan de gewenste reactie en de snelheid van deze reactie ook meer toeneemt met toenemende temperatuur.

(12)

•

Met bovenstaande gegevens is het mogelijk om de selectiviteit van de reactie te koppelen aan de warmteontwikkeling. Het bepalen van de procescondities en van het reactorontwerp zijn gebaseerd op deze koppeling. De hiervoor gebruikte methode is beschreven door Westerterp [1]. Deze methode zal verder worden uitgewerkt in hoofdstuk 4.

De reactiewarmte wordt afgevoerd door aan de buitenkant van de buizen hoge druk stoom te produceren.

Omdat de omzetting niet volledig is wordt de stroom uit de reactor ontdaan van ethyleenoxide in een absorber, waarna de overgebleven reactanten en inert gas worden teruggevoerd in de reactor, samen met de verse voeding. De verse voeding wordt aangeleverd op 20 bar en

25°C.

De ingangscondities van de reactor zijn 20 bar en 144.8

0c.

Aan de uitgang van de reactor bedraagt de druk 18.15 bar en de temperatuur 228.8 °C. De uitgangsstroom wordt gekoeld door twee warmtewisselaars. In de eerste warmtewisselaar wordt stoom (5.2 Bar) geproduceerd en in de tweede worden de retour van de reactanten en de verse voeding opgewarmd tot ingangstemperatuur.

De gasstroom komt dan de absorber binnen met een druk van 17.97 bar en een temperatuur van 80°C. Na de absorber bedragen deze respectievelijk 17.84 bar en 40 °C.

Door de drukval over de reactor, de absorber en de warmtewisselaars is voor het terugvoeren van de stroom uit de absorber naar de reactor een compressor met een vermogen van 3.75 MW nodig. Deze wordt aangedreven met een turbine, die gebruikt maakt van de door de reactor geproduceerde hoge druk stoom.

Een deel van de stroom uit de absorber wordt gespuid, om ophoping van argon, afkomstig uit de verse voeding, te voorkomen.

De gevormde kooldioxide wordt verwijderd door een deel van de recyclestroom door een kooldioxide-verwijderings unit te leiden. Hierin wordt de kooldioxide verwijderd met een warme calciumcarbonaat oplossing. Deze stap in het proces is verder niet ontworpen. Er is uitgegaan van een rendement van 99 %. De hoeveelheid overige componenten, die door deze stap uit het proces stroomt, is gebaseerd op de proces gegevens van Shell.

(13)

•

Tijdens het mengen van de reactanten kunnen lokaal hoge zuurstof concentraties optreden. Hierdoor kan de samenstelling van het mengsel binnen de explosie grenzen terecht komen. Het mengen dient daarom snel en intensief te worden uitgevoerd. Dit proces is echter moeilijk theoretisch te beschrijven en het ontwerp van de menger berust dan ook op experimentele gegevens die niet voorhanden zijn. Om deze redenen is het ontwerp van de menger niet behandeld in dit voorontwerp. Wel is bekend dat de menger in de praktijk in een bunker geplaatst is.

(14)

•

3.2. De scheidingstrein.

De scheidingstrein bestaat uit een absorber, een desorber, een destillatie kolom, een light ends kolom en een aldehyde verwijderingskolom. De absorber dient om de in de reactor gevormde ethyleenoxide uit de gasstroom te verwijderen. In de desorber wordt de opgeloste ethyleenoxide weer verwijderd uit het water. In de Ie destillatiekolom wordt het in het topprodukt van de desorber achtergebleven water verwijderd. In de light ends kolom worden de lichte componenten, methaan, ethyleen, zuurstof, kooldioxide en argon afgescheiden. In de aldehyde kolom worden de gevormde aldehyden en glycolen verwijderd.

De keuze van de bedrijfsdrukken van de kolommen is gebaseerd op twee uitgangspunten. Ten eerste is het wenselijk dat condensor- en reboilertemperaturen binnen de grenzen van het praktisch haalbare blijven. Ten tweede is zoveel mogelijk nagestreefd om te zorgen voor een aflopende druk in de scheidingstrein, waardoor geen pompen nodig zijn voor het transport van de ene kolom naar de volgende.

3.2.1. De absorber.

Bovenin de absorber (C 1) wordt een stroom water gevoerd, die door de kolom naar beneden stroomt. De uitgangsstroom van de reactor gaat in tegenstroom met dit water naar boven toe, terwijl voornamelijk ethyleenoxide van de gasfase naar de vloeistoffase gaat. De absorber wordt bedreven op 17.84 bar. De uitgangstemperatuur van alle stromen is 40°C.

(15)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

3.2.2. De desorber.

De desorber (C 2) wordt bedreven als een destillatiekolom. Dit om te zorgen dat een goede scheiding tussen ethyleenoxide en water verkregen wordt zonder dat bij extreem lage druk en temperatuur gewerkt moet worden. Hierdoor kan de desorber op een druk van 10 bar bedreven worden. en bedraagt de toptemperatuur 109 °C en de bodemtemperatuur

180°C.

Aangenomen is dat alle produkten lichter dan ethyleenoxide volledig over de top gaan. Deze aanname wordt gerechtvaardigd door de hoogte van de bodemtemperatuur, waarbij het gehalte aan ethyleenoxide in het bodemprodukt maar 0.1 % bedraagt. Het topprodukt bestaat voor 85 % uit ethyleenoxide en voor 9.0 % uit water. De reboiler wordt verwarmd met stoom, en de condensor wordt gekoeld met koelwater. Bij het ontwerp van de kolom is de aanwezig-heid van de produkten lichter dan ethyleenoxide genegeerd.

De voeding van de desorber wordt in

E 3

opgewarmd met de stroom van de desorber naar de absorber. Daarna wordt verder voorverwarmd met stoom in E 4. De stroom van de desorber naar de absorber wordt na E 3 met koelwater verder afgekoeld in E 5. Om de opvoerhoogte van de bodem van de desorber naar de top van de absorber te overwinnen gaat de retourstroom naar de absorber door P 1. Omdat de druk in de desorber beduidend lager is dan die in de absorber, is voor het overwinnen van de opvoerhoogte naar de desorber geen pomp nodig.

3.2.3. De destillatiekolom

De Ie destillatiekolom (C 3) wordt bedreven bij een druk van 5 bar. Ook in deze kolom is weer niet gerekend met de lichte componenten. Het topprodukt bestaat voor 92.8 % uit ethy-leenoxide en voor 0.01 % uit water, en heeft een temperatuur van 60 °C. De reboiler wordt gevoed met stoom, de condensor met koelwater. De voeding stroomt op natuurlijk

druk-verloop, door een klep, van de desorber naar deze destillatiekolom.

De overige kolommen zijn niet ontworpen, vanwege gebrek aan gegevens en om niet in herhaling te vallen. Zo is de kinetiek van de vorming van aldehyden en glycolen onbekend.

(16)

•

In het ontwerp van de scheidingstrein wordt de condensatiewarmte niet gebruikt. Het is bij de drie behandelde kolommen niet mogelijk om deze warmte anders dan met koelwater af te voeren. Economisch gezien is het aantrekkelijk om de condensatiewarmte elders in het proces als bijvoorbeeld reboilerwarmte te benutten. Direct gebruik van de condensorwarmte als reboilerwarmtc is alleen mogelijk als de condensor-temperatuur beduidend hoger is dan die van de reboiler. Voor toepassing van een warmtepomp is het temperatuurverschil tussen de condensor van de desorber (C 2) en de reboiler van de 18

destillatiekolom (C 3) te groot. Het is echter mogelijk dat bijvoorbeeld de reboiler van de light-ends kolom bedreven wordt met condensorwarmte van de desorber (C 2). De light-ends kolom zal op een druk lager dan 5 bar bedreven worden, zodat de bodemtemperatuur van deze kolom lager is dan de condensor-temperatuur van de desorber (C3). Het hergebruik van de warmte is dan wel slechts gedeeltelijk, omdat het af te voeren vermogen in de desorber (C 3) vermoedelijk veel groter is dan de benodigde reboilerwarmte van de light-ends kolom.

(17)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

4. KEUZE VAN DE APPARATUUR EN DE BEREKENING.

4.1. Fysische constanten en thermodynamica.

Om

het proces te beschrijven is het nodig kennis te hebben van het thermodynamisch gedrag van de componenten.

4.1.1. Gebruikte berekeningsmethoden.

In de reactor dienen de volgende gegevens bekend te zijn:

De kinetiek en de reactie-enthalpie. Dit wordt verder in de paragraaf reactorontwerp behandeld.

De molecuulmassa's en verder de dichtheden, warmtecapaciteiten en viscositeiten in de gasfase.

De

molecuulmassa's zijn afkomstig uit Reid e.a.[6]. De dichtheden zijn berekend door gebruik te maken van de ideale gaswet en de molecuulmassa's:

(1)

De warmtecapaciteiten zijn berekend met de volgende formule:

(2)

De hiervoor gebruikte constanten A, B, een D zijn afkomstig uit Coulson & Richardson [7].

De

viscositeit in de gasfase zijn berekend met de methode van Lucas. Deze is te uitgebreid om hier te behandelen, en wordt beschreven in Reid e.a.[8].

(18)

•

Voor het beschrijven van de scheidingstrein zijn de volgende gegevens naast de boven-genoemde noodzakelijk:

De dichtheden, warmtecapaciteiten en viscositeiten in de vloeistoffase.

De verdeling van de componenten tussen de gas- en vloeistoffase (vloeistof-dampevenwicht).

De verdampingsenthalpiën.

De

dichtheden in de vloeistoffase zijn bepaald door de fractionele bijdragen van de zuivere stoffen te sommeren:

(3)

Hierbij is steeds de dichtheid van de zuivere vloeistof bij 1 bar en 25

oe

gebruikt.

De warmte capaciteiten van de vloeistof zijn op de zelfde manier bepaald als de dichtheden:

(4)

Ook hierbij is weer gerekend met de warmtecapaciteit van de zuivere stof bij 1 bar en 25

oe.

Voor de viscositeiten van de vloeistof zijn die van de zuivere stof (ethyleen-oxide of water) genomen en zijn afkomstig uit Perry's [9].

Voor het vloeistof-damp evenwicht tussen water en ethyleen-oxide in de desorptie- en de destillatiekolom is gebruik gemaakt van ChemCad. De evenwichtslijnen zijn berekend met gebruikmaking van het UNIFAC model voor de activiteiten, de Soave-Redlich-Kwong toestandsvergelijking voor de enthalpie en het API model voor de vloeistofdichtheid. Het vloeistof-damp evenwicht van de overige componenten (ethyleen, argon, kooldioxide, methaan en zuurstof) in water is berekend volgens de wet van Henry, waarbij de Henryconstanten afkomstig zijn uit King [10]. Ook de verdeling van ethyleen-oxide in gas en vloeistof in de absorptie kolom is met de wet van Henry bepaald. Omdat hier sprake is van zeer lage concentraties. De gebruikte Henry constante is afkomstig uit Bunsen [11].

De verdampingsenthalpie van water is bepaald met de stoomtabel uit Smith & v. Ness [12].

(19)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

Steeds is het enthalpieverschil tussen verzadigde damp en verzadigde vloeistof bij de beschouwde temperatuur genomen. Voor ethyleen-oxide is de verdampingsenthalpie berekend met de Pitzer acentrische factor correlatie, afkomstig uit Reid e.a. [13]. Deze correlatie luidt als volgt:

(5)

De gebruikte kritische temperatuur en acentrische factor Cl) zijn eveneens afkomstig uit Reid e.a. [6].

De verdampingsenthalpie van mengsels IS bepaald door sommatie van de fractionele

bijdragen:

AHWIP-_-LJ~

x

_I·AJr.P _, (6)

(20)

•

4.1.2. Symbolenlijst thermodynamica. A)J,C,D liq

C,

CWI1

,

ó.JrP M P R T

Constanten gebruikt voor de berekening van de warmtecapaciteit.

Warmtecapaciteit vloeistof (kJ/(mol K». Warmtecapaciteit vloeistof (kJ/(mol

K».

Verdampingsenthalpie (kJ/mol). Molecuulmassa (g/mol). Druk (pa). Gasconstante (J/(mol K». Temperatuur (K). Kritische temperatuur (K). Gereduceerde temperatuur (-).

Molfractie van component i in de vloeistof (-). Molfractie van component i in de damp (-). Dichtheid vloeistof (kg/m3).

Dichtheid damp (kg/m3 ).

Acentrische factor (-).

(21)

•

4.2. De reactoren.

4.2.1. Algemene beschouwing.

De reactie vindt plaats in twee identieke reactoren. Dit is ten eerste gedaan om te zorgen dat de afmetingen binnen de grenzen van het redelijke te houden. Ten tweede wordt eens per half jaar de katalysator vervangen en met twee reactoren kan de produktie dan op gehalveerde doorzet doorgaan. Dit heeft veel voordelen, vooral omdat het stilleggen en opstarten van de scheidingsscctie lastig zijn en veel tijd en dus omzet kosten.

4.2.2. De kinetiek.

In de reactor vinden twee parallelle reactie plaats:

p ~ Hp

=

-210 kJ/mol O2

Je.

x V_A

0

₂

+

V_B2~H4 ~ V_X

CO

₂

+

V_xH₂

0

Hierbij is reactie p de gewenste reactie en x de ongewenste. De stocchiometrische constanten zijn: V_Bl

=

2, V_B2

=

'V3, vp

=

2, V_x

=

% en VA

=

1.

Een derde reactie die optreedt is de oxydatie van ethyleen-oxide naar kooldioxide en water. Als deze reactie buiten beschouwing wordt gelaten en het effect hiervan wordt gezien als een lagere selectiviteit voor ethyleen-oxide, kan de kinetiek van bovenstaande 2 reacties beschreven worden als Ie orde in de zuurstofspanning.

Voor de reactiesnelheidsconstanten kp en k~ gelden volgens Westerterp [1] de volgende rela-ties:

Ep Ep

kp=Ap"e Ia [m3/kg'S] en k.r=Ax"e ra [m3/kg's]

(7)

Hierin is Ap

=

70.4, Al:

=

49.4*103 (m3/(kg s», E/R

=

7200 en EjR 10800 (lIK). 14

(22)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

4.2.3. Beheersing van de reactor.

Zoals in hoofdstuk 3 is behandeld. is het noodzakelijk de warmteontwikkeling in de reactor goed te beheersen. De overall reactiewarmte is, zOals blijkt uit de afzonderlijke reactiewarmte, sterk afhankelijk van de selectiviteit De selectiviteit van de reactie is op zijn

beurt

weer afhankelijk van de temperatuur, die weer afhankelijk is van de warmte afvoer en dus van de koeltemperatuur.

De door Westerterp [1] beschreven methode koppelt de selectiviteit via de warmteontwikkeling aan de koeltemperatuur. Deze methode van bepaling van een veilige koeltemperatuur zal hier verkort worden weergegeven.

Er wordt een differentiële selectiviteit voor ethyleenoxide t.o.v. zuurstof, S' PB,gekozen die altijd haalbaar is, ook als bijvoorbeeld de katalysator minder selectief wordt. Deze is door ons gesteld op 0.70. Uit deze S' PB wordt de reciproque differentiële selectiviteit (S' XP)B bepaald met: l-S (S ~ - PB 'XP B S PB

(8)

Voor de maximale differentiële reciproque selectiviteit volgt dan:

(9)

Hieruit kan de maximaal toelaatbare temperatuur T ma bepaald worden:

- y (P-l) T

=

p 1114 v Yp(P-l) -ln[ -2. (Sxp)".J v_p - T T =~ , II1II T R (10)

Hierin is

'Yp

de dimensieloze reactiesnelheidsconstante van de gewenste reactie,

p (Ex/Ep) en T_Rde referentietemperatuur waarbij beide reacties even snel verlopen.

(23)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxitü

Deze wordt berekend met:

(11)

Bij de aangehouden minimale selectiviteit van 0.70 is de maximaal toelaatbare temperatuur 537 K.

Er kunnen twee criteria geformuleerd worden, die beiden leiden tot een veilige keuze van de koeltemperatuur, waarbij T ffI4 niet overschreden wordt De opzet van deze criteria is als volgt:

Bij het eerste criterium wordt uitgegaan van de situatie dat de warmteproduktie maximaal is. Hieruit volgt dat de omzetting maximaal en dus de conversie 0 is. Bij het tweede criterium wordt ervan uitgegaan dat de reactanten de reactor op koelwater-temperatuur binnenkomen, en dat de helling van het temperatuurprofiel bij binnenkomst maximaal is en daarna alleen nog maar afneemt. Het is bekend dat het eerste criterium in meer conservatieve (veilige) waarden voor Tc resulteert dan het tweede criterium.

De twee criteria kunnen in de warmtebalans over de reactor ingevuld worden. Dit resulteert in de volgende formule:

-

-U(T - T \ k

p

~H v [ v

j_l

II1II cl ~ _ R 6 p .~.

2 iS:)

~-l).

[1

+H(S: )

].p

de

4

v v XP II1II XP ma 1,2 tAD P P (12)

Hierin is U de warmteoverdrachts-coëfficiënt,

te

de dimensieloze koelmiddeltemperatuur, d, de buisdiameter en CAO de ingangsconcentratie

zuurstof. U wordt berekend met de volgende formule:

(13)

waarin

dw

de wanddikte van de buis is. Verder is k_R de reactiesnelheidsconstante bij de referentietemperatuur, Pb de dichtheid van het katalysatorbed H de dimensieloze reactie-enthalpie. kR en H worden berekend met formule 14.

(24)

•

• A '

_1

AH

I. _( p )'-1 H- %

"'jt- - ,

-Ax

ABp

(14)

De

waarde van P in formule (12) is afhankelijk van het gekozen criterium. Wordt uitgegaan van het eerste criterium. dan is P (PI) gelijk aan 1. De koeltemperatuur volgt dan expliciet uit vergelijking (12). Als wordt uitgegaan van het

tweede

criterium dan volgt voor P (P_2):

v _ _ 1 +21t ~-1) P=l- T ".,-Tc V

x

c 2 AT v GIl 1 +2H K(P-l) v c %

(15)

Hierin is

!l.T

ad de gereduceerde adiabatische temperatuurstijging en is Kc de

dimensieloze reactiesnelheidsconstante (kP/kR) waarbij de kp bij koeltemperatuur

wordt berekend.

!l.T

ad wordt berekend met:

(16)

Bij toepassing van het tweede criterium volgt de koeltemperatuur impliciet uit vergelijking (12). Hiervoor is een klein aantal iteraties nodig.

(25)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

4.2.4 Bepaling van het reactorontwerp.

Om de concentratie-. selectiviteits- en temperatuurprofielen in de reactor uit te rekenen worden ook de balansen in de reactor dimensieloos gemaakt:

(17)

(18)

(19)

Hierin is Xp de conversie van zuurstof naar het gewenste produkt en Xx de conversie van zuurstof naar het ongewenste produkt. Z is de dimensieloze reactorlengte, 1C is de dimensieloze reactiesnelheidsconstante (kP/kR) en Da is dimensieloze verblijf tijd in de reactor. Verder is cf de dimensieloze wannteoverdrachtscoëfficiënt. Da en cf worden berekend met:

(20)

Hierin is L de reactorlengte en u de superficïele snelheid in de reactor. Verder moet ook de drukval berekend worden. Deze wordt berekend met de Ergun vergelijking:

(21)

(26)

FVO #6666 De produktie van Ethyleenoxide UI~---~ I1I

--111 IN g ..

..

'"

--

-t'~L~I~U~~U~~U~~U~~"'~~U~~U~~"'~~ - - - . . . ( - 1 Fig 2. Temperatuurprofiel bij varïerende buisdiameter.

u~---, - ( - I

...

0.2 0.1 U U O . . . 0.7 . . . ---...(-) LU~---, _ w LIO . . . UI .... UI .... ..,. LOl .... 1.-_ __...Z(-) Fig 3. Selectiviteitsprofiel bij varïerende buisdiameter.

Fig 4. Conversieprofiel Fig 5. Temperatuurprofiel

bij varïerende buisdiameter. bij varïerende gassnelheid.

uo~---~

515

SlO

---====::175

ou

---1.

4tO -~O~O'~I~U~~U~~OA~~O .. ~~ ... --~O~~~Ool-~O'.~ - - ( - I Fig 6. Selectiviteitsprofiel bij varïerende gassnelheid.

....

~---, OoU uz

__ ---r

75 0.14 0.10 '.20 UI .... .... O.I, 0.70 .... .... _{_} _{. . . z(-)} l.O' Fig 7. Conversieprofiel bij varïerende gassnelheid.

•

(27)

•

De buisreacû>r is met bovenstaande vergelijkingen doorgerekend voor een aantal mogelijke configuraties. Dit is gedaan met behulp van het pascal-programma reactor, dat gebruik maakt van de unit Westerterp. Direct bleek dat de selectiviteit bij toepassing van het tweede criterium veel lager is dan bij toepassing van het eerste criterium. Daarom is verder gewerkt met toepassing van het eerste criterium.

De resultaten verkregen met de berekeningen staan weergegeven in de tabellen 1 en 2 en de temperatuur-, selectiviteits- en conversieprofielen staan uitgezet in de figuren

2, 3

en

4

bij variërende buisdiameter en de figuren 5, 6 en 7 bij variërende superficïele snelheid. De uiteindelijk gebruikte dimensies van de reactoren staan vermeld in tabel 3, evenals de hierbij behorende procesparameters. Tabel 1. dl (cm) u

(mis)

Tc

(K) ~ (-) SPB (-) M (bar)

Belangrijkste ontwerpparameters bij variërende superficïele snelheid u bij constante buisdiameter dl. 3,54 0,50 0,65 0,75 1,00 1,25 484,8 494,2 498,6 505,9 510,4 0,452 0,509 0,527 0,541 0,535 0,810 0,783 0,770 0,747 0,732 1,09 1,85 2,46 4,24 6,30

Bij toenemende superficïele snelheid u vennindert de afvoer van de reactiewarmte. Hierdoor stijgt de gemiddelde temperatuur waardoor de selectiviteit SPB afneemt en de conversie

ÇA

toeneemt. Verder is duidelijk dat de drukval over de reactor sterk toeneemt bij toenemende superficïele snelheid. Er is gekozen om te werken bij een superficïele snelheid van 0.65

mis.

Dit omdat een grotere drukval hogere eisen aan het compressorvermogen stelt en omdat bij deze snelheid een goede conversie gecombineerd wordt met een goede selectiviteit.

(28)

•

Tabel 2.

u

d

t (cm) Tc (K) ~ (-) SPB (-) M' (bar)

FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxitk

Belangrijkste ontwerpparameters bij variërende buisdiameter

d

t bij constante superficïele snelheid

u.

0,65 3,00 3,25 3,54 3,75 4,00 502,8 498,9 494,2 490,7 486,4 0,628 0,575 0,509 0,458 0,398 0,760 0,770 0,783 0,793 0,804 1,81 1,84 1,85 1,89 1,92

Bij toenemende buisdiameter d, neemt de selectiviteit SPB toe, evenals de drukval. De conversie ~ neemt sterk af. Er is gekozen te werken met een buisdiameter van 3.54 cm. Dit is een standaardbuis en bij deze dikte wordt een goede conversie met een goede selectiviteit gecombineerd.

(29)

•

• FVO #2970 De produktie van EthyleenoxUk

Met bovenstaande gegevens is het definitieve reactorontwerp vastgesteld. In tabel 3 staan de belangrijkste ontwerp gegevens van de reactoren samengevat.

Tabel 3 In het ontwerp gebruikte ontwerpen procesparameters voor de reactoren.

d, (cm)

llw

(cm) L (m) Lil (m)

_D"

(m) N, (-)

3,54 0,26 9,25 0,50 5,0 10915

u (mis) &P(bar) TIfIII1t(K) Tc (K) ~ (-) SPB (-)

0,65 1,85 537 494 0,509 0,783

De reactor wordt gekoeld door stoom te produceren. Bij een koeltemperatuur van 494 K (221 Oe) is de stoomdruk 23.6 bar. De gemiddelde druk in de reactor bedraagt 19.0 bar. Zodoende staat er over de buizen in de reactor een drukgradiënt van 4.6 bar. De buisdikte van _, 0.26 cm is voldoende om deze drukgradiënt te weerstaan.

Lil is de lengte van de buis die met niet actieve silica deeltjes gevuld wordt om het reactiemengsel op te warmen.

L

is de reactielengte van de buis, zodat de totale lengte

Lr 9,75

meter bedraagt.

(30)

•

4.2.4. Symbolenlijst reactor. A CAO Cp Da D" die d,

dw

E H MI k L Lil

Lr

PI) M' P R S' PB (S'XP)B (S' XP)/M T T_R

t

Tc IlT_ad U cf u

x

z

Pre-exponentiële constante (m3/(kg s)}. 1

Ingangsconcentratie zuurstof (kmoVm3 ). Warmtecapaciteit (kJ/(mol K». Damkohler getal (-). Bundeldiameter (m). Diameter katalysator-korrel (m). Binnendiameter buis (m). Wanddikte buis (m). Activeringsenergie (J/kmol). 1 Dimensieloze reactie-enthalpie (-). Reactie-enthalpie (kJ/mol O:J. 1

Reactiesnelheidsconstante (m3/(kg s». 1

Reactorlengte (m).

Opwarmlengte reactor (m). Totale buislengte (m).

Waarde van het criterium (1 e of 2e).

Drukval over de reactor (kPa). EJEp (-).

Gasconstante (J /(mol K».

Differentiële selectiviteit voor ethyleenoxide t.o. v. zuurstof (-). Reciproque differentiële selectiviteit (-).

Maximaal toelaatbare reciproque differentiële selectiviteit (-). Temperatuur (K).

Referentietemperatuur (K).

Gereduceerde temperatuur (Trr_{R) (-).}

Kritische temperatuur. (K).

Dimensieloze adiabatische temperatuurstijging (-). Warmteoverdrachtscoëfficiënt. CW/(m2 K». Dimensieloze warmteoverdrachtscoëfficiënt (-). Superficiële snelheid (mis).

Conversie van zuurstof (_). 1

Dimensieloze reactorlengte (-). Dimensieloze activeringsenergie (-). Porositeit katalysatorbed (-). Viscositeit gas «N s)/m). Dimensieloze reactiesnelheidsconstante (k,Jkx) (-). 22

(31)

•

• v

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

Dimensieloze reactiesnelheidsconstante bij koeltemperatuur (-). Stoechiometrische constante (-).Subscripts:

A

=

O_2,BI

=

CJi.

in gew. r., B2

=

O2 in ongew. r.

Zuurstofconversie (-). Dichtheid gas (kg/m3).

Subscripts: P

=

gewenste reactie, X

=

ongewenste reactie.

(32)

•

4.3. De scheidingstrein.

4.3.1. Inleiding.

De behandelde scheidingstrein bestaat uit 3 kolommen, de absorber, de desorber en de 10

destillatiekolom. In de absorber wordt ethyleenoxide uit de gassttoom uit de reactor geabsorbeerd in water. In de desorber wordt het ethyleenoxide uit het water gedesorbeerd. Dit resulteert in een molfractie van 0.9 voor ethyleenoxide. Het gezuiverde water wordt teruggevoerd naar de absorber. In de 10

destillatiekolom wordt het restant water uit de produktstroom verwijderd. De produktstroom bestaat hierna voor 99 % uit ethyleenoxide. In het werkelijke proces komen hierna nog twee kolommen, nl. een light ends kolom en een aldehyde verwijderings kolom. Deze laatste twee kolommen zijn niet ontworpen. De redenen hiervoor zijn als volgt: In de light ends kolom worden de lichte delen verwijderd, die in onbekende maar zeer geringe mate in de produktstroom aanwezig zijn. De evenwichten in deze stromen zijn alleen met rigoureuze rekenmethodes te beschrijven, waarvoor de samenstelling geheel bekend dient te zijn. Voor de aldehyde verwijderings kolom komt hierbij dat de over vorming van de aldehyden in de reactor weinig bekend is. De exacte mate waarin deze aldehyden in de produktstroom aanwezig zijn is zodoende onbekend. Wel is bekend dat het om een zeer kleine fractie gaat. Verder geeft deze kolom in de praktijk de grootste problemen omdat er geen evenwichtsgegevens van het systeem aldehyden-ethyleenoxide bekend zijn. Het leek ons niet reëel om deze kolom, bovenstaande gegeven, te ontwerpen.

4.3.2. De absorber.

In de absorber komt de gas stroom uit de reactor in tegenstroom in contact met een stroom water. Dit gebeurd op een aantal schotels, waardoor meerdere evenwichtstrappen ontstaan. Ethyleenoxide lost veel beter op in water dan de overige componenten en het merendeel van het ethyleenoxide gaat van de gasfase over in de waterfase. De absorber wordt bedreven bij een druk van 17,84 bar en een temperatuur van 40°C.

(33)

•

Bij het ontwerp van de absorber is, gegeven de in- en uitgangssamenstellingen, een tweetal parameters bepalend. Deze parameters zijn: De verhouding water/gas (a) en het theoretisch aantal schotels.

Bij het ontwerpen van de absorber is de Edmister methode [2] toegepast om deze parameters te bepalen. Deze methode kan op twee manieren toegepast worden. Bij de eerste manier wordt het aantal schotels bepaald behorende bij een gegeven a. Bij de tweede manier wordt

a

bepaald bij een vaststaand aantal schotels. Wij hebben de tweede manier gebruikt Het is uit de praktijk bekend dat de absorber ongeveer 18 meter hoog is, met een schotelafstand van 0.5 meter. Het schotelrendement 11 is volgens de methode van Q'Connell bepaald op 0,5, zodat het theoretisch aantal schotels 18 is. Met dit gegeven is de benodigde a uitgerekend. De Edmister methode gaat uit van de absorptie-efficiency voor iedere component, Ei' Dit is de fractie van de ingaande molstroom van component i die door het absorptiemiddel, water, wordt geabsorbeerd. Deze is als volgt gedefinieerd:

(22)

Hierin is A.,ï de gemiddelde absorptie-factor. Deze wordt bepaald uit de absorptie-factor bij de top en de bodem:

met:

bij top en bodem condities.

L

A,=-·K~

V

(23)

(24)

Uit de berekeningen met bovenstaande vergelijkingen blijkt dat bij een verhouding water/gas (a) van 1,05 de vereiste absorptie van ethyleenoxide verkregen wordt.

De verdelingscoëfficiënten, absorptiefactoren en de efficiëncies staan in tabel 4.

(34)

•

0.9 0.8 0.7 0.6

•

0

f

0.5 >-0.'" 0.3

•

0.2 0.1 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

•

X-eo

Figuur 8a. Me Cabe-Thiele diagram vim de desorber.

•

0.1

•

Figuur 8b. Me Cabe-Thiele diagram van de desorber (bodemseetie).

•

(35)

•

Tabel 4. Component C414 Ol

eH.

Ar ~H40 COl H10

FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

Verdelingscoëfficiënten, absorptiefactoren en de efficiëncies voor de absorptiekolom.

Kr KB Ar AB

Eo

7,16e+2 9,Ole+2 l,47e-3 1,16e-3 1,17e-3

2,78e+3 3,51e+3 3,78e-4 2,9ge-4 2,9ge-4

4,15e+2 3,33e+2 2,53e-2 3, 15e-3 3,15e-3

1,00e+8 1,00e+8 I,05e-8 I,05e-8 I,05e-8

l,44e+O 5,20e-l 7,25e-l 2,02e+O l,OOe+O

8,76e+l 1,56e+2 1,20e-2 6,73e-3 6,76e-3

1,23e+O 1,23e+O 8,56e-l 8,54e-l 8,47e-l

Het schotelontwerp is gemaakt volgens de methode uit het dictaat Scheidingsprocessen 2 [14]. Deze berekeningen staan in bijlage 3. De belangrijkste kolomdimensies staan in bijlage 2.

4.3.3. De desorber.

In de desorber wordt het ethyleenoxide weer verwijderd uit het water dat uit de absorber stroomt. De voedingsstroom van de desorber wordt voorverwarmd tot kookpunt. De desorber wordt bedreven als een destillatiekolom bij een druk van 10 bar. Het gebruik van een refluxstroom in de top is noodzakelijk. Dit omdat zonder de reflux de druk in de kolom ver beneden 1 bar zou moeten zijn om voldoende ethyleenoxide uit het water te verwijderen. Voor de druk van 10 bar is gekozen omdat hierbij het vloeistof/damp evenwicht gunstig ligt. Verder is bij deze druk de toptemperatuur zodanig dat met water gekoeld kan worden en de bodemtemperatuur zodanig dat de reboiler met stoom bedreven kan worden. Het ontwerp van de desorber is gemaakt volgens de Mc Cabe-Thiele methode. Deze wordt hier niet nader toegelicht. Het Mc Cabe-Thiele diagram van de gehele desorber staat in figuur 8a, dat voor de bodemsectie van de desorber in figuur 8b.

(36)

•

FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

Het theoretisch aantal schotels voor de desorber is

8,5.

Het schotelrendement, berekend volgens de methode van Q'Connel, is 0,33. Hiermee komt het praktisch benodigde aantal schotels op 26. Als voedingsschotel wordt de tweede van onderen gebruikt. De procescondities stromen en samenstellingen van de desorptiekolom staan vermeld in tabelS.

Tabel 5. Procescondities, stromen en samenstellingen van de desorptiekolom. Desorber. F (lcmolls) 6,69 Np (-) 26

B

(moVs) 6,49

N

_F (-) 6 D (kmolIs) 0,20 _R/RmiA (-) 1,50 XF (-) 0,028 RmiA (-) 2,16

x

B (-) 0,001 R (-) 3,24 XD (-) 0,904 Q,cb (kW) 2,36e+4

P (bar) 10 _QcoNl (kW) 1,73e+4

T,op (K) 382 V/oP (kmoVs) 1,10

T_bo, (K) 453 _L,op (kmolIs) 0,84

NT

(-)

8,5

_Vbo' (kmol/s) 0,82

11 _.

(-) 0,33 _Lbo' (kmol/s) 7,31

(37)

o 0.9 0.8 0.7 0.6

T

0.5 >- 0.4-0.3 0.2 0.1 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 X-eo

Figuur 9a. Me Cabe-Thiele diagram van de destillatiekolom.

0.8f---~---r---r_---~ 0.8 Figuur 9b. 0.85 0.9 X-eo 0.95

Me Cabe-Thiele diagram van de destillatiekolom (topsectie).

• .

1 I

•

(38)

•

• FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

4.3.4. De Ie destillatiekolom.

In de Ie destillatiekolom wordt het restant water uit de ethyleenoxidestroom verwijderd welke uit de desorber stroomt. De voedingsstroom van de Ie destillatiekolom wordt voorverwarmd tot kookpunt. De Ie destillatiekolom wordt bedreven bij een druk van 5 bar. Voor deze druk is gekozen om dezelfde argumenten als bij de desorber. Evenals bij de desorber is de kolom ontworpen volgens de Mc Cabe-Thiele methode. Het Mc Cabe-Thiele diagram van de gehele Ie destillatiekolom staat in figuur 9a, dat voor de bodemscctie van de Ie destillatiekolom in figuur 9b. Het theoretisch aantal schotels voor de Ie destillatiekolom is 9,2. Het schotelrendement, berekend volgens de methode van Q'Connel, is 0,40. Hiermee komt het praktisch benodigde aantal schotels op 23. Als voedingsschotel wordt de derde van onderen gebruikt. De procescondities stromen en samenstellingen van de desorptiekolom staan vermeld in tabel 6.

Tabel 6. Procescondities, stromen en samenstellingen van de Ie destillatiekolom.

1 e Destillatiekolom. F (kmoUs) 0,212 Np (-) 23

B

(kmoUs) 0,019 N_F (-) 8 D (kmoUs) 0,193 RIRmiIJ (-) 3,00 x_F (-) 0,904 RmiIJ (-) 8,55e-2 xB (-) 1,0e-4 R (-) 2,56e-l x_D (-) 0,999 Q,eb (kW) 4,41e+3 p _(bar) ₅ Qcolld (kW) 5,24e+3 T,op (K) 332 V/oP (kmoUs) 0,243

Tbo/ (K) 424 L,op (kmoUs) 0,049

NT

(-) 9,2 Vbo/ (kmoUs) 0,215

11

(-) 0,40 Lbol (kmoUs) 0,234

De belan ikste kolomdlmensles staan 10 blila e 2 de berekemn en _J _g g 10 blila e 3. J g

(39)

•

4.3.5. Symbolenlijst scheidingstrein.

•

Ai'; Absorptiefactor van component i op schotel j (-).

Ab; Absorptiefactor van component i in de bodem (-).

At; Absorptiefactor van component i in de top ( -).

•

Aa; Gemiddelde absorptiefactor van component i (-).

B

Bodemafloop (kmoUs).

D

Topafloop (kmoUs).

Ei Absorptie rendement van component i (-).

•

F Voedingsstroom (kmoUs).

Ki Verdelingscoëfficiënt van component i (-).

L Vloeistofstroom (kmoUs ).

NF Voedingsschotel (-)

•

Np Praktisch aantal schotels (-).

NT

Theoretisch aantal schotels (-).

P

Druk

(bar).

Qcolld Condensorduty (kW).

•

Q,eó Reboilerduty (kW).

R Refluxratio (-).

RIPIÜt Minimale refluxratio (-).

ThaI Bodemtemperatuur (K).

•

T,op Toptemperatuur (K).

V Dampstroom (kmoUs).

x

_B Molfractie ethyleenoxide in de bodem (-).

XD Molfractie ethyleenoxide in het destillaat (-).

x

_F Molfractie ethyleenoxide in de voeding (-).

•

Cl Verhouding water/gas (-) 11 Schotelrendement (-).

•

• ₂₉

•

(40)

•

FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxide

4.4. De stromingsmachines.

De compressor Kl in de recyclestroom moet de drukval over de reactoren, de warmtewisselaars (E 1 en E2) en de absorptiekolom goedmaken. Voor de Compressor is een

- ..

.-

-- --- .

drukval van 3.16 Bar na de compressor nog een drukval van 0.84 bar.

Voor de berekening is uitgegaan van polytropische compressie (Dictaat apparaatkunde U.T., [15]), omdat in werkelijkheid tijdens de compressie noch de temperatuur, noch de entropie constant kan worden gehouden. Hiennee wordt de polytropische compressie-arbeid (W"oJ en de temperatuurverhoging uitgerekend. Met behulp van het in bovenstaande dictaat vennelde Cordier-diagram wordt een geschikte diameter en toerental gekozen.

De temperatuurverhoging in de compressor volgt uit:

P .

-I

k

1)

T,=T.{

p: .-' ....

(25)

(26)

Hierin staat i voor in en

u

voor uit, P voor de druk (Pa), T voor de temperatuur (K), k de verhouding van de wanntecapaciteiten bij constante druk en constant volume en 'Tlpol de

compressie efficiency.

De opvoerhoogte H volgt uit :

H=fJ.P p.g

30

(41)

1 10 8

N-

/I

~'Vo\)O

"

61. _r'\

~~

,,\

\ 6

"'

~

\"\

,

J,

.s

"

,,~ ~

_\\

'"

Ss

\ I'

~~

,~ I

'"

/, S~

~

1~

9 "'

·7

s

,

0,1 f J 0.1 s 1 0.1 5 1 ~

4'1

406'

\l

~

'\

"

_"

, , \

\'\

\

1"-O~

_\

_\'

_~ _~\.

"-

~\

1\

~

!'..

~ N

~

.\,

\\

\

i'...

N-Oot

~\'K

\\

~\'

~

"

"I~

,.\

I

!

l\'

~

_~

~

" "1

1 ~

,J~

-"\.. \,,\\\

•

\"\.. \\

"'

,,\~ _{" . I} \ '\\ i"- ; ~~ (~ l \ : ~ ~

I\:

14₇ !

I

.'"

~V!

,\

\.'

""-

""<'

! I ,,~

_\~

~o"

i

I

"'~

~\

_~

I

_I

I '\ ~rc

"

1

I

'"

,

.~

. y

10,5

!

.~~+, I

"-

~

, 1 1

'"

~

+

•

~

"

_i'-

+

~

_~

+ ~, " ' 1

N

~~O

N~+

0,6 0,4 1 J J ' 6 8 1 0 spclifiscller Ourchmcsser J IMII1?6.11

Kennleld lür Ulter,

Geb1.ii8e und Pumpe.

o

Lülter (Druektlerhilltni.

p,{Pt

<

rd. 1,1)

• Gebld,e (DncckverhilUnil PI P1

>

rd. 1,1)

T Pumpen

Figuur 10. Conlier diagram.

•

JO

•

(42)

•

FVO #2970 De produktie van Ethyleenoxüü

We hebben gekozen voor een aandrijving door middel van een turbine vanwege het grote asvennogen, dat volgt uit :

(28)

waarin ~"de massastroom door de turbine en 11 de totale efficiency:

hierin is 11, de turbine-efficiency.

De afmetingen van deze compressor zijn bepaald met de methode van Cordier. Hierbij worden twee dimensieloze grootheden gebruikt, de specifieke snelheid cr en de specifieke diameter

(L\). 3 1

--

--a

=2 . .fi.(2.g.H) 4 .~v 2.

n

1 1

Ji

---IJ. =-.(2.g.H)" .~v

2.tI

2

Hierin is n het toerental en d de diameter.

(30) (31)

Uit figuur 10 volgt dat de verhouding van bovenstaande grootheden 10 is (lijn <1> = 1, compressoren). In bijlage 4 is de relatie tussen de diameter en het toerental weergegeven. Tevens worden hier de limiteringen berekend. Deze beperkingen bestaan uit de compressibiliteit, het toerental, de bouwgrootte en de materiaal belasting.

(43)

•

FVO #2970 De produktie van EthyleenoxUk

De compressibiliteit heeft als variabele

u,

de snelheid van het gas en als beperkende voorwaarde dat u niet de geluidsnelheid Cl mag benaderen. Dit wordt uitgedrukt in het getal van Mach, Ma:

Ma=.!.= Tt.n,d

<0,7

c, ["

~14

(32)

Het toerental van een turbine aangedreven compressor moet liggen tussen de 50 en 400 omwentelingen per seconde.

De bouw grootte die gekarakteriseerd wordt door de diameter d is gelimiteerd door :

-De mogelijkheid van constructieve uitvoering.

-De verlaging van Tl bij afnemende d.

-De waarde van n __

dlffÜl is in het algemeen 0.05-0.1 meter en d_ 1-1.5 meter voor compressoren. De materiaal belasting heeft als beperking de treksterkte cr_zvan het materiaal.

(33)

hierin is

PI

de dichtheid van het constructiemateriaal.

In bijlage 4 zijn alle berekeningen weergegeven, de belangrijke waarden zijn in tabel 8 weergegeven.

(44)

•

De pomp is op dezelfde wijze ontworpen als de compressor. Hierbij is echter ook het geometrische hoogteverschil, welke gelijk is aan de hoogte van de absorptiekolom, meegenomen. De berekeningen staan in bijlage 5 vermeld en de resultaten in tabel 7.

Tabel 7. Ontwerpgegevens van de pomp en de compressor.

Apparaat !lP (bar) AT(K) H (m) N. (MW)

n

(min-1) d (m)

Pomp 3

--

13.06 0.17 1000 0.3

Compressor 7.21 10.71 1830 3.75 6000 0.7

(45)

•

4.4.2. Symbolenlijst stromingsrnachines.

•

_Cp _{Wanntecapaciteit bij constante druk (kJ/(mol K».}

C

y Wanntecapaciteit bij constant volume (kJ/(mol K».

Cl Geluidsnelheid (mis).

•

d Diameter (m). g Zwaartek:rachtsversnelling (mls2). H Opvoerhoogte (rn). k -- -

_C/C

_y

•

M Molecuulmassa (g/mol). Ma Mach getal (-).

NQ8

Asvennogen (MW). n Toerental (lIs).

•

Pi Ingangsdruk (bar). Pu Uitgangsdruk (bar). !lP Drukval (bar). R Gasconstante (J/(rnol K».

•

T Temperatuur (K). Ti Ingangstemperatuur (K). Tu Uitgangstemperatuur. u Gassnelheid (mis).

•

~ Specifieke diameter (-). 1'\ Totale efficiency (-).

1'\pol Polytropische efficiency (-).

1'\, Turbine efficiency (-).

• P,

Dichtheid gas (kg/m3).

PI

Dichtheid vloeistof (kg/m3).

cr

Specifieke snelheid (-).

cr.

Treksterkte materiaal (N/mZ).

•

~y Volumedebiet (m3/s).

•

₃₄

•

(46)

•

• t

T

w

• I 'I

T au Tal

•

l

Tb;.

• Q

T .

81

• T

au

T

bu

• T bi

•

Figuur 11. Schema warmtewisselaar

•

(47)

•

• FVO #2970 De produktie

van

Ethyleenoxide

4.5. De warmtewisselaars.

De

vier warmtewisselaars zijn ontworpen volgens de methode beschreven in Coulson and Richardson [16]. Hierbij werden na verzameling van de fysische gegevens de volgende stappen gedaan :

1. De berekening van het logaritmische temperatuurverschil

AT,,,,

AT -_lM [T .. -T bu]-[TQII-TIM]

TGt-Tbu (34)

In

Ta-T/)l

(zie ook figuur 11.)

2.

Na reële schatting van de warmteoverdrachts-coëfficiënt U wordt het benodigde oppervlak

A

berekent uit de warmte balans :

A= 4»".Cp.[T Gt-Ta] (35) U.AT lM

Hierin is Cp de warmtecapaciteit en

cp"

de massastroom.

3.

Wanneer nu de afmetingen van de buizen wordt vastgelegd, volgt hier het totale aantal buizen Nt uit en dus de totale diameter Db :

D. =d_r[

1

+2.P

Uch.[

-n,s

+ 0,25+'1...[ : '

-1)]

(36)

Hierin is _{dt de buitendiameter, de (triangular) pitch de afstand tussen de buizen} onderling, en n het aantal warmtewisselaars.

(48)

•

4.

•

5 .

•

6.

•

Vervolgens wordt er na berekening van het Reynoldsgetal Re, dus snelhei~ en het Prandtlgetal Pr voor de 'tube(J'- en 'shell~r-zijde, de respectievelijke overdrachten ~ en h6 bepaald. Ie, 3lD..

h.=-J"k·vPr

d,

(37) (38)

Hierin is '" de thermische geleidbaarheid van het medium en j" een (volgens Kern bepaalde) wannteoverdrachts-factor afhankelijk van Reynolds. De in de

formule weergeven de is de equivalente diameter.

Hierna kan de totale wannteoverdrachts-coëfficiënt bepaald worden:

(39)

Hierin zijn hSd en had de respectievelijke vuilfactoren en

kw

de thermische geleidbaarheid van het pijpmateriaal.

Als de dimensies van de wanntewisselaar vastliggen alsmede snelheid (Re) kan drukval berekend worden over de tube en shell-zijde.

2 . L p.u, ~P,=[8Jf-+2,5].--d, 2 (40) (41) 36