Cumeenproces met gedealumineerd mordeniet als katalysator

•

•

•

•

•

•

•

(Àlt;;;

T

U

Delft

Technische Universiteit Delft

•

FVO Nr.

~lh~fY

,J. {;

/(?I?L

~-iJ ~ .;:- t-~j..

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Cumeenproces met gedealumineerd mordeniet

als katalysator

Auteurs

A. Matta

F. van de Velde

D. Kerkhove

Datum opdracht

Datum verslag

Telefoon

(070) 3875793

(015) 610427

(015) 563042

26 oktober 1993

21 februari 1994

•

•

•

•

•

•

•

Opdrachtdatum: 4 oktober 1993 Verslagdatum: 21 februari 1994 Bespreekdatum: 15 maart 1994

Cum

.

eenproces

met

gedealumineerd mordeniet

als katalysator.

Fabrieksvoorontwerp No.: 3068 Dave Kerkhove (428389) H. Tollensstraat 126; 2624 BJ Delft Amal Matta (548023)

Laan van Nieuw Oost Einde 34; 2274 EG Voorburg

Fred van de Velde (861091)

•

•

Cumeenproces

.

'

met

gedealumineerd mordeniet

als katalysator.

•

•

•

•

Impressie van de ontworpen cumeenfabriek.

•

•

Delft, 21 februari 1994

Dave Kerkhove

• Amal Matta

Fred van de Velde

•

•

.

'

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068

Samenvatting.

Het is mogelijk gebleken om een cumeenproces te ontwerpen, waarin mordeniet als katalysator wordt gebruikt voor de alkylering van benzeen met propeen tot cumeen. Deze katalysator is gebruikt in de alkylator èn in de transalkylator, waar di-isopropylbenzenen met benzeen reageren tot cumeen. Het geproduceerde cumeen, 102 kton per jaar, heeft een zuiverheid van 99.96 g-%. De gebruikte katalysator, gedealumineerde mordeniet, heeft als grote voordeel ten opzichte van de conventionele vaste fosforzuur katalysator, dat de milieubelasting veel kleiner is.

Voor de alkylatie is een multibed-reactor met vijf katalysator-bedden, waartussen gekoeld wordt met de voeding, ontworpen. In deze reactor vindt de alkylering plaats in de vloeistoffase, bij een druk van 25 bar en temperaturen oplopend van 135 tot 155°C. Om de selectiviteit van de reactie richting cumeen te verhogen, is benzeen in een overmaat aanwezig (benzeen over propeen verhouding

is

ongeveer 6). De conversie van propeen bedraagt 99 % bij een selectiviteit naar cumeen van 61 %.

De produktstroom uit de reactor wordt in de llashsectie ontdaan van het propaan (uit de propeen voeding) en een groot deel benzeen, om de benzeenkolom zo klein mogelijk te houden. De overgebleven stroom wordt naar de transalkylator geleid, waar bij een druk van 20 bar en een temperatuur van 190°C, 52 % van de DIPB' s wordt omgezet in cumeen.

De produktstroom uit de transalkylator wordt doormiddel van twee destillatiekolommen gezuiverd. In de eerste kolom wordt het benzeen afgescheiden. In de tweede kolom wordt het cumeen gescheiden van de zware aromaten. De benzeenstroom wordt samengevoegd met de benzeenstroom uit de flashsectie en naar de reactor teruggestuurd (via een recycle).

De verkoopprijs voor cumeen volgens de methode van Taylor is 958.5 f/ton en voor de methode van Lang 921.7 f/ton. De ROl voor het proces is 1660 kf voor de methode van Taylor en SOS kf voor de methode van Lang. Voor beide methodes is de IRR gelijk aan 11 %.

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 iii

Inhoudsopgave.

Samenvatting .. . . .. ... . . .. . .... ... . . ... . .

Inhoudsopgave .. . . .... . . .. . . ... .. .. . ... . .. ... . .. 111

1. Inleiding.. . . .. .. ... . .. .... . ... . . .. .. . . .. 2. Uitgangspunten van het ontwerp .. .. . ... . . .. .. . . .. 2

2.1. Externe specificaties en randvoorwaarden .... . .... .. .. . . 2

2.1.1. De ligging . . . 2

2.1.2. De grondstoffen en de produkten . . . 2

2.2. Keuze van de processtructuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3

2.3. Reacties . . . .... . . . .. ... . . .. . . .. ... 4 2.4. Globale conversies . .. . ... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 3. Processtructuur . . . ... .. . . ... . ... .. .. . . .. . 6 3.1. Keuze mordeniet-katalysator . . . ~ . . . . . . . . . . . . . . . .. 6 3.2. Procescondities . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 6 3.2.1. Condities in de alkylator . . . 6 3.2.2 Condities in de transalkylator . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 7

3.3. Keuze van het thermodynamisch model .... ... . . .. . 7

3.4. Stoffen en componenten . . ... . . .. . . .. .. .. 7

3.5. Beschrijving van het cumeenproces . . . .... 8

4. Apparatuur... . . . .. . 10

5. 4.1. Reactoren . . . ... ... .. ... . . .... 10

4.1.1. Kinetiek van de reacties . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 10

4.1.2. Simulatie en dimensionering van de alkylator . . . . . . . . . . . . .. 11

4.1.3. Simulatie en dimensionering van de transalkylator . . . . . . . . . . . . . .. 12

4.2. De destillatiekolomrnen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12

4.2.1. Benzeenkolom .. . . ... . . 12 4.2.2. Cumeenkolom . . . ... . .. . 4.3. Warmtewisselaars . . . .. . . . 4.3.1. De condensors . . . . 4.3.2. De reboilers . . . .. . . .. .. . . ... . . . 4.3.3. Koelers en venvarrners . . . .. . . ... ... . . 4.4. Preflash en propaanflash .. .. . . ... .. ... . . . 4.4.1 Preflash . . . .. . . .. . . . 4.4.2 Propaanflash . . . ... . . ... . . . .. . 4.5. Pompen . . . .. . . . Massa en warmtebalans . . . .. .. . .... . . . ... . 13 13 13 13 14 14 14 14 15 16 • 6. Regeling van het Cumeenproces . . . .... . . 17

•

iv _{Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysaror.}

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 _v

• 7. Procesveiligheid. . ... . . .... . . .. .. . ... . . .. . . 18

7.1. Globale storingsanalyse. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

7.2. Storingsanalyse van de flasheenheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

8. Economie. . . . .. . . .. . . 21

• 8.1. Investeringskosten volgens Taylor . . . 21

8.2. Investeringskosten volgens Lang . .... ... . ... . . ... .. .. 22

8.3. De totale produktiekosten . ... ... . . ... ... . . 23

8.4. Return on investment en verkoopprijzen . . . 23

8.5. Internal rate of return . . . ... . . 24

• 8.6. Evaluatie van de kostenberekeningen . . . .. .. . . ... .. 24

•

..

•

•

•

•

•

9. Conclusie en aanbevelingen .. . . .. . . 25 10. Symbolen- en afkortingenlijst . ... . . .. . . 26 11. Literatuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 27 Appendix 1: Appendix 2: Appendix 3: Appendix 4: Appendix 5: Appendix 6: Appendix 7: Appendix 8: Appendix 9: Appendix 10: Appendix 11: Appendix 12: Appendix 13: Appendix 14: Appendix 15: Appendix 16: Appendix 17: Appendix 18: Appendix 19: Appendix 20: Appendix 21: Appendix 22: Processchema van de cumeenfabriek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 29

Massa- en Warmtebalans . . . .... .... . . .. . 30

StroomlComponentenstaat . . . .... . . 35

Apparatenlijst voor reactoren, kolommen en vaten . . . . . . . . . . . . . . . . .. 40

Apparatenlijst voor warmtewisselaars en fornuizen . . . ... 42

Apparatenlijst voor pompen, blowers en compressoren. . . . . . . . . . . . . .. 45

Specificatieformulier Benzeenkolom .... .. . . .... .. 46 Specificatieformulier Cumeenkolom . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 47 Specificatieformulier Alkylator . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 48 Specificatieformulier Cumeenkoeler . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49 Specificatieformulier Cumeenreboiler . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50 Specificatieformulier Cumeen-nakoeler . .. .... . .. . . 51

Grafieken voor het bepalen van de kinetische constanten . . . . 52

Reacties die gebruikt zijn voor de simulaties van de reactoren . . . .. .... 53

Resultaten van de simulatie van de alkylator . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 54

Maatschets van de alkylator ... . .. .. . . . . . . . . . . 56

Resultaten van de simulatie van de transalkylator . . . .. 57

Resultaten van de kostenberekening volgens de methode van Taylor . . . . . .. 58

Resultaten van de kostenberekening volgens de methode van Lang . . . . .. 61

Dimensionering van destillatiekolomen T 13 en T 17 . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

Chemiekaarten van componenten uit het cumeenproces . . . 65

·

1

vi Cumeenproduktie mee behulp van een morderuee-katalysacor.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksyooromwerp No. 3068 ₁

1

.

Inl

e

iding.

Dit fabrieksvoorontwerp is uitgevoerd in het kader van het vak. "De chemische fabriek" (vakcode st44), als onderdeel van de opleiding tot scheikundig ingenieur aan de Technische Universiteit Delft. Dit fab~ksvoorontwerp is het ontwerp van een cumeenproces met mordeniet als katalysa-tor.

Momenteel wordt cumeen voor het overgrote deel geproduceerd met een vaste fosforzuur katalysator (het zogenaamde SPA-proces). Het overblijvende gedeelte wordt geproduceerd volgens een Friedel-Crafts-reactie met behulp van een aluminium-chloride-katalysator (Lit. 1). Beide produktieprocessen hebben hun eigen nadelen. Het SPA-proces resulteert jaarlijks in een grote afvalstroom bestaande uit de afgewerkte en niet te hergebruiken fosforzuurkatalysator. Verder is de fractie water in de reactor van invloed op de werking en de duurzaamheid van de katalysator. Om de waterfractie op het juiste peil te houden moet op verschillende hoogten in de reactor de juiste hoeveelheid water toegevoerd worden (Lit. 2). De Friedel-Crafts-reactie heeft als nadeel dat de katalysator zeer agressief is, als gevolg hiervan moet de apparatuur uit dure materialen vervaardigd worden.

Om aan de nadelen van bovenstaande processen të ontkomen is er onderzoek gedaan naar andere zure katalysatoren. Bij Dow Chemical heeft dit onderzoek een bruikbare katalysator opgeleverd, die in staat is om benzeen te alkyleren. Het betreft hier een gedealumineerde mordeniet (dit is een bepaald type zeoliet) katalysator, met een Si/Al-verhouding groter dan 30 (Lit. 3 en 4). Deze katalysator is tot nu toe alleen in een laboratorium-opstelling getest. Bij Dow Chemical wordt aan de ontwikkeling van een cumeenproces op basis van de mordeniet-katalysator gewerkt. Uit een recente publikatie (lit. 5) is gebleken dat de mordeniet-katalysator momenteel toegepast wordt in de transalkylatiesectie van de huidige SPA-fabriek.

Doel van dit fabrieksvoorontwerp is het ontwikkelen van een cumeenfabriek, die zowel m de reactor als in de transalkylator werkt met de nieuwe mordeniet katalysator.

Het zeer zuivere cumeen (>99.90 g-% cumeen) dat via een alkylatie geproduceerd wordt, wordt voornamelijk gebruikt voor de produktie van fenol en het bij produkt aceton. Dit is ook de rede waarom een cumeenfabriek in de meeste gevallen geïntegreerd is met een fenolfabriek. De wereldwijde capaciteit bedraagt momenteel circa 6.3 miljoen ton cumeen per jaar (Lit. 5).

In hoofdstuk 2 worden de uitgangspunten en randvoorwaarden voor dit fabrieksvoorontwerp uiteengezet. In hoofdstuk 3 wordt het uitgewerkte proces beschreven aan de hand van het flow sheet. Daarnaast zijn in dit hoofdstuk een aantal procescondities uitgewerkt. Vervolgens zijn in hoofdstuk 4 de verschillende apparaten uitgewerkt en gedimensioneerd. In de daarop volgende hoofdstukken worden de volgende onderwerpen behandeld: massa- en warrntebalansen, regeling van het proces, procesveiligheid en de economie van het proces. In hoofdstuk 9 staan de conclusies die bij dit fabrieksvoorontwerp horen.

•

2 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-karalysator.

•

2.

Uitgangspunten van het ontwerp.

2.1. Externe specificaties en randvoorwaarden.

•

2_1.1. De ligging.

De fabriek moet worden geplaatst op dezelfde locatie als de huidige cumeenfabriek, bij DOW

Terneuzen, zodat het cumeen direct gebruikt kan worden voor de produktie van fenol. Dit heeft

-als consequentie dat er zeewater (van de Westerschelde) gebruikt moet worden -als koelwater. 2.1.2. De grondstoffen en de produkten.

De grondstof specificaties zijn hetzelfde gehouden als in het SPA-proces en die zijn weergege- •

ven in tabel 2.1, afkomstig uit Lit. 10. De specificatie voor het geproduceerde cumeen is gegeven in tabel 2.2 van dezelfde herkomst. Het produktievolume is vastgelegd op 100 kiloton cumeen per jaar. Met een gemiddelde bedrijfstijd_van 7200 uur per jaar geeft dit een produktie van 12.5 ton per uur.

•

I

Tabel 2.1: Voedingsspecificaties_

_I

I

11 Benzeen

I

Propeen

I

Zuiverheid (g-%) 99.70 % 75 %

•

Nevencomponenten max. 1 ppm zwavel max. 0.1 % C2

max. 1 ppm thiofeen max. 100 ppm etheen

1500 ppm niet-aromaten max. 30 ppm acetylenen en 500 ppm zware aromaten dienen

max. 1000 ppm butenen max. 0.5 % C.l+

balans tot 100 % propaan

Water -

-•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvoorontwerp No. 3068 ₃

•

t

:,' Ti.t~el~.2:.P~odulaspecificatie. . . . ,

I

I

Eigenschappen

_I

Waarden

_I

Cumeen (g-%) 99.90

min.

•

Ethylbenzeen (g-%) 0.02 max. n-Propylbenzeen (g-%) 0.03 max. Butylbenzeen (g-%) 0.02 max.

•

Fenolen (g-ppm) 10 max.

2.2. Keuze van de processtructuur.

• Er is één randvoorwaarde aan het proces gesteld en deze houdt in dat de katalysator, die

gebruikt wordt, mordeniet is en niet de gebruikelijke vaste fosforzuurkatalysator. Aangezien er verder geen eisen aan de processtructuur zijn gesteld, zijn er vier verschillende procesroutes, uitgaande van het oorspronkelijke UOP-cumeenproces, uitgewerkt voordat de definitieve keuze is gemaakt. Deze vier processtructuren zijn doorgerekend met het simulatiepakket "Aspen" om ze

.. op hun waarde te kunnen schatten. De vereenvoudigde flowsheets van de vier processtructuren

zijn weergegeven in de afbeeldingen 2.1 tot en met 2.4. In deze afbeeldingen zijn de volgende afkortingen gebruikt: R=alkylator, T=transalkylator, B=benzeenkolom, C=cumeenkolom en H=zware-aromatenkolom.

•

•

•

•

•

CUMEEN PROPEEN

Afbeelding 2.1: Processchema J (oorspronkelijke

UOP-proces).

. t

J

PROPEEN

Afbeelding 2.2: Processchema 2 (Reactoren in serie).

De eerste van de vier processchema' s is het oorspronkelijke UOP-cumeenproces (Lil. 10). Het

voordeel van dit proces is dat de voeding van de transalkylator bijna geen cumeen meer bevat,

wat gunstig is voor de conversie van DIPB's naar cumeen. Het nadeel van dit proces is dat er

twee benzeenrecycles zijn wat resulteert in een grote benzeenkolom.

Het tweede proces is een optie waarin de alkylator en de transalkylator in serie staan. Deze mogelijkheid wordt genoemd in Lit. 3. Het voordeel van deze route is dat er maar één

4

c

Afbeelding 2.3: Processchema 3 (Reactoren in serie zonder aromatenkolom).

Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysator.

3ENZ!~ I PROP ... N

?ROPE::N

Afbeelding 2.4: Processchema 4 (transalkyfator na de flash).

Het derde proces is bijna identiek aan de vorige optie, behalve dat de zware-aromatenkolom is weggehaald omdat uit de simulaties blijkt dat deze kolom buitengewone dimensies heeft (een groot aantal schotels, circa 150 en dat bij een lage ·doorzet).

Het vierde proces, het uiteindelijk gekozen proces, combineert een lage doorzet In de

trans-alkylator met maar één benzeenrecyclestroom.

2.3.

Reacties.

In het proces zijn twee reactiesecties aanwezig, de alkylatiesectie en de transalkylatiesectie. De reactie die plaatsvindt in de alkylatiesectie, de alkylering van benzeen met propeen, is weergege-ven in afbeelding 2.5. Deze reactie is exothem1, met een reactie-enthalpie van -98.3 kJ/mol. Als nevenreactie treedt ook de alkylering van cumeen met propeen tot di-isopropylbenzenen op. Verder verloopt, de evenwichtsreactie van di-isopropylbenzeen met benzeen tot cumeen en vice

versa, dit evenwicht is weergegeven in afbeelding 2.6.

BENZENE PROPYl..ENE CUMENE BENZENE CUMENE

ot -tSOP~Of>Y LBENZENE

Afbeelding 2.5: ALk,;;Latiereactie. Afbeelding 2.6: Transal/...;.latie.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvoorontwerp No, 3068 ₅

2.4. Globale conversies.

De conversie van propeen

in

de alkylator

is

100 %, De selectiviteit richting cumeen,

bij

145°C en een benzeen over propeenverhouding van 6, is 60 %. In de transalkylator is de conversie van

• DIPB's 65 %. Deze gegevens zijn afkomstig uit Lit. 3 en 4.

•

•

•

•

.'

•

•

•

6 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysator.

3.

Processtructuur.

3.1. Keuze mordeniet-katalysator.

Zoals in de inleiding al is vermeld,

is

voor een proces gekozen dat gebruik maakt van de gemodificeerde mordeniet-katalysator. De mordeniet-katalysator heeft een' aantal voordelen ten opzichte van de conventionele katalysatoren zoals de SPA-katalysator (Solid Phosphoric Acid) en de aluminiumchloride-katalysator. Het SPA-proces geeft ieder jaar een grote hoeveelheid fosforzuur, waarmee niets meer gedaan kan worden. Verder is het proces moeilijker te regelen, omdat de SPA-katalysator een vochtgehalte moet hebben dat binnen zeer enge marges ligt. Een fabriek, die werkt met aluminium-chloride, heeft als grote nadeel dat de procesvloeistof zeer agressief is, daarom is het noodzakelijk om de fabriek te construeren uit dure materialen.

De katalysator heeft een lange levensduur en een hoge selectiviteit. De mordeniet-katalysator behoud namelijk zijn activiteit na meer dan 900 uren van gebruik (Lit. 4), waarna de katalysator eenvoudig geregenereerd kan worden met benzeen van 250°C. De vorming van coke op de katalysator is te verminderen door de reac~ie uit te voeren in de vloeistoffase. Er is dan ook gekozen om de reactie in de vloeistoffase te laten verlopen. Uit deze beslissing volgde direct de druk waarbij de reactor bedreven moet worden. Deze druk moet namelijk hoog genoeg zijn om te zorgen dat bij de reactietemperatuur het reactie-mengsel vloeibaar is.

3.2. Procescondities.

3.2.1. Condities in de alkylator.

In het artikel en het patent van Meima e.a. (Lit. 3 en 4) is een tabel gegeven met de resultaten van hun experimenten met de mordeniet-katalysator. In deze tabel is de conversie van benzeen en propeen naar cumeen en de drie verschillende di-isopropylbenzenen (DIPB's) gegeven bij verschillende temperaturen en verschillende benzeen/propeen-verhoudingen (BIP). Uit deze tabel blijkt dat een hoge benzeen/propeen-verhouding gunstig is voor de vorming van cumeen ten opzichte van de DIPB' s. Deze selectiviteit neemt ook toe bij een hogere temperatl:lur. Een nadeel van een hogere temperatuur is echter de vorming van propylbenzeen als bij produkt. Omdat n-propylbenzeen een kookpunt heeft dat nagenoeg gelijk is aan dat van cumeen, is het niet door destillatie te scheiden. De vorming van dit bijprodukt moet zoveel mogelijk voorkomen worden. Vanwege dit gegeven en het feit dat er toch een transalkylator in het proces aanwezig moet zijn om de gevormde DIPB 's om te zetten in cumeen, is besloten om de reactie bij een zo laag mogelijke temperatuur te laten verlopen. Op grond van de literatuurgegevens is gekozen voor

een temperatuur aan de ingang van de reactor van 135°C, terwijl de temperatuur niet verder op mag lopen dan 155

0c.

Uit deze temperaturen volgt dat de druk in de reactor minimaal 25 bar moet zijn om het reactiemengsel vloeibaar te houden. Naast deze temperatuur en druk is gekozen

voor een benzeen/propeen-verhouding van circa 6.

Om de temperatuur in de reactor binnen de gegeven grenzen te houden, moet de reactor gekoeld worden om de warmte die vrijkomt bij deze exotherme reactie (.6.H,

=

-98.3 kj/mol (Lit. 3)) af te

voeren. Om dit te kunnen doen is gekozen voor een multi-bed-reactor met koeling tussen de

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 ₇

• verschillende bedden. Bij de warmte-integratie is gebleken dat de reactorvoeding hiervoor

gebruikt kan worden. Om niet alle reactiewarmte in het eerste bed vrij te laten komen, is

gekozen om een deel van de propeenvoeding als koude voeding halverwege de reactor toe te voegen.

•

•

•

•

•

•

•

De experimenten die Meima e.a. (Lit. 3 en 4) beschrijven zijn uitgevoerd in een buisreactor en

bij een verblijf tijd van 1 uur. Omdat bij deze verblijf tijd de conversie van propeen volledig is, is de reactor ook ontworpen om te opereren met een verblijftijd van 1 uur. Om de drukval over de reactor te minimaliseren is gekozen om de reactor van boven naar onder te doorstromen.

3.2.2 Condities in de transalkylator.

Bij de keuze van de procescondities in de transalkylator spelen iets andere afwegingen een rol dan bij de reactor. Omdat de voeding van de transalkylator geen propeen enJof propaan meer bevat, zal de voeding bij een iets verhoogde druk al een vloeistof zijn en wordt de keuze van de

druk alleen nog maar bepaald door kinetiekgegevens. Uit simulaties van de transalkylator blijkt

een druk van 20 bar noodzakelijk te zijn voor een goede evenwichtsligging en een goede reactiesnelheid.

Omdat zich in de voeding geen propeen meer bevindt, zal er in de transalkylator geen n-propylbenzeen gevormd worden. De maximale temperatuur in de transalkylator wordt dus niet beperkt door de eis om de vorming van n-propylbenzeen te voorkomen. Daarom is gekozen voor

een temperatuur van 190

oe

om zeker te zijn van een hoge reactiesnelheid en een goede

evenwichtsligging. Omdat bij de transalkylator de warmte-effecten minimaal zijn, hoeft deze reactor niet gekoeld te worden. Evenals bij de reactor wordt de transalkylator van boven naar

beneden doorstroomd.

3.3. Keuze van het thermodynamisch model.

Er zijn twee verschillende thermodynamische modellen nodig om het cumeenproces te beschrij-ven; één voor het koelwater en de stoom en één voor de koolwaterstofstromen. Voor het water en stoom wordt er gebruik gemaakt van stoorntabellen, bij de berekeningen van "Aspen" zijn dit de "ASME" stoorntabellen. Voor de koolwaterstoffen is de Peng-Robinson toestandsvergelijking gebruikt (in "Aspen" geselecteerd), omdat deze zeer geschikt is voor een mengsel dat bestaat uit

niet-polaire koolwaterstoffen en geen water bevat (Lit. 16). Deze toestandsvergelijking IS

bruikbaar bij de drukken en temperaturen die gebruikt zijn in het proces.

3.4. Stoffen en componenten.

Omdat in de voedingsspecificaties bijprodukten samengevat worden onder noemers, zoals

aromaten, niet aromaten en dergelijke, moeten voor deze stoffen modelstoffen gekozen worden.

Voor de niet-aromaten uit de bezeenvoeding zijn de modelstoffen n-hexaan en cyclohexaan gekozen en voor de zware aromaten naftaleen en anthraceen. Voor de Ct-koolwaterstoffen in de

• propeenvoeding is n-hexaan als modelstof gekozen. Voor de in de reactor gevormde zware

•

8 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysator.

aromatische verbindingen zijn 1,2,4-tri-isopropylbenzeen, 1,2,4,5-tetra-isopropylbenzeen en •

isopropylnaftaleen als modelstoffen gekozen.

De fysische en chemische eigenschappen van de componenten, die nodig zijn voor het simuleren

van de fabriek, zijn afkomstig uit de databanken, waaruit "Aspen" zijn informatie haalt. Gebruikt

zijn de Aspen Plus Pure Component Data Bank en DIPPR Pure Component Data Bank, die zo'n

1500 componenten bevatten. Deze laatste databank is ontwikkeld door het Design Institute for

Physical Data. Voor de componenten die niet in deze databanken voorkomen

(l,2,4-tri-isopropyl-benzeen, 1,2,4,5-tetra-isopropylbenzeen en isopropylnaftaleen) zijn binnen "Aspen" schatting

voor de fysische en chemische eigenschappen gemaakt. Voor het maken van deze schattingen zijn de structuren van de stoffen ingevoerd, hiervoor wordt per molekuul aangegeven welke atomen, met welke binding, met elkaar verbonden zijn. Deze structuur kan aangevuld worden met fysische gegevens uit de literatuur. In dit geval is alleen het kookpunt van 1

,2,4,5-tetra-isopropylbenzeen uit het Handbook (Lit. 17) opgegeven. De belangrijkste fysische en chemische

eigenschappen van de componenten uit het proces zijn weergegeven in Appendix 22.

3.5. Beschrijving van het cumeenproces.

Het flowsheet van cumeenproces is gegeven in Appendix 1.

De propeenvoedingsstroom wordt gesplitst in twee stromen, een deel wordt onder het tweede bed in de reactor geleid en de rest wordt, nadat de benzeenrecycle erbij is gekomen, gebruikt om de

reactor af te koelen. Nadat de voeding daardoor is opgewarmd, wordt deze in de top van de

reactor gevoerd, waar de alkylering van benzeen met propeen tot cumeen plaatsvindt. De

conversie van propeen is 99 % met een selectiviteit naar cumeen van 61 %.

De produktstroom, die uit de bodem van de reactor komt, wordt met stoom verwarmd en door

de klep ("tbrottie") geleid waarna de stroom in het preflashvat terecht komt. Dit f1ashvat dient

ervoor om de benzeenkolom minder te belasten. Hier worden twee stromen afgetapt. Eén stroom

wordt richting de transalkylator geleid en bevat voornamelijk cumeen, benzeen en aromaten. De

andere stroom bevat voornamelijk benzeen en propaan en wordt, na afkoelen en toevoegen van

de benzeen voedingsstroom, door de klep voor het propaanflashvat geleid. In dit vat wordt

zoveel mogelijk propaan van de benzeen gescheiden, waarna de benzeenstroom aan de benzeen-recycle wordt toegevoegd en de propaanstroom wordt afgevoerd.

De stroom die richting de transalkylator wordt gevoerd wordt eerst verwarmd door de

cumeen-produktstroom, de cumeenkolom-condensorstroom en een warmtewisselaar met stoom en op druk

gebracht met een pomp. In de transalkylator vindt de transalkylatie van DIPB's met benzeen tot

cumeen plaats met een conversie van 52 % voor de DIPB 's.

De produktstroom, die uit de transalkylator komt, wordt no.ar de benzeenkolom geleid waarin het

benzeen wordt gescheiden van het cumeen en de zware aromaten. De kolom is zodanig

ontworpen dat er geen benzeen over de bodem van de kolom gaat. De stroom, die uit de top van

de kolom komt, wordt na totale condensatie naar de benzeenrecycle geleid. De bodemstroom

wordt naar de cumeenkolom gevoerd waarin de cumeen die over de top komt zo zuiver mogelijk

moet zijn. De zuiverheid van het cumeen is 99,96 %. Deze topstroom wordt afgekoeld met

behulp van de stroom die naar de transalkytor gaat en een warmtewisselaar met koelwater. De

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvoorontwerp No. 3068 ₉

• bodemstroom die grotendeels uit zware aromaten bestaat wordt ook afgekoeld met een warmte-wisselaar met koelwater.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

10 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysator.

4.

Apparatuur.

4.1.

Reactoren.

4.1.1. Kinetiek van

de

reacties.

Om binnen het simulatie programma "Aspen" een plugflow-reactor te kunnen simuleren is het

nodig om voor iedere reactie de kinetiekvergelijking te kennen. "Aspen" hanteert een

kinetiek-vergelijking van het volgende formaat:

waarin: k_i reactiesnelheidsconstante [mJ/(kmol s)]; k_i.O preexponentiële factor [mJ/(kmol 5)];

Ei activeringsenergie [J/kmol]; R gasconstante [J/(kmol K)]: T temperatuur [K].

(4.1)

Omdat de gebruikte mordeniet-katalysator nog zo meuw IS, IS er lil de literatuur nog geen

informatie te vinden over de kinetiekgegevens van deze katalysator. Daarom is voor de eerste schatting van de kinetiekgegevens gebruik gemaakt van de kinetiekgegevens van de alkylering

van benzeen met propeen over Zeoliet Y (Lit. 7). In dit artikel worden de kinetische gegevens

voor de vier onderstaande hoofdreacties van het cumeenproces gegeven.

[1] Benzeen

+

Propeen

--->

CL/meen

[2J Cumeen + Propeen ---> Di-isopropylbenzeen [3J Di-isopropylbenzeen + Benzeen ---> 2 Cumeen

[4

J

2 Cl/meen ---> Di-isopropylbenzeen

+

Benzeen

Van elk van _{deze vier reacties worden de ki}._O en de Ei gegeven. Deze waarden moesten eerst nog

aangepast worden aan de resultaten van Meima e.a. (Lit. 3 en 4). Hiervoor zijn de resultaten van

de experimenten met de mordeniet-katalysator in een grafiek omgezet. In deze grafiek (zie

Appendix 13, Afbeelding A 13.1) is de fractie van de propeen die omgezet wordt in cumeen

uitgezet tegen de temperatuur. Vervolgens is met "Aspen" een reactor gesimuleerd met exact de

zelfde voeding als Meima e.a. in hun experimenten gebruikt hebben, maar met de

kinetiekge-gevens die door Harper e.a. (Lit. 7) gegeven worden. Uit de simulaties is gebleken dat met deze

kinetiekgegevens de fractie propeen die omgezet wordt in cumeen te hoog is bij lage

temperatu-ren (zie Appendix 13, Afbeelding A13.2). Vervolgens zijn de waarden voor de ki.O's en de Ej's

zodanig aangepast dat de resultaten van de simulatie in overeenstemming zijn met de

experimen-tele gegevens van Meima e.a. (zie Appendix 13, Atbeelding A 13.2). Ter vergelijking zijn de

waarden voor de Kjo'S en de Ej's die door Harper e.a. gegeven zijn en de waarden die voor de

simulaties gebruikt zijn gegeven in tabel 4.1.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Vt!rslag behorend bij Fabrieksvoorontwerp No. 3068 11

I

'

T~b~i4.i:

'

Kiizètische

'·

constanien.

·

, " ..

,

I

.... , .

'. . ''.- V , ' , . ' ,".

;

-Gegevens van Harper e.a. Aangepast voor mordeniet

Reactie ~.o Ei k;.o Ei

[m3/ (kmol s)] [Jlkrnol] [m3j(kmol s)] [Jlkrnol]

1 362 0.519 E8 375 0.525 E8 2 1750 0.529 E8 1750 0.520 E8 .., 2530 0.659 E8 2475 0.660 E8 :J 4 3.88 ES 0.932 E8 3.88 ES 0.932 E8

Om de reactoren van de fabriek te kunnen simuleren is reactie [2] uitgesplitst in de vorming van para-di-isopropylbenzeen en meta-di-isopropylbenzeen. Verder zijn de evenwichtsreacties voor de • vorming van 1,2,4-tri-isopropylbenzeen en 1,2,4,5-tetra-isopropylbenzeen, als modelstoffen van de zware aromaten, toegevoegd. Ook zijn de reacties voor de vorming van n-propylbenzeen, ethylbenzeen en butylbenzeen, als bijprodukten, aan de lijst toegevoegd. Dit resulteerde in 20 reacties die in "Aspen" ingevoerd zijn om de reactor te kunnen simuleren. Deze lijst met reacties en bijbehorende kinetische constanten is gegeven in Appendix 14.

•

_{Zowel de alkylator als de transalkylator zijn binnen "Aspen" gesimuleerd met het model voor}

een plugflow-reactor. Dit model is gekozen omdat de stroming van vloeistof door een gepaktbed beschouwd kan worden als plugflow. Dit model veronderstelt dat er geen menging is in de axiale richting en een perfecte mening in de radiale richting. De reactiekinetiek wordt gespecificeerd • met het Power Law-kinetiekrnodel, zoals gegeven in vergelijking 4.1.

•

•

•

•

•

4.1.2. Simulatie en dimensionering van de alkylator.

Uit simulaties met een stoichiometrische reactor (met vaste conversies) is gebleken dat de volumestroom door de reactor circa 100 m)/h bedraagt. De simulaties van de alkylator zijn in eerste instantie uitgevoerd met een enkele reactor met een volume van circa 100 m3 (0=3.3 m en H= 1l.5 m). B ij de eerste simulaties werd het model voor een isotherme reactor gebruikt, de gebruikte temperatuur was 145

oe.

Hierna is de simulatie voortgezet met een adiabatische reactor en een voedingstemperatuur van 135

o

e.

Deze simulatie leverde het temperatuur profiel in de reactor op. Op het punt waar de temperatuur boven de 150

o

e

komt is de reactor gesplitst en is er een koeler ingebouwd, die het reactiemedium koelt tot 140

oe.

Deze methode is herhaald totdat binnen het gestelde temperatuursinterval de conversie zo' n 99 90 bedraagt. Dit resulteerde in een reactor met 5 bedden, met koeling tussen de bedden 1 & 2, 3 & 4 en 4 & 5 en een koude propeenvoeding tussen de bedden 2 & 3. In elk van de bedden stijgt de tempera-tuur tot zo' n 150 °C, alleen in het laatste en tevens het langste bed stijgt de temperatuur tot circa

170

o

e.

Dat de temperatuur in het laatste bed verder stijgt is geen bezwaar, omdat de fractie propeen in de bed zo laag is dat de vorming van n-propylbenzeen minimaal is. Een hogere temperatuur is juist gunstig voor de omzetting van de DIPB's in cumeen. Een samenvatting van de resultaten van de simulatie van de alkylator is gegeven in Appendix 15.

•

12 Cumeenproduktie mer behulp van een mordenier-katalysaror.

Omdat bij de simulaties gerekend is met een lege reactor moest bij het dimensioneren de vulling •

van de reactor nog in rekening worden gebracht. Voor de katalysator wordt een porositeit van

0.80 (Lit. 20) genomen. Hieruit volgt dat het volume van de reactor dus een factor

1.25

groter moet zijn dan het volume dat bij simulaties gebruikt is. Deze volume vergroting is bereikt door bij de bovenste vier bedden de hoogte een factor

1.25

groter te maken, terwijl bij het onderste

bed voor een grotere diameter gekozen is om de constructie van de reactor robuuster te maken. •

De uiteindelijke dimensies van de alkylator zijn te vinden in Appendix 4 (Apparatenlijst voor

reactoren, kolommen en vaten) en Appendix 9 (Specificatieformulier voor de alkylator). Een

maat-schets van de alkylator is gegeven in Appendix

16.

4.1.3. Simulatie en dimensionering van de transalkylator.

De transalkylator is met dezelfde reacties gesimuleerd als de alkylator. Omdat de warrnte-effecten, die optreden, gering zijn, is bij deze reactor geen koeling nodig. Ook gelden voor de

druk en de temperatuur vrijwel geen grenzen. De simulaties om een gunstig druk en temperatuur

te vinden zijn uitgevoerd met een grote reactor met een lange verblijf tijd. Het optimum voor de

druk en de temperatuur werd gevonden bij een temperatuur van 190

oe

en een druk van 20 bar.

Vervolgens werd de reactor ingekort tot op de lengte waar het evenwicht bij bereikt was. Dit resulteerde in een reactor met een volume van

56c5

m3 (D

=

3.0 m en H

=

8.0) en een verblijf-tijd van 3914 s. De resultaten van de simulatie van de transalkylator zijn gegeven in Appendix

17.

Bij de dimensionering van de transalkylator is het volume, evenals bij de alkylator, met een factor 1.25 vergroot. Hierbij is ervoor gekozen om deze vergroting in de diameter van de reactor

te verrekenen, dit resulteert in een transalkylator waarvan de gegevens weergegeven ZIJn In

Appendix 4 (Apparatenlijst voor reactoren, kolommen en vaten).

4.2. De destillatiekolommen.

Beide destillatiekolommen zijn met behulp van het computerprogramma "Aspen" gesimuleerd en

geoprimaliseerd. De kolommen zijn via de ontwerpprocedure uit Lit. 12 gedimensioneerd (zie

Appendix 20). De meeste van de gebruikte gegevens zijn afkomstig uit "Aspen". Van beide

kolommen zijn de rectificatiesecties en de stripsecties gedimensioneerd. Aangezien dat de

vloeistofviscositeit niet berekend kan worden, wordt aangenomen dat de gemiddelde

kolomef-ficiëntie 75 % is. Om geen schuim in de kolommen en geen te grote kolommen te krijgen wordt

een keuze gemaakt voor een schotelafstand van 45 cm.

4.2.1. Benzeenkolom.

De eerste kolom CT 13), waarin de benzeen van de rest wordt gescheiden. heeft 26 theoretische trappen. De diameter aan de top is IA m terwijl de bodemdiarneter maar 87 cm is. De hoogte

van de kolom is 22.3 m, en het aantal reële trappen is 37. De bijbehorende benzeen

"horizontal-topaccumulator" CV 16) heeft een druk van 1.5 bar en een temperatuur van S3.2

o

e.

Zijn inhoud

•

•

•

•

•

•

•

is 2 m). Het specificatieformulier voor deze kolom is gegeven in Appendix 7. •

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 13

4.2.2. Cumeenkolom.

De tweede kolom (TI7), waarin het hoofdprodukt, cumeen, van de zware aromaten gescheiden wordt, heeft 40 theoretische trappen. De topdiameter is 1.71 m terwijl de bodemdiameter 1.52 m is. De hoogte van deze kolom is 31.3 m, en het aantal reële trappen is 57. De bijbehorende

"horizontal cumeen-topaccumulator" (V20) heeft een druk van 1 bar en een temperatuur van 152.7

oe.

Zijn inhoud is 10 m3. Het specificatieforrnulier voor deze kolom is gegeven in

Appendix 8.

4.3.

Warmtewisselaars.

De gegevens voor de warmtewisselaars zijn afkomstig uit de simulatie met "Aspen". De dimensionering is uitgerekend volgens de methode, die is gegeven in Lit. 13. De gegevens van

de warmtewisselaars zijn gegeven in Appendix 5 (apparatenlijst voor warmtewisselaars en

fornuizen).

4.3.1. De condensors.

Het doel van de condensors is het condenseren van het destillaat. De koeling wordt uitgevoerd

met zeewater dat opgewarmd wordt van 20

oe

naar 40

oe

en de druk aan de mantelzijde is

gelijk aan de druk in de kolom. Door het gebruik van zeewater als koelmiddel is het gebruikte materiaal van de pijpen van beide condensors cupro-nickel.

De condensor (HI4), behorend tot de eerste kolom, is van het type "floating head". Het condenseren vindt plaats bij een druk van 1.5 bar en een temperatuur van 83.2

oe.

De bijbeho-rende capaciteit is 3220 kW, en het warmteuitwisselend oppervlak is 125 m2.

De cumeen-totaalcondensor (H 19) is ook van het type "floating head". De condensatie vindt plaats bij een druk van 1 bar en een temperatuur van 152.7

oe.

De bijbehorende capaciteit is

2633 kW, en het warmte uitwisselend oppervlak is 43.9 m~. 4.3.2. De reboilers.

De recirculatie van het bodemprodukt van de destillaties wordt met zeer hoge temperaturen

uitgevoerd. Voor het verwarmen van de mengsels wordt stoom, met een druk van 40 bar en een

• verzadigingstemperatuur van 250

oe,

gebruikt. Hierdoor moet het gebruikt materiaal van pijpen

van beide reboilers "RVS" zijn. Beide reboilers zijn van het type "kettie reboiler".

•

•

•

De capaciteit van de benzeenreboiler (HlS) bedraagt 1697 kW, en zijn warmte-uitwisselende

oppervlak 15.8 m~.

De capaciteit van de cumeenreboiler (H 18) bedraagt 3028 kW, en zijn warmte-uitwisselende oppervlak 35.5 m~. De dimensionering van deze reboilers is gegeven in appendix 11.

14 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysator.

4.3.3. Koelers en verwarmers.

De warmtewisselaars zijn nodig voor het verwarmen van de ingangsstromen en het afkoelen van de uitgaande stromen vooral voor het afkoelen van de hoofdprodukt.

•

•

De voedingsverwarmer (H3), de transalkylatorvoorverwarmer (H8) en de preflashverwarmer (HS) •

zijn van het type "floating head", en gebruiken stoom als verwarrningsmiddel. Hierdoor is het gebruikte materiaal van de pijpen "RVS". De capaciteit is voor H3, H5 en H8 respectivelijk 893, 396 en 969 kW, terwijl de warmte-uitwisselende oppervlakten respectivelijk 5.6, 3.8 en 8.6 m2 zIJn.

De gebruikte warmtewisselaars voor het koelen van de uitgangsstromen zijn van het type "floating head". Het zeewater wordt gebruikt als koelmiddel, hierdoor wordt cupro-nickel gebruikte als materiaal voor de pijpen. De capaciteit van de propaanflashkoeler (H4), de cumeennakoeler (H21) en de aromatenkoeler (H22) is respectivelijk 3322, 507 en 174 kW,

•

terwijl de warmte-uitwisselende oppervlakten respectievelijk 136.8, 41.9 en 6.8 m2 zijn. De •

dimensionering van de cumeennakoeler is gegeven in Appendix 12.

Voor het voor.,;erwarmen van de transalkylatorvoeding wordt op twee plaatsen de produktstroom

gebruikt. Omdat aan beide zijden van de warmtewisselaar een mengsel van koolwaterstoffen

stroomt, is gekozen voor een "fixed-tube plate" warmtewisselaar. De uitgewisselde warmte is •

voor de cumeencondensor (H9) en de cumeenkoeler (HlO) respectivelijk 508 en 259 kW, terwijl de warmte-uitwisselende oppervlakten respectivelijk 10 1 en 259 m2 _{zijn. De dimensionering van}

de cumeenkoeler is gegeven in Appendix 10.

4.4. Preflash en

propaanflash.

De flashes zijn met "Aspen" uitgerekend, met de "flash2-unit", waarbij als parameters opgegeven werden de dampfractie en de druk in het vat. Uit de resultaten van de berekening kan dan de warmtewisselaar, die voor de klep (of "throttle") wordt geplaatst, worden gedimensioneerd. 4.4.1 Preflash.

Het doel van de preflash is het scheiden van zoveel mogelijk benzeen van de rest van de produkten van de alkylator. Hierbij gaat automatisch ook alle propaan mee met de dampfase.

Om de deze scheiding te bewerkstelligen wordt de dampfractie ingesteld op 50 % en de druk op 2.0 bar. De berekening met "Aspen" levert dan op wat de uitlaattemperatuur van het t1ashvat moeten zijn. Daarnaast geeft de berekening ook een "heat-duty" van 396 kW. Dit is de warmte die moet worden toegevoerd aan de voedingsstroom voor de "throttIe". Hiervoor is warmtewisse-laar H5 ingebouwd. De specificaties van de pref1ash staan in Appendix 4.

4.4.2 Propaanflash.

Uit de pref1ash komt een mengsel van voornamelijk benzeen en propaan. Om zo veel mogelijk propaan uit dit mengsel te laten komen is de propaanflash ingebouwd. De instellingen van de

•

•

•

•

t1ash die het gewenste resultaat hebben zijn een kleine dampfractie, 10 %, en een relatief lage •

druk, 1.5 bar. Hierdoor bestaat het grootste deel van de damp. die uit het t1ashvat komt, uit

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 ₁₅

• propaan. De warmte die wordt berekend voor deze flash, 3352 kW, moet worden afgevoerd en hiervoor is koeler H4 ingebouwd. De specificaties van de flash staan gegeven in Appendix 4.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

4.5. Pompen.

De twee pompen, in het proces, hebben beiden als doel het voldoende verhogen van de druk,

voordat de betreffende stroom de alkylaror of de transalkylator binnen gaat. De pompen worden

met "Aspen" uitgerekend met als ~arameter de druk aan de persleiding en als type de

"pump-unit" . Deze druk is voor pomp PI gelijk aan 20 bar en voor pomp P 11 gelijk aan 25 bar. Voor

deze drukken worden dan de pomp-efficiëntie en het vermogen uitgerekend. Met deze gegevens zijn de specificaties vastgesteld, welke zijn weergegeven

in

appendix 6. Voor

beide

pompen

is

het type centrifugaalpomp gekozen, aangezien de pompen aan de eisen voor dit type voldoen

16 Cumeenproduktie met behulp van een rnordeniet-katalysator.

5.

Massa en warmte balans.

De massa- en warmte balansen en de stroomlcomponentenstaten zijn gegeven in appendices 2 en 3. De gegevens voor de massa- en warmtebalansen zijn afkomstig uit de simulatie met het programma "Aspenplus"I, versie HP-PA release 8.5-4. Dit programma geeft in de

"stream-section" alle stromen weer. Deze stromen zijn omgerekend naar het blokjesschema en de eerder

genoemde staten.

•

Voor het berekenen van de grootte van de stoom- en koelwaterstromen is de enthalpieveran-dering van een stroom van 1 kg/s stoom of koelwater uitgerekend met "Aspen" (met het thermomodel voor water, ). Het koelwater wordt verwarmd van 20 naar 40°C en stoom wordt

afgekoeld van 410 tot 250°C en volledig gecondenseerd. Hiermee zijn alle gegevens bekend om de warmtewisselaars, condensors en reboilers uit te rekenen en te dimensioneren.

1 "Aspenplus" is een programma van Aspen Technology Inc., Cambridge, Massachuseus.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 . 17

6.

Regeling

van het

Cumeenproces.

De procesregeling voor het cumeenproces is ontworpen volgens de methode, die beschreven wordt in Lit. 6. De methode verdeelt het proces in een aantal secties. Per sectie wordt vervolgens de best passende regeling gekozen. Als voor iedere sectie de juiste regellus gekozen is, wordt de fabriek weer opgebouwd uit de verschillende secties. In de samengestelde fabriek worden de regellussen, die strijdig zijn met anderen of die overbodig zijn, verwijderd. In de laatste stap wordt de fabriek, die nu volledig geregeld is, nog eens kritisch bekeken en de laatste inconse-quenties opgeheven.

Het cumeenproces is volgens de methode verdeeld in vijf secties (reactor-, flash-, transalkylator-, recycle- en produktsectie). Per sectie werd de best passende regellus gekozen, zoals die onder andere gegeven wordt in Lit. 6. Na het verwijderen van dubbele en strijdige regelussen blijft een regelschema over zoals dat weergegeven is in de flowsheet van Appendix 1.

De doorzet door de fabriek wordt gecontroleerd door twee flow-controlers in de benzeen- en de propeenvoedingsleidingen. Om de temperatuur van de reactorvoeding goed te kunnen sturen wordt deze voeding verwarmd met een stoomverfiitter (H3). De klep in de stoornleiding wordt gestuurd door een temperatuurcontroler in de reactorvoeding. De ingangdruk van de reactor wordt geregeld met pomp Pl. Een directe sturing van de pomp vanaf de voedingsleiding heeft als voordeel, dat er geen rekening gehouden hoeft te worden met de drukval over de koelspiralen in de reactor. Om te voorkomen dat door een storing de temperatuur van de reactor te ver oploopt, is in de reactor uitgang een alarmerende temperatuursensor aangebracht.

Het evenwicht in de flash vaten wordt bepaald door de temperatuur van de ingaande stromen en de heersende druk in het vat. De temperatuur van de ingaande stromen wordt voor flashvat V6 geregeld met de hoeveelheid koelwater en bij flashvat V7 met de hoeveelheid stoom. De druk wordt in beide gevallen geregeld met een klep in de leiding, waardoor de damp het flashvat verlaat. Om het vloeistofniveau te handhaven zijn er "levelcontrolers" aangebracht, die de kleppen in de vloeistofleidingen aansturen.

De transalkylator wordt op eenzelfde manier geregeld als de reactor. Alleen wordt bij de transalkylator de temperatuur regeling en de temperatuur begrenzing samengevoegd in één regellus, waarmee de stoomverhitter gestuurd wordt door een temperatuurcontroler op de uitgaande leiding. Deze constructie is mogelijk omdat de warmte effecten in de transalkylator zeer gering zijn.

De kwaliteit van de scheiding, die door de destillatie torens bereikt wordt, wordt door twee regellussen bewaakt. De samenstelling van de bodemstroom wordt bewaakt door een

tempera-• tuurcontroler, op de onderste schotel van de kolom. die de reboiler aanstuurt. De zuiverheid van de topstroom wordt geregeld met de grootte van de refluxstroom. De refluxstroom wordt aangestuurd door een componentcontroler in de topstroom. "Levelcontrolers" moeten het droogvallen of vollopen van de kolommen en de topaccumulators voorkomen.

•

18 Cumeenproduktie met behulp van een morderuet-katalysator.

7.

Procesveiligheid.

Voor informatie over de gevarenaspecten van de belangrijkste componenten uit het proces wordt verwezen naar Appendix 21. Vrijwel alle reactanten en produkten zijn brandbaar. Daarom moet alle apparatuur voor de ingebruikname goed gecontroleerd en zuurstofvrij gemaakt worden, om de vorming van explosieve mengsels te voorkomen. De gebouwen moeten voorzien zijn van een goede ventilatie. Sommige gassen zijn explosief met lucht, hiervoor moeten de elektrische apparaten explosieveilig zijn. Ook moeten in de fabriek detectoren geplaatst worden voor het waarschuwen bij lekken.

De propaanspui, uit de propaanflash, dient tevens om een eventuele ophoping van lichte componenten te voorkomen. Doordat het propaan een grote hoeveelheid benzeen bevat, kan deze stroom niet gebruikt worden voor het vullen van propaangashouders. Propaan kan wel verstookt worden in een fornuis om hoge druk stoom te produceren. Het andere bijprodukt is een mengsel van aromaten, dit wordt gebruikt als additief voor benzine om het octaangetal te verhogen.

Het zeewater, dat als koelmiddel wordt gebruikt, is corrosief, waardoor de koelers voorzien moeten worden van pijpen van hoogwaardig materiaal.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvoorontwerp No. 3068 ₁₉

7.1.

Globale storingsanalyse.

De storingsanalyse van het gehele cumeenproces, een HAZOP-analyse volgens Lit. 14 en Lit. 19,

is gegeven in tabel 7.1.

· ... ,i.c. ''':', , . . ,'" . . . . '\'.( , . 0 ' . ""::"

.:.

T~eI7.1.~Globale storingsa~alyse _..

van hetcumeenprocesmet gidswoorden

.

.

_,

". .

Gids Afwijking Mogelijke Gevolgen Maatregelen

woord oorzaken

Geen Geen door- (1) Geen benzeenin voer -Opbrengstdaling. -Zorgen voor een goede

commu-stroming (2) Geen propeeninvoer nicatie met bedieningsrnan

tus-senopslag,

-Het voorzien van laag-niveau-alann bij de reactoren.

-Regelmatig inspectie van de

verbindingsleidingen.

(3) Leidingsbreuk -Explosie -Goede ventillatie

Meer Meer door- (4) Niveauregelafsluiter -reactor raakt vol, -Het voorzien van

hoog-niveau-stroming veel open -opbrengst daling alann bij de reactoren,

-flash vol -Het voorzien van spuien in de

recycles.

Meer tempe- (5) Meer gereageerd -reactor explosie -Regelmatig inspectie van de

ratuur reactoren

-Breekplaten in de reactor.

Minder Minder door- (6) Lekkende flens of -Cumeen of ben- -Controleer leiding en tlens

stroming afsluiter zeen als damp. -Installeer drukmeters voor ni

veau-kans op explosie regelafsluiter

Andersdan Onderhoud (7) Mankement aan de -Leiding kan niet -Installeer laaggelegen aftappunt

uitrusting, lekkende volledig worden bij de reactoren voor het

vervan-tlens,enz. geleegd of ge- gen van de kat.

•

20 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysacor.

7.2. Storingsanalyse van de flasheenheid.

•

De BAZOP-analyse van de tlasheenheid volgens Lit. 14 en Lit. 19, is gegeven in tabel 7.2.

11 Tabel 7.2: Storingsarui}yse,-yande/lài6(!

ênh

fHd

met.gidswo~Tden.

'''.. ·C. ·';.iÇ~

•..

<

' . ' . ' . ' "

•

Gids Afwijking Mogelijke oorzaken Gevolgen Maatregelen

woord

Niet, Geen door- I) Geen voeding in V7 -Aucomatische afsluiting a) Zorg dat de reactor Geen stroming van beide vloeistofuit- continu bedreven wordt

gangen, stagnatie van het

•

proces b) Zorg voor een goede

2) Geen benzeenvoeding -Te hoge temperatuur in communicatie met de V6. te veel damp tussenopslag

c) Regelmatige contro-3) Te lage druk in V7 -Alleen vloeistoffase in Ie van de regelaars

V6 d) Alarm op de tempe-

•

Geen koel- 4) Storing in de voorzie- -Alleen dampfase in V6 ratuur controlers

water ning - als d Geen stoom -als 4 -Temperatuur in V7 te

laag. voeding van V6

-vermindert

Meer Meer door- 5) Te grote voeding naar -V7 raakt te vol. V6 e) Plaats een hoog

•

stroming V7 raakt te vol niveau alarm

6) Te grote benzeenvoe- -Temperatuur in V6 - als e ding daalt, teveel vloeistof in

V6, V6 raakt vol

Meer druk 7) Uitgangsafsluiters -Vaten blootgesteld aan f) Monteer breekplaten

gesloten hoge druk

•

Meer tem- 8) Te hoge temperatuur -Te hoge temperatuur in g) Temperaturenmeter peratuur in cussenopslag van de V6. teveel benzeen in de op de benzeenvoeding

benzeen propaan spui

9) Thermische uitzetting -Leidingbreuk of lekken- h) Installeer overlast van de vaten als gevolg de vaten voorzlenmgen

van brand of intensieve

•

zonnestralen

Minder Minder door- 10) Lekkende tlens of -Organische stoffen als i) Regelmatige controle stroming afsluiter damp in de lucht. kans van leidingen en

tlen-op explosie sen

•

Andersdan Onderhoud I I) Lekkende kleppen en -Vaten kunnen niet vol- j) Monteer laaggelegen leidingen en dergelijke ledig geleegd worden aftappunten

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvooromwerp No. 3068 21

•

8.

Economie.

• De gebruikte rekenmethodes zijn de methoden van Taylor en die van Lang, zoals die beschreven zijn in Lit. 8 en 11. Omdat de prijzen van de grondstoffen en produkten voor 1990 bekend zijn, is bij de kostenberekeningen uitgegaan van het bouwjaar 1990. De berekeningen zijn uitgevoerd met het rekenprogramma "Mercury".

•

•

8.1. Investeringskosten volgens Taylor.

De methode van Taylor voor de berekening van de investeringskosten Is IS gebaseerd op de

volgende formule:

(8.1 )

• Hierin is P gelijk aan de capaciteit in kilo ton per jaar en C[ de index voor 1990, welke gelijk is aan 790 (uit Lit. 19). De capaciteit voor cumeen is gelijk aan 102 kiloton per jaar. Voor de costliness-index f geldt de volgende formule:

•

•

•

•

•

•

N

f=

f(1

.

3)5

1 (8.2)

Hierin is Si de zogenaamde score volgens Taylor, die voor elk van de N verschillende blokken, waaruit het proces bestaat, bepaald moet worden. De blokken waaruit het proces is opgebouwd zijn: de propeen voeding, de benzeenvoeding, de propaanafvoer, de cumeenafvoer, de aromatenaf-voer, de flashrecycle, de benzeenrecycle, de alkylatiesectie, de transalkylatiesectie, de flash-eenheid, en de twee destillatietorens. De waarden voor de verschillende Si' s volgen uit de scoretabel, tabel 8.1. Wanneer deze Si'S bekend zijn volgt uit de vergelijkingen 8.1 en 8.2 dat de investeringskosten 12.35 miljoen gulden bedragen. De gehele berekening is weergegeven In

22 Cumeenproduktie mer behulp van een mordenier-karalysaroL

"

"

..

TahelKl:

Scoretabel voor de methode van Taylor.

Doorzet Materiaal Druk/ Totale score Partiële

Tempera- [SJ costliness tuur index Storage & Handling Propeen -1 0 1.2 0.2 1.05 Benzeen 0 0 0 0 1.00 Propaan -.) ., 0 0 -.) ., 0.46 Cumeen 0 0 0 0 1.00 Aromaten '1 0

_I

0 -3 0.46 -:J Flashrecycle 2 0 0 2 l.69 Benzeenrecy- 1 0 0 1 1.30 cle

-I

Processen

I

Alkylatie ., :J 0 1.2 4.2 3.01 Flash ., :J 0 0 ., :J 2.20 Transalky latie 2 0 1.2 ., :J._ 7 ?

_

. . ) -""'7 Benzeendestil- 2 0 0 2 1.69 1atie Cumeendestil- 0 0 0 0 1.00 latie

I

Costliness-index [f]

I

17.17

I

8.2.

Investeringskosten volgens Lang.

Om de investeringskosten IB volgens de methode van Lang te berekenen moet de \·olgende

vergelijking worden ingevuld:

(8.3)

De Index moet berekend zijn ten opzichte van 1979, omdat de apparaatkosten op dat jaar zijn gedateerd en is gelijk aan 154/120. De Majorequipmentcost is de som van de kosten per

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

apparaat. De kosten voor alle apparaten afzonderlijk kunnen berekend worden met behulp van de •

tabellen, zoals die gegeven zijn in (Lit. 8) en staan weergegeven in tabel 8.2. Deze som wordt

•

•

•

•

•

•

Verslag behorend bij Fabrieksvoorontwerp No. 3068 ₂₃

met 4 vermenigvuldigd om de kosten om te rekenen van Engelse ponden (uit 1979) naar

guldens. Invullen van de kosten uit tabel 8.3 in vergelijking 8.3 levert voor de investeringskosten

een waarde van 3.8 miljoen gulden op. De berekening staat gegeven in Appendix 19.

I

Apparaattype

I

Kosten in f Warmtewisselaars Reactoren Vaten Destillatiekolommen Kolomplaten

8.3. De totale produktiekosten.

5200,40000,4420,11050,20000, 18000, 2500, 1950, 40000, 120, 2600, 8500. 7000, 18200. 8000, 9000, 1000, 2600. 16000, 32000. 1820, 5700.

De berekening van de totale produktiekosten is gegeven In Appendix 18. Hierbij zIJn de

volgende aannames gemaakt:

- 8 % rente en een afschrijvingstermijn van 10 jaar,

- 1 functieplaats,

• - kostprijzen van grondstoffen en bijprodukten uit Lit. 10,

- kostprijzen van "utilities" uit Ut. 9,

•

- kosten katalysator zijn 20 kf/m3,

- de katalysator gaat twee jaar mee.

8.4. Return on investment en verkoopprijzen.

De Ral moet minstens 10 % zijn van het fixed-capital en het werkkapitaal, welke 86% zijn van

de totale investeringen 1. De totale investeringen worden berekend aan de hand van de

investe-• ringen in de proceseenheden, Is. Deze berekeningen leveren op voor de ROI's voor de methodes

van Taylor en Lang respectievelijk 1660 kf en 505 kj.

•

•

•

De minimum ontvangsten zijn gelijk aan de som van de totale produktiekosten en de ROL

24 Cumeenproduktie met behulp van een mordeniet-katalysawr.

8.5.

Internal

rate of return.

Voor de IRR is de cash-flow tabel weergegeven in tabel 8.3. Hierbij is uitgegaan van een teruggave in jaar 12 van de restwaarde (10 % van de I_F) en het werkkapitaal (6 % van de totale investeringskosten I). Door het gebruiken van figuur V-7 uit Lit. 11 met de cash flow inlout ratio

•

•

en de verdisconteerde cash flows (DCF) volgt hieruit voor de IRR voor beide methodes (Taylor • en Lang) een waarde van 11 %. De berekening is weergegeven in Appendix 18.

I

:,' . .

I

TabéI8.3:·

Cash-]7ow

·.

tabeL

:: .. \:::\:::.:( .,

I

jaar

I

cash flow (kj)

I

DCF 40% (kj)

I

Di 40%

I

0,1 -19301 -19301 1.000

2 t/m 11 32040 5444 0.169

12 5906 148 0.025

totaal -19301

+

37946 -19301

+

5592

in/out ratio 1.97

_-

0.29

8.6.

Evaluatie van de kostenberekeningen.

In Lit. 10 wordt de prijs voor cumeen gegeven, wanneer deze geproduceerd wordt door de cumeenfabriek gebaseerd op de fosforzuur-katalysator. Deze prijs is omgerekend 800 gulden. Het nieuwe proces kan dus niet concurreren in de huidige staat. Er zijn echter een aantal punten, die de produktprijs aanzienlijk kunnen verlagen. Waarschijnlijk is bij de berekening van het SPA-proces geen rekening gehouden met de kosten van de verwerking van het fosforzuur.

Wanneer een deel van de propaanstroom wordt gebruikt om stoom en electriciteit op te wekken, kan er economischer gewerkt worden. Een grove schatting van deze oprie, geeft een verkoopprijs

van 91O f/ton en 870 f/ton respectievelijk voor de methoden van Taylor en Lang. Daarnaast kan de grondstof benzeen waarschijnlijk goedkoper geleverd worden, omdat op de beoogde lokatie

ook een benzeenfabriek aanwezig is.

Ook moet opgemerkt worden dat dit proces goedkoper zal zijn, omdat er niet jaarlijks een grote hoeveelheid fosforzuur moet worden afgewerkt. In plaats daarvan moet tweejaarlijks de katalysator worden opgewerkt, wat aanzienlijk goedkoper zal zijn.

•

•

•

•

•

•

•

•

•