De productie van ethanol via directe hydratatie van etheen in de gasfase

,Irt,

·

FVO Nr.

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

De productie van ethanol via directe

hydratatie van etheen in de gasfase

Auteurs

N.E.J. van BelIeghem

F.N.C. Brinkmann

M.H. Claessen

I. Hoek

Keywords

Telefoon

(070)3941904

(015)2624961

(015)2142234

(015)2126932

Directe hydratatie, Ethanol, Etheen, Gasfase, Fosforzuur katalysator, droge ethanol.

Datum opdracht

Datum verslag

27/01/1997

15/04/1997

FVONr.

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

De productie van ethanol via directe

hydratatie van etheen in de gasfase

Auteurs

N.EJ. van Belleghem

F.N.C. Brinkmann

M.H. Claessen

I.

Hoek

Keywords

Telefoon

(070)3941904

(015)2624961

(015)2142234

(015)2126932

Directe hydratatie, Ethanol, Etheen, Gasfase, FosforzUur katalysator, droge ethanol.

Datum opdracht

Datum verslag

27/0111997

15/04/1997

FVONR: 3197 Samenvatting

SAMENVATTING

In dit fabrieksvoorontwerp wordt een continu proces ontworpen voor de omzetting van etheen naar ethanol via directe hydratatie in de gasfase met behulp van een fosforzuurkatalysator. Er wordt 110,952 ton ethanol per jaar geproduceerd. Deze productie is opgedeeld in 40,928 ton dr~thanol en 70,024 ton azeotropisch ethanol. Het droge ethanol he.eft een zuiverheid van

99

~9fo

·

geWOIo

en het azeotropisch ethanol heeft een zuiverheid van

94~gew

%. Per uur wordt 46Tkg vervuilingen gevormd waaronder di,ethylether en aceetaldehyde

Er wordt een adiabatisch gepakt bed reactor gebruikt voor de omzetting van etheen. Het volume van deze reactor bedraagt 58 m3• De reactor opereert bij een temperatuur van 240-260°C en bij

een druk van 69 bar. Met behulp van de fosforzuurkatalysator op een silicadrager van het type Degussa 350, wordt een conversie van etheen bereikt van 10 mol % in de reactor. Om lekkage van de katalysator te compensere~ 0 'f~~"dLv~o?r elke 400 kg geproduceerde ethano g fosforzuur toegevoegd. De ~{1 van etheen van het proces bedraa 97.6 ew De molverhouding van water: etheen in de voedingsstroom van de reactor bedraagt .

De niet omgezette etheen en water worden van het productmengsel gescheiden door middel van een gas-vloeistofscheider, gasabsorber en een horizontale flasher. In de gas-vloeistofscheider wordt het water van het etheen en het ethanol gescheiden bij een temperatuur van 184°C en een druk van 68.3 bar. Vervolgens wordt het ethanol uit de etheengasfase gewassen met behulp van water in de gasabsorber bij een top druk van 68.0 bar en een drukval over de gasabsorber van 6.8 bar. Tenslotte wordt in de horizontale flasher bij een druk van 30 bar het overgebleven etheen afgescheiden van de ethanolproductstroom. Zowel het water als het etheen worden gerecycled naar de reactor.

De ethanolproductstroom wordt gezuiverd en opgewerkt in drie destillatiekolommen. In de eerste kolom, de zuiveringskolom, worden de onzuiverheden afgescheiden van het ethanol-watermengsel bij een temperatuur van 47.2°C in de top en 124.3°C in de bodem en een druk van 4 bar. In de tweede kolom, de opwerkingskolom, wordt het ethanol-watermengsel bij een temperatuur van 78.2°C opgewerkt tot het azeotropisch punt bij 1 bar. Van deze stroom wordt

19 geWOIo verkocht. Het overige deel wordt opgewerkt in de derde kolom, de drogingskolom, tot droge ethanol. De drogingskolom opereert bij een temperatuur van 148.8°C in de top en 153.9°C in de bodem, de druk in deze kolom bedraagt 10 bar.

Na evaluatie van de kosten en de opbrengst van het proces, blijkt dat het proces bij de huidige marktsituatie met verlies draait. De totale produktiekosten voor het proces bedraagt 195 miljoen gulden per jaar en de opbrengst bedraagt daarentegen maar 93 miljoen gulden per jaar. De grootste kostenposten zijn de grondstoffen etheen, stoom en verdere investeringsgerelateerde kosten.

Uit het gebruik van de economische criteria volgt dat de return on investment gelijk moet zijn aan de minimale waarde van 1

°

% en de. pay-out time 18.8 jaar bedraagt. Uit de return on investment volgt dat de minimale verkoopprijs van droge ethanol 2027 gulden per ton moet bedragen. Uit deze economische analyse volgt dat het onverstandig is om dit proces als onafhankelijke opererende eenheid te laten functioneren.

FVONR: 3197 Inhoudsopgave INHOUDSOPGAVE 1. INLEIDING ... 1 2. UITGANGSPUNTEN ... 2 2.1 Het proces ... 2

~:~ ~:~t~t~:~~.:::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::: ~

.

2.4 Locatie ... 5

2.5 Lijst van stoffen ... 6

2.6 De reacties en kinetiek ... 7

2.7 De katalysator ... 8

3. PROCESSTRUCTUUR EN PROCESFLOWSHEET ... 9

3.1 Reactiesectie ... 9

3.1.1 Overzicht flowsheet. ... 9

3.1.2 Simulatie van de reactiesectie ... 9

3.1.3 De reactor (nr. Rl) ... 10

3.1.4 De gas vloeistofscheiding ... 10

3.1.5 De gasabsorber ... 11

3.2 De scheidingssectie ... 11

3.2.1 De zuivering van het ethanol / watermengsel ... 11

3.2.2 De opwerking van de ethanoVwaterstroom naar de azeotroop ... 12

3.2.3 Het drogen van de ethanoVwater-azeotroop ... 12

3.2.4 De routes van verschillende verontreinigingen ... 13

3.3 Thermodynamica ... 13

3.3.1 De thermodynamica van de reactiesectie ... 13

3.3.2 De thermodynamica van de zuiveringssectie ... 13

4. PROCESFLOWSHEET EN APPARA TUURBEREKENINGEN ... 15

4.1 Het reactorontwerp ... 15

4.2 Het ontwerp van de drogingskolom ... : ... 16

4.3 Warmteintegratie ... 17 4.3.1 Pinch technologie ... 17 4.3.2 Pijlendiagram ... 18 4.3.3 Cascadediagram ... 19 4.3.4 Enthalpie-temperatuurdiagram ... 20 4.3.5 Warmtewisselaarsnetwerk ... 21

4.3.6 Gebruik van utilities ... 23

4.4 Ontwerp van de warmtewisselaars ... 24

4.4.1 Het uitgebreid ontwerp van een condensor ... 24

4.5 Het ontwerp van de flashers ... 25

5. MASSA- EN WARMTEBALANS ... 27

5.1 De massabalans ... 27

5.2 De warmtebalans ... 27

6. OVERZICHT EN SPECIFICA TIE VAN DE APPARATUUR ... 28

7. PROCESREGELING ... 42 7.1 De apparaten ... 42 7.2 De regeling ... 42 7.2.1 De reactor ... 42 7.2.2 De gas-vloeistofscheider ... 42 7.2.3 De horizontale flasher ... 43 7.2.4 De gasabsorber ... 43 7.2.5 De destillatiekolommen ... 43 7.2.6 De pompen ... 43 7.2.7 De warmtewisselaars ... 43 7.2.8 De compressoren en expanders ... 43 7.2.9 De verdamper (nr. H5) ... 43

FVONR: 3197 Hoofdstuk 1: Inleiding

8.1 De HAZOP-analyse ... 45

8.2 Infonnatie over de stoffen ... ; ... 49

9. ECONOMIE ... 50 9.1 Inleiding ... 50 9.2 De produktiekosten ... 50 9.3 Opbrengst ... 51 9.4 Economische criteria ... 51 9.4.1 De return on investment ... 51 9.4.2 De pay-out-time ... 52

9.4.3 De investors rate ofreturn ... 52

10. CONCLUSIE ... 53 11. SYMBOLENLIJST ... : ... 54 12. LITERATUURLIJST ... 56 Bijlagen I A Procesflowschema B. Massa- en energiebalans C. Stroom en componenten balans

II A. Berekening van de warmtewisselaars

B. Berekening van de condensor C. Berekening van de compressoren D. Berekening van de flashers E. Berekening van de drogingskolom

III A. Etheen

B. Ethanol

C. Fosforzuur (75%) D. Loog (50%)

IV A. Berekening van de directe productiekosten

B. Berekening van de loonkosten C. Investeringskosten

D. Berekening van de opbrengst E. Economische criteria

FYONR: 3197 Hoofdstuk 1 : Inleiding

L..

INLEIDING

Ethanol is één van de meest veelzijdige chemicaliën door de unieke combinatie van eigenschappen. Het ethanol kan gebruikt worden als oplosmiddel, drank, antivries en als kalmerend middel. Tevens is het een belangrijke tussenproduct voor de chemische industrie voor andere organische chemicaliën. Verder wordt in de Verenigde Staten en Brazilië bio-ethanol hoofdzakelijk als brandstof gebruikt. In Europa bedroeg de vraag naar azeotropisch ethanol 1.2 miljoen ton in 1993, hiervan wordt één derde op synthetische wijze geproduceerd. De rest van het ethanol wordt door middel van een fermentatie proces geproduceerd.

In het kader van dit fabrieksvoorontwerp is het de bedoeling dat uit de grondstoffen water en etheen 110,000 ton ethanol wordt gefabriceerd op basis van de totale vraag naar ethanol. De vraag naar droge ethanol bedraagt minder dan de vraag naar azeotropisch ethanol omdat voor de meeste, reeds genoemde toepassingen, het water geen probleem is. De toepassing van droge ethanol moet bijvoorbeeld worden gezocht in processen waarbij de katalysator niet bestand is tegen water.

loa..h.,.

_

'"

-'

/

Door het feit dat de prijsmarge tussen etheen en ethanol gering is, zal er een snellere return of investment verkregen worden wanneer er voor een grote productie wordt gekozen. Aangezien de vraag naar zuiver ethanol geen 110,000 ton per jaar is zal de productie worden opgesplitst in 70,000 ton azeotropisch ethanol en 40,000 ton droge ethanol. Een bijkomend feit is dat een co-productie van azeotropisch- en droge ethanol economisch rendabeler is.

Aanvankelijk werd synthetische ethanol geproduceerd in de vloeistoffase met een zwavelzuur oplossing als katalysator. Vanaf het einde van de jaren twintig kwam er interesse in de chemische industrie voor een vaste katalysator. Dit resulteerde in de jaren veertig in een tweetal fabrieken in de Verenigde Staten (Shell) en in Engeland (B.P.) waarbij gebruik werd gemaakt van een vaste fosforzuur katalysator. De voordelen van een proces met een vaste fosforzuur katalysator ten opzichte van een zwavelzuur oplossing katalysator is dat het een goedkoper en milieuvriendelijker proces is.

In dit fabrieksvoorontwerp wordt verder ingegaan op de directe hydratatie van etheen in de gasfase met een fosforzuur katalysator op een silica-drager. De reactie vindt plaats bij een druk van 69 bar en een temperatuur van 240-260°C in een adiabatisch gepakt bed reactor.

FYONR: 3197 Hoofdstuk2: Uitgangspunten

2...

UITGANGSPUNTEN

V

2.1 Het proces /

/

De productie van ethanol uit etheen verloopt via directe hydratatie in de gasfase. De fabriek produceert jaarlijks 40.000 ton droge ethanol en 70.000 ton azeotropisch ethanol. Hierbij wordt uitgegaan van 8000 productie uren per jaar, rekening houdend met schoonmaken, opstarten van het proces en het regenereren van de katalysator. Dit komt neer op een productie van 5000 kglh droge ethanol en 8750 kglhr. azeotropisch ethanol. De economische levensduur van de fabriek, de tijd waarin de fabriek is afgeschreven, bedraagt 10 jaar. De fysische levensduur van de fabriek is 25 jaar.

De omzetting van het etheen geschie~n een adiabatisch gepakt bed reactor en bedraagt 10 mol

%. Wanneer het nog niet omgezette etheen gerecycled wordt, bedraagtde overall ~

97.6

e

}.,.\"

(feN

Jx.h0~

.

ETHEEN RECYCLE

ETHEEN

P

races

WATER

Figuur 2.1: Blokschema 1 van het ethanol proces.

DROOG ETHANOL

AZEOTR. ETHANOL

Het proces kan worden opgedeeld in een reactorsectie en een scheidi

ETHEEN WATER Reactor sectie H.o/ET-OH MENGSEL

Figuur 2.2: Blokschema 2 van het ethanol proces.

, - - - 1 DROOG ScheidingS sectie ETHANOL AZEOTR. ' - - - ' ETHANOL

De scheidingssectie zuivert het waterige ethanol mengsel naar een azeotropisch ethanol-water mengsel waarvan een deel verder verwerkt wordt naar droge ethanol.

FYONR: 3197 Hoofdstu!c2: Uit~angspunten

....

VERVUILINGEN

,...

~ ...

,

I

ETH~

_I

_I

~

I

RECYCLE ETHANOL RECYCLE

... ETHEEN H,oIET-OH

Reactor MENGSEL _{Zuiverings Drogings} DROOG

,...

....

ETHANOL ...

....

sectie ~ _{sectie sectie}

,...

""WATER AZEOTR.

I

ETHANOL

...

~

,...

WATER

Figuur 2.3: Blokschema 3 van het ethanol proces.

In de zuiveringssectie wordt een

onzuiver

~

waterig

~

ethanol mengsel door twee destillatiekolommen gezuiverd tot een azeotropisch water-ethanol mengsel. Van dit mengsel wordt een deel naar de drogingssectie gepompt en een deel wordt als mengsel verkocht. De drogingssectie bestaat uit een destillatiekolom op hogere druk om zo over de azeotroop te komen. De topstroom, een azeotropisch ethanol mengsel met een lagere samenstelling dan de voedingsstroom, wordt vervolgens weer gerecycled naar de zuiveringssectie. De bodemstroom bevat het ethanol.

De reactorsectie is eveneens op te delen in twee delen. Het eerste deel is de reactor en in het tweede deel wordt de etheen van de productstroom afgescheiden door een gas/vloeistof scheider gecombineerd met een gasabsorber.

.... ... ... VERVUILINGEN ...

I

...

I'

I

~

I

ETHEEN RECYCLE ETHANOL RECYCLE

.... ETHEEN

PRODUCT H;OIET-OH _MENGSEL

Zuiverings Drogings DROOG

...

Reactor STRQ.OM Etheen .... ETHANolto..

...

...

scheiding ... sectie sectie

...

... WATER

AZEOTR.

I

ETHAN~ ~

L

WATER

...

Figuur 2.4: Blokschema 4 van het ethanol proces.

FVQNR: 3197 2.2 Battery limit 1 ETHEEN 4 WATER 9 FOSFORZUUR 13 LOOG

ETHANOL

PROCES

Figuur

2.5:

Black-box schema van het ethanol proces.

Hoofdstuk2: Uitgangspunten

26 ETHEEN PURGE

53 DROOG ETHANOL 54 AZEOTROOP

De

gr

8~

van de stromen en de bijbehorende condities staan vermeld in tabel

2.1

voor de ingaanc1estromen en tabel 2.2 voor de uitgaande stromen.

Tabel

2

.

1:

de voedingsstromen van het ethanol proces stroomnr.

cp

(kglh) T (0C) P (bar)

1

45

18

70

4

45

16

7

9

8648

20

1

13

21637

20

1

Tabel

2

.

2

:

De uitgaande stromen van het ethanol proces.

stroomnr.

cp

(kg/h) T (0C) P (bar)

26

79

61.3

68

38

467

47.2

4

53

5116

26

1

;IS

Lh.

W

54

8753

.

40

1

55

15736

40

1.6

Het etheen wordt via een pijpleiding geleverd op 70 bar en een temperatuur van

~

Bij deze druk en temperatuur bevindt het etheen zich in de pijpleiding als een

fluïdium~~eer

het verse etheen mengt met het recycle etheen en de waterdamp verandert de temperatuur zodanig dat het gehele mengsel zich in de gasvorm bevindt en niet als fluïdium. Het etheen gaat rechtstreeks vanuit de pijpleiding de fabriek binnen. Op de locatie van de fabriek is er een voorraadvat aanwezig waar het etheen in wordt opgeslagen. Volgens de ARG (Aethylen Rohrleitungs Gezelschaft, de leverancier van het etheen) gebeurt de opslag op verlaagde

FVONR: 3197 Hoofdstuk2: Ujtgangspunten

Schommelingen in de temperatuur van het etheen worden geregeld door een regeling over de verwarmers van de etheen voeding. Het voorraadvat en de benodigde apparatuur om de inhoud van het voorraadvat in de fabriek te krijgen is niet in het ontwerp meegenomen.

Zoals reeds eerder vermeld kan de purgestroom, die uit de recycle komt worden opgewerkt in een olieraffinaderij of worden verbrand. De waterpurge kan worden geloosd omdat de concentratie vervuilingen beneden de milieunorm ligt en de temperatuur 40°C is.

k

lJ)uî

Ov

w

2.3 De utilities

1::0

~~

De utilities die tijdens de productie van ethanol gebruikt worden zijn te vinden in tabel 2.3. Tabel 2.3: De utilities.

Utility Gebruik

HP stoom verdampers (H2 en H5) en verwanner (H9)

koelwater koelers (H8, H14, H15, H16, Hl7 en H18) condensors (H3, Kl, K2, K3 en K4) LP stoom verdampers (H13 en H19) en verwanners (RBI, RB2 en RB3)

elektriciteit compressoren en pompen

\;

, /

P~C

'

.6

-2.4 Locatie

Voor de locatie van de ethanolfabriek is een plek in de buurt van een etheenfabriek of een goede aanvoer van het etheen van groot belang. Een etheenfabriek staat bijvoorbeeld in Moerdijk of in Antwerpen. Etheen kan worden geleverd via de etheenpijpleiding die is aangelegd door de Aethylen Rohrleitungs Gezelschaft. Enkele van deze locaties waar deze etheenpijpleiding langs komt zijn:

- Rotterdam (Shell Pernis,Exxon,AKZO) - Moerdijk (Shell moerdijk)

-Antwerpen (Exxon, Fina, BASF, Solvay,Bayer) - Keulen (Exxon, Wacker, Bayer)

Van deze plaatsen hebben Antwerpen en Moerdijk een voordeel door het feit dat er een haven

aanwezig is. .,,-

\1

~'\.. ~~

Verder is in de literatuur ~rmeld dat wanneer d~ purge stromen die uit de reactor en de onzuiverheden uit de eerste destillatiekolom komen (stroomnr. 26 en 38), niet worden gebruikt als brandstof voor in een fornuis, deze goed verwerkt zouden kunnen worden door een olieraffinaderij. Zowel bij Antwerpen als bij Moerdijk is een olieraffinaderij op de site aanwezig.

FYONR: 3197 Hoofdstuk2: Uitl:angspunten

2.5 Lijst van stoffen

De eigenschappen van de belangrijkste stoffen zijn te vinden in tabel 2.4. Tabel 2.4: Lijst van de belangrijke stoffen.

Stof CAS- Structuur M Tb (0C) _{Tm Pc} MAC- Prijs

.

---nr. fonnule (g/mol)

eC)

(g/cm3) waarde (fl.lton)

Pc

IC

bijrC (ppm) Ethanol 64-17- CH_3CH2OH 46.08 78.2 -114.1 0.7893 500 675-745 5 20°C Etheen 74-85- _CH2CH2 28.05 -103.7 -169.6 0.5678

•

500-1000 5 -104°C Ethyn 74-86- CHCH 26.04 -80.7

-

0.377

••••

2 84.7'" 25°C Water 7732- _H20 18 100 0 1000

11

18.5 Diethyl 60-29- (CH3CH020 74.12 34.6 -116.2 0.7138 400 ether 7 20°C 1200 I mg/rn3 I Aceet- 75-07- CH3CHO 44.05 20.1 -123.0 0.7834 100

I

aldehyde fosfor 0 7664- H₃P04 98

-

11 18°C 1.7 1 rng/rnJ 729

I

zuur (75 38-2 %) loog (50 1310- NaOH 40 120 8 1.3 2 mg/rnJ 500 %) 73-2 (100%) stikstof 7727- N2 28.0 -196 0.97

•••••

37-9

•

LC 50 = 95 pph & LCLo = 95 pph/ 5rnin.

••

triple point.

•• *

sublimatie punt.

••••

TCLo -20 pph & LCLo = 50 pph / 5 min .

•••••

niet vast gesteld

De samenstelling van de etheenvoeding is weergegeven in tabel 2.5. Tabel 2.5: De samenstelling van de etheenvoeding

etheen min 99.6 geWOIo

ethaan max 0.1 geWOIo

ethyn 500 ppm vol% propeen 10 ppm vol% stikstof 100 ppm vol% zuurstof 5 ppm vol% ammoniak 1 ppm vol% water 10 ppm vol% CO 2 ppm vol% CO2 5 ppm vol% waterstof 10 ppm vol%

FYQNR: 3197 Hoofdstuk2: Uitgangspunten

De hoeveelheden van de stoffen die onder stikstof staan kunnen als inerte gas worden gezien en zullen zich geheel in de etheenrecyclestroom bevinden. Omdat in de etheenrecyclestroom zich een purge bevindt, zullen deze niet ophopen. Het propeen zal met het ethanol mee gaan naar de zuiveringssectie waar ze via de onzuiverhedenstroom (stroomnr. 38) de fabriek zullen verlaten. Door deze aannamen kan tabel 2.5 worden vereenvoudigd tot een etheenstroom van 99.85 geW<>10 met 0.1 geW<>10 ethaan en 0.1 vol% ethyn, die in het verdere ontwerp wordt gebruikt.

ç

'

'0

2.6 De reacties en kinetiek

De belangrijkste reactie die plaats vindt in de reactor is de omzetting van etheen naar ethanol:

(verg. 2.1)

Voor deze reactie geldt; L\Hr = -44.17 kJ/mol. met

r

=

kl *(P e-P

lP

wKc) k l

=

0.57 hol

log (Kc)= (5200rr)-15

Pi . = partiële druk component i Verder worden de volgende bijproducten gevormd:

(verg. 2.2)

(verg. 2.3) Het ethyn waaruit het aceetaldehyde wordt gevormd bevindb ch in de etheen voedingsstroom. Tevens worden de volgende bijprodukten ook gevormd:

--krotonaldehyde, uit het gevormde aceetaldehyde: ;;, \

2CH₃CHO - CH₃CH(OH)CH₂CHO -(CH₃CHCHCHO)

+

HL

0

(verg. 2.4) -polymeren, variërend van C4 tot C8 \.

-hogere alcoh uit de polymeren, voornamelijk butanol:

~

C4Hg H20 - CH3CH2CHOHCH3 (verg. 2.5)

-ket en, uit de ere alcoholen, voornamelijk butanon:

I CH₃CH₂CHOHCH_{3 -} CH₃CH₂0CH₃

+

H₂ (verg 2.6)

,I

I Bovenstaande bijprodukten worden echter niet gesimuleerd, omdat de omzetting van aceetaldehyde naar krotonaldehyde en de vorming van polymeren verwaarloosbaar klein is. De

I polymeren zijn echter wel de oorzaak van de deactivatie van de katalysator doordat ze de poriën

verstoppen.

Het reactiemechanisme van de omzetting van etheen naar ethanol met fosforzuur als katalysator

, verloopt via het carbenium ion. De vorming van het carbenium ion is de snelheidsbepalende

FVQNR: 3197 Hoofdstuk2: Uitgangspunten

2.7 De katalysator

Als katalysator is gebruik gemaakt van fosforzuur op een silicadrager van het type Degussa 350. De gegevens van deze katalysator zijn weergegeven in tabel 2.6.

Tabel 2.6: Eigenschappen van de fosforzuur katalysator en de silicadrager. Eigenschap Waarde [dimensies]

stortgewicht 488 [gil]

porie volume 0.82 [ml/g] H₃P0₄ op drager 300 [gil]

gemiddelde poriediameter

77

[A]

pnJs 25 [hfl] peA-crush strength 10 [kg]

~/WV'

1:1v~

O

~

~

L~J

l-Er wordt vanuit gegaan dat de levensduur van de katalysatordrager twee jaar bedraa~ Na deze periode moet de katalysator worden geregenereerd. Dit valt echter buiten het ontwerp.

FVONR: 3197 Hoofdstuk3: Proces structuur en procesflowsheet

3....

PROCESSTRUCTUUR EN PROCESFLOWSHEET

De flowsheet kan in twee secties worden ingedeeld, namelijk de reactiesectie en de scheidingssectie. Het opstarten van de fabriek wordt niet in de simulatie meegenomen. De gehele flowsheet is terug te vinden in bijlage IA.

3.1 Reactiesectie

3.1.1 Overzicht flowsheet

De voeding van de reactiesectie bestaat uit een etheenstroom (stroomnr. 1) en een waterstroom (stroomnr. 4). De waterstroom en de waterrecycle worden verdampt om vervolgens gemengd te worden met het verwarmde etheen en etheenrecyclestroom (stroomnr. 6). Deze stroom (stroomnr. 8) vormt de voeding voor de reactor. De productstroom (stroomnr. 11) wordt afgekoeld in een partiële condensor waarna met behulp van een gas-vloeistof scheider de gasfase van de vloeistoffase wordt gescheiden. De vloeistoffase, die hoofdzakelijk water bevat, vormt de waterrecyclestroom (stroomnr. 17), een gedeelte hiervan wordt gespuid. De gasfase die rijk is aan etheen en ethanol wordt onderin de gasabsorber ingevoerd. Het ethanol wordt uit het etheen verwijderd door de gasstroom (stroomnr. 18) in tegenstroom te wassen met water. De gezuiverde etheenstroom (stroomnr. 20) wordt gerecycled. Een klein deel van de recyclestroom wordt gespuid om ophoping van inerte gassen, hoofdzakelijk stikstof, tegen. te gaan. De vloeistofstroom (stroomnr. 21), uit de gasabsorber, bestaat uit water, ethanol en een deel etheen. Om het etheen te verwijderen wordt de vloeistofstroom door middel van een warmtewisselaar gedeeltelijk in de gasfase gebracht. Vervolgens wordt de gasfase van de vloeistoffase gescheiden met behulp van een flasher. Deze etheengasstroom (stroomnr. 31) wordt op druk gebracht en samengevoegd met de gezuiverde etheenstroom uit de gasabsorber en gerecycled naar de reactor. De vloeistofstroom met het ethanol wordt naar de zuiveringssectie gebracht. Boven in de reactor wordt 75 % fosforzuur toegevoegd (stroomnr. 10) om de katalysator te verversen. Uit de literatuur blijkt dat er voor elke 400 kg gevormde ethanol, 1 kg fosforzuur moet worden toegevoegd. Doordat de katalysator uit de drager lekt (weeping) en vervolgens wordt meegevoerd door het reactiemengsel heeft de uitgaande stroom (stroomnr. 11) een verhoogde pH. Deze moet worden gecompenseerd, om corrosie tegen te gaan, door toevoeging van loog (stroomnr 14) (caustic soda) na de condensor. Hierdoor komen er een hoeveelheid zouten in de waterige fase. Wanneer de waterrecyclestroom door middel van een fornuis in de gasfase zou worden gebracht zou het fornuis door deze zouten dichtslibben. Het verwijderen van de zouten gebeurt daarom door gebruik te maken van een verdamper (nr. H5).

3.1.2 Simulatie van de reactiesectie

De reactiesectie is gesimuleerd met behulp van ASPEN. Dit in tegenstelling tot de zuiveringssectie die met behulp van ChemCad III is gesimuleerd. De reden dat er twee

FVONR: 3197 Hoofdstuk3: Processtructuur en procesflowsheet

gewerkt in het kritisch gebied. Met het programma ChemCad III was dit niet te simuleren, vermoedelijk komt dit door de nauwkeurigheid van de flashpuntberekeningen.

In de reactiesectie zijn alleen de reacties van etheen naar ethanol, van ethanol naar diethylether en van ethyn naar aceetaldehyde gesimuleerd, omdat verdere bijprodukten in te kleine hoeveelheden worden gevormd. De reactievergelijkingen zijn terug te vinden in hoofdstuk 2. De druk in de reactiesectie bedraagt rond de 69 bar. Doordat deze langzaam afloopt van de voeding in de richting van de tweede flasher is het gebruik van pompen overbodig. De druk in de tweede flasher (nr. V3) bedraagt 30 bar. De temperaturen in de reactiesectie variëren van 16 tot 284.8 °C.

De basis reden voor een zo min mogelijke drukval in de reactorsectie is het minimaliseren van het vermogen van de pompen en speciaal van de compressoren. Om ervoor te zorgen dat zoveel mogelijk etheen gerecycled wordt is het echter nodig om de druk in de tweede f1asher sterk te verlagen en de temperatuur voor de gasabsorber eveneens sterk te verlagen.

3.1.3 De reactor (nr. Rl)

In de reactor vindt de omzetting van etheen naar ethanol plaats. De evenwichtsconstante van de evenwichtsreactie wordt beïnvloed door o.a. de temperatuur, de druk en de water; étheen ratio. Naar aanleiding van de literatuur is gekozen voor de condities die in tabel 3.1 zijn vermeld.

<1

)Jr.

'

cJ

v ,

I ~ '1\-.\

Y

'h

CC Tabel 3.1: Reactorcondities. Parameter waarde temperatuur stroom in 240°C

temperatuur stoom uit 260°C

conversie van etheen 10 mol %

molaire ratio water:etheen 0.4

Er is voor een adiabatisch gepakt bed reactor gekozen:

• door de lage reactiewarmte van de etheenomzetting (~Hr = -44.17 kJ/mol) is er een geringe temperatuursstij ging.

• omdat er met een bolvormige drager voor de fosforzuur katalysator wordt gewerkt. • de conversie in de reactor is laag.

3.1.4 De gas vloeistofscheiding

(~,i<

'C

1

In de gas-vloeistofscheider (nr. V2) wordt een gasfase, die rijk is aan etheen en ethanol, van de) vloeistoffase verwijderd. De gasvormige produktstroom uit de reactor wordt gekoeld tot 156°C door middel van een condensor. Bij deze temperatuur en een druk van 69 bar is het etheen en het ethanol in de gasfase. Het water verlaat de gas-vloeistofscheider in de vloeistoffase. Er is gekozeI?- om voor de gasabsorber (nr. GAI) een gedeelte van het water afte scheiden in de gas-vloeistofscheider. De temperatuur waarbij de gas-vloeistofscheider werkt is zo gesimuleerd dat zoveel mogelijk etheen en ethanol de scheider met het gas verlaat. Een andere mogelijkheid was geweest otn zowel het ethanol als het water als vloeistof af te scheiden. Maar bij het simuleren

FVONR: 3197 Hoofdstuk3: Processtructuur en procesflowsheet

grote stroom etheen zo bij een lagere druk afgescheiden zou moeten worden en vervolgens weer op hogere druk gebracht moet worden. Dit terwijl bij afscheiding van enkel water, het water op hoge druk gerecycled wordt. Een nadeel is echter dat er nu ook een hoeveelheid ethanol terug de reactor in wordt gebracht. Dit heeft geen invloed op de conversie van etheen naar ethanol, omdat er van uit is gegaan dat er geen evenwicht wordt bereikt.

Bij de simulatie bleek dat in de waterstroom die de gasabsorber verlaat naast ethanol ook etheen aanwezig is. Om zo min mogelijk etheen te verliezen is ervoor gekozen om deze stroom te flashen. Voordat de vloeistofstroom uit de gasabsorber in de flasher (nr. V3) wordt gebracht, wordt deze eerst opgewarmd naar 100°C. Na het opwarmen wordt de vloeistofstroom geflasht bij een druk van 30 bar. De vloeistoffase bevat het product ethanol in de vorm van een verdunde waterige oplossing. De gasfase is voornamelijk etheen. Het ontwerpkriterium is om zo min mogelijk etheen in de zuiveringssectie te krijgen omdat deze stroom niet meer gerecycled kan worden. De maximale waarde voor de hoeveelheid etheen naar de zuiveringssectie bedraagt 3 geWOIo van de ingaande etheenstroom,

3.1.5 De gasabsorber

De functie van de gasabsorber is het ethanol uit de gas stroom (stroomnr. 18) te verwijderen. De gasstroom komt een paar schotels boven de onderkant de gasabsorber in. Dit komt doordat de gasstroom een kleine hoeveelheid vloeistof bevat. Het gas wordt gewassen door een waterstroom (stroomnr. 19) die aan de bovenkant de kolom in komt. Deze waterstroom is afkomstig van opwerkingskolom (nr. T2) uit de scheidingssectie. De grootte van de waterstroom is zodanig gekozen dat er maximaal 40 kglhr ethanol met het etheen meegaat. De vloeistoffase die de kolom aan de onderkant verlaat bestaat hoofdzakelijk uit water en ethanol met een kleine hoeveelheid etheen. De gasfase verlaat de kolom via de top en bevat hoofdzakelijk etheen. De druk in de top van de kolom bedraagt 68 bar, de drukval over de kolom is 6.8 bar. De druk is zo dicht mogelijk in de buurt van 69 bar gespecificeerd.

De temperatuur van de ingaande gasstroom is 55°C. De tempertauur is zo gekozen dat de stroom etheen die met het water meegaat geminimaliseerd wordt. De temperaturen van de uitgaande vloeistofstroom en gasstroom zijn respectievelijk 52.1 en 61.3°C.

/. 0

5

1/3

.

dL

À~~v...tlLo

3.2 De scheidingssectie

~--gssectie is gesimuleerd met behulp van Chemcad lil. Er is gekozen voor het

~

C thermomodel, omdat de ligging v.an de ethanol/water-azeotroop in dit model rond de

atmosfe . che druk het dichtst bij de werkelijke waarden kOm!.

_ ~ -:--1 • ,~rV\.

~

,. ~L

Y.

lNvOMÀ

~4

J..j

a4l1"'-'

~

I

3.2.1 De zuiverin van het e hanoI / watermengsel

~ .f~

-tO

6QA--

~

Het ontwerp is gebaseerd op een patent van BP Chemicais. Dit scheidingssysteem bestaat uit twee destillatiekolomrnen. In de eerste worden zowel hoger als lager kokende verontreinigingen verwijderd. Uit de tweede kolom wordt een zuivere ethanol/water-azeotroop als zijstroom

FVONR: 3197 Hoofdstuk3: ProcesstnIctuur en procesfiowsheet

verontreinigingen, di ethyl ether en aceetaldehyde, worden teruggevoerd naar de eerste kolom om zo een laag ethanolverlies te bewerkstelligen hierdoor gaan alle verontreinigingen over de top in de eerste kolom. De verontreinigingen worden soms in een reactor gehydrogeneerd om het verkregen aceetaldehyde om te zetten in ethanol. Doordat er gebruik wordt gemaakt van een voeding met weinig ethyn wordt er een kleine hoeveelheid aceetaldehyde gevormd en is deze hydrogenatie niet rendabel.

Dit systeem bleek te complex te zijn om in ChemCad III te modelleren omdat een simulatie van het aftappen van water en ethanol als zij stroom en een bijna zuivere waterstroom over de bodem, dan te gevoelig wordt voor veranderingen in de voedingsstroom. Daarom is er gekozen voor een vereenvoudigd scheidingssysteem. Het vereenvoudigde systeem bestaat uit een zuiveringskolom (nr. Tl) van 12 schotels, waarin aceetaldehyde en di ethyl ether als topstroom

*:-worden afgescheiden van het ethanol en water ~. e~m. In tegenstelling tot de \ gangbare ontwerpen is geen gebruik gemaakt van een extractieve destillatie in de eerste kolom, omdat daarvoor een extra waterrecycle nodig is die de scheiding niet verbetert. De kolom is ontworpen op een minimaal verlies aan ethanol naar de onzuiverheden stroom (stroomnr. 38). De terugwinning in de bodemstroom is gesteld op 9~ geWOIo voor ethanol bij een destillaattemperatuur van 4RoC, zodat de condensor (nr~) met koelwater gekoeld kan worden. De ontwerpdruk Mgt uit de temperatuur en samenstelling van de topstroom e bedraagt 4 bar.

UJ~o ...

q~

i"l

U-laM

IJ ~

33

3.2.2 De opwerking van de ethanol/waterstroom naar de azeotroop.

Het ethanol/water mengsel, uit de zuiveringskolom, wordt in een opwerkingskolom (nr. T2) geleid, waarin de ethanol geconcentreerd wordt tot de azeotroop bij een druk van 1 bar. De tweede kolom bevat 65 schotels en levert een bodemstroom van bijna zuiver water en een topstroom van ethanol, aceetaldehyde en di ethyl ether, die wordt teruggeleid naar de eerste kolom. De ethanol/water-azeotroop wordt als zij stroom op de 4e schotel onttrokken om in de top het restant van de laagkokende verontreinigingen te concentreren. Aangezien de topstroom (stroomnr. 42) naar de eerste kolom wordt teruggevoerd is een grote hoeveelheid ethanol in de topstroom aanvaardbaar. De tweede kolom is ontworpen op een druk van 1 bar. Het is gewenst om een zo laag mogelijke druk te kiezen om de recycle zo klein mogelijk te houden. Maar een lagere druk dan 1 bar betekent extra kosten voor een vacuÜInsysteem en een grotere gasstroom in de kolom en zal dus veel nadeliger zijn. Een deel (19 geWOIo) van de azeotroopstroom wordt afgekoeld, met koelwater, tot 40·C en als verkoopbaar produkt afgeleverd (stroomnr. 46). De rest wordt naar de drogingskolom gevoerd. Een deel van de bodemstroom, zuiver water (stroomnr. 44), wordt gerecycled naar de gasabsorber.

3.2.3 Het drogen van de ethanol/water-azeotroop.

De azeotroop is sterk drukafhankelijk rond atmosferische druk. De ethanol/water-azeotroop verschuift richting het water bij stijgende druk. Hierdoor is het mogelijk droge ethanol te produceren door eerst op lage druk te destilleren en vervolgens op hogere druk door te destilleren. Uit de drogingskolom (nr. T3) komt over de bodem zuiver ethanol (9tJ99 geWOIo) en over de top een stroom, die naar de tweede kolom gerecycled wordt, bestaande uit de ethanol/water-azeotroop bij hoge druk. De top stro om bestaat uit 9~ gew% ethanol

FVONR: 3197 Hoofdstuk3: Proces structuur en procesflowsheet

De drogingskolom wordt ontworpen op een druk van 10 bar. Het voordeel hiervan is tweeledig enerzijds wordt het volume van de gasstroom kleiner en dus de kolom ook, anderzijds ligt de ethanol/water-azeotroop bij een lagere ethanol concentratie waardoor de recycle tussen de derde en de tweede kolom kleiner wordt. Boven de 10 bar verandert de azeotroopligging echter niet noemenswaardig meer en het is dus niet zinvol om de kolom op hogere druk te laten werken.

3.2.4 De routes van verschillende verontreinigingen

In de reactorsectie geproduceerde hoogkokende verontreinigingen worden in de tweede kolom afgevoerd via de bodem. Laagkokende verontreinigingen worden effectief verwijderd in de eerste kolom. Eventueel gevormde butanol en isopropanol komen in de ethanolstroom terecht. De concentraties van butanolen enisopropanol kunnen verlaagd worden door kleine zij stromen te ontrekken aan de kolommen op plaatsen waar butanolen en isopropanol accumuleren.

3.3 Thermodynamica

Een selectie voor het gebruik van een thermodynamisch model is gemaakt aan de hand van het te ontwerpen proces, bestaande uit de stoffen beschreven in hoofdstuk 2 en bij de gegeven condities in hoofdstuk 5. Het proces bestaat uit twee verschillende secties, waar de drukken sterk verschillen. In de reactiesectie wordt gewerkt met drukken tussen 70 en 30 bar en in de zuiveringssectie met drukken tussen 1 en 30 bar.

3.3.1 De thermodynamica van de reactiesectie

Er bestaan verschillende thermomodellen die bij hoge druk gebruikt kunnen worden (zoals PSRK). In de literatuur wordt bij elk model gewaarschuwd dat de nauwkeurigheid afneemt bij het kritische punt. De etheenvoeding is bij een druk van 70 bar boven de kritische druk (SOA

bar). Door menging wordt deze stroom in het begin van de reactiesectie onder het kritisch punt gebracht. Deze overgang is moeilijk met thermodynamische modellen te simuleren. In de gehele reactiesectie bevindt men zich in de buurt van de kritische druk wat tot onnauwkeurigheden zal leiden in de flashberekeningen. Verder zijn ook geen gegevens in de literatuur te vinden die het tewaire systeem ethanol-water-etheen bij hoge drukken beschrijven.

Een uiteindelijke selectie van een geschikt thermodynamisch model is gemaakt aan de hand van het ethanol-waterevenwichtsdiagram bij een druk van 70 bar. Alle getoetste modellen vertoonden fouten in het kritische gebied, bij hoge molfracties ethanol. De modelvergelijking van PSRK voldeed het meest aan de verwachtingen.

Het PSRK-model is een uitbreiding van het Redlich-Kwong-Soave vergelijking. Naast de ascentrische faktor wordt gebruik gemaakt van drie polaire parameters. Het PSRK-model kan gebruikt worden voor zowel polaire als ook apolaire mensels.

3.3.2 De thermodynamica van de zuiveringssectie

AC-FvQNR: 3197 Hoofdstuk3: Processtnlctuur en procesflowsheet

verschillende chemische groepen. Hieruit wordt het gedrag van de verschillende componenten

in een mengsel geschat. In dit ontwerp zijn de gegevens uit de bibliotheek van ChemCad 111 gebruikt. Het UNIF AC-model is alleen bruikbaar bij lage druk.

Het PSRK-model is een toestandsvergelijking en is zeer geschikt voor hoge drukken. Bij lage drukken voldoet het model niet.

FVQNR: 3197 Hoofdstuk4: Procestlowsheet en apparatuurberekeningen

~ PROCESFLOWSHEET EN APPARATUURBEREKENINGEN

4.1 Het reactorontwerp

De reactie van etheen naar ethanol in de gasfase kan worden gekatalyseerd door verschillende zuren. Vroeger werd zwavelzuur gebruikt maar uit economische en milieutechnische overwegingen wordt nu fosforzuur (H3P04) gebruikt. Deze katalysator is op een drager van silica aangebracht. Nieuwe ontwikkelingen van katalysatoren op dit gebied concentreren zich vooral op hogere omzettingen bij gelijk blijvende space velocities en betere weerstand tegen deactivering.

Voor de reactie van etheen naar ethanol in de gasfase zijn onvoldoende gegevens bekend om een gedetailleerd ontwerp van de reactor te maken. Daarom is ervoor gekozen om uit de in patenten beschreven space velocities en stromen het reactorvolume te berekenen, door middel van opschaling. In het Europees patent EP 0578441 A2 wordt een fosforzuur katalysator venneld met als silica drager Degussa 350. In dit patent worden ook verschillende proeven op pilotplant schaal beschreven. De condities van de pilotplant en de katalysator zijn weergegeven in de onderstaande tabellen. Er is gekozen om deze katalysator te gebruiken.

Tabel 4.1: Standaard testconditie gebruikt in het ontwerp

Procesvariabelen condities ontwerp

3

(Vreactor=58 m )

reactordruk [bar] 68.95 69.00

ingaande reactortemperatuur [0C] 240 240

uitgaande reactortemperatuur [0C] 260 260

etheen space velocity [gil cat Ihr] 1442 1443

water: etheen mol ratio 0.5 0.52

H_{3P04lading op de silicadrager[g/l]} 300 300

In het ontwerp is aangenomen dat de temperatuur toename in de reactor 20

oe

is, deze keuze is gemaakt omdat opschaling van de pilotplant alleen mogelijk is als dezelfde condities (druk, temperatuur en verblijftijd) en geometrie voor de reactor worden genomen.

Het volume van de reactor is bepaaldaan de hand van de verblijftijd in de pilotplant. Uit de etheenstroom van 83716 kglhr en de gegeven space velocity volgt dat het volume van de reactor

58 m 3 moet zijn.

Uit de literatuur is bekend dat een typische diameter/lengte verhouding die gebruikt wordt voor dit soort reactoren (zie DP 2731742) 0.2 is. Hieruit volgt dat de diameter 2.5 m zal zijn en de hoogte 12.3 m. Omdat er rekening moet worden gehouden met een gasverdeler, om optimaal van het katalysatorbed gebruik te maken, wordt de uiteindelijke hoogte 12.5 m. Het is nodig om het katalysatorbed in twee delen te verdelen omdat de katalysator anders kapot wordt gedrukt, dit is te verklaren aan de hand van de crush strength van de katalysator. Dit verhoogt de reactor nog een keer met ca 20 cm, zodat de uiteindelijke hoogte van de reactor 12.7 m bedraagt.

FVQNR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeningen

In verband met de corrosiebestendigheid is gekozen voor Stainless Steel 321, met een koperlaag aan de binnenkant.

De wanddikte is berekend met behulp van vergelijking 4.1.

e =

-2

*

fi-P;

f= design stress [N/mm2]= 130

D=2500mm

(verg. 4.1)

De interne druk is ca 68 bar. Als veiligheidsmarge wordt de ontwerpdruk tien procent boven de interne druk genomen, dit geeft een ontwerpdruk van 75 bar (7.5 N/mm2). De minimale dikte,

berekend volgens vergelijking 4.1, is dus 74 mmo Om rekening te houden met de corrosie wordt een extra dikte van 4 mm genomen. De uiteindelijke ontwerpdikte van de wand is 78 mmo

In de top van de reactor moet naast een toevoer voor de reactanten ook een toevoer voor het fosforzuur zijn.

De drukval werd in de Aspen simulatie geschat op ca. 0.7 bar. Met behulp van de Ergun vergelijking, vergelijking 4.2, kan gekeken worden of deze schatting redelijk in de buurt ligt.

dP

=_~*(1-~)*[150*(1-~)*

f.1 +1.75*G[

dL p* ge ~3 Dp

(verg. 4.2)

Hieruit volgt dat de drukval 0.5 bar is. De gebruikte waarde van 0.7 bar is reëel, omdat bij gebruik de katalysator vervuin} wordt en deze vervuiling de drukval ook negatief beïnvloedt.

./

4.2 Het ontwerp van de drogingskolom

De laatste stap van de opwerking van de ethanol stro om is het water vrij maken van een zuivere ethanoVwater-azeotroop. Het probleem in deze stap ligt in het feit dat het mengsel over zijn azeotroop getild moet worden. De ingaande azeotropisch stroom ethanol-water is zuiver, de enige vorm van verontreinigingen die aanwezig kunnen zijn, is butanol. De concentratie hiervan is uiterst minimaal zodat ze kan worden verwaarloosd in de berekeningen. Het butanol dat aanwezig is in het mengsel gaat met het gedroogde ethanol mee. Het zuivere azeotropisch

Cl

mengsel komt de opwerkingskolom uit met een druk van 1 bar en een samenstelling van 94.48> geW% ethanol. Door de druk te verhogen naar 10 bar daalt het azeotropisch punt na 93.29 J '1

gew% ethanol.

De drogingskolom is ontworpen op een zo droog mogelijke ethanolstroom in de bodem, namelijk 99,9996 geWOIo en vervolgens geoptimaliseerd naar de drukval over de kolom en de hoogte van de vloeistof in de downcorner. Via de shortcutmethode van Fenske-Underwood-Gilliand zijn de belangrijkste parameters

bereke~

Hieruit volgt dat het minimale aantal schotels dat nodig is om deze scheiding te bewerkstelligen gelijk is aan 51. De minimale

FVONR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeningen

van ethanol en het kleine verschil in concentraties tussen de top en de bodemstroom. Aan de hand van de Erbar-Maddox correlatie is het aantal reële schotels, van 75, inclusief de condensor en reboiler, te bepalen. De voeding komt de kolom binnen op de 3e schotel, omdat de voedingsconcentratie redelijk dicht bij de topconcentratie ligt en de bodemconcentratie bijna één is. Voor deze berekeningen is het nodig om de gemiddelde relatieve vluchtigheid te bepalen van de aanwezige stoffen. Deze worden bepaald aan de hand van de samenstellingen op de top en de bodem, die verkregen zijn met behulp van de TPXY diagrammen van ChemCad 111. Voor deze scheiding is gekozen voor een kolom met zeefschotels omdat deze het goedkoopst zijn en wegens het feit dat er bij grote gasstromen wordt gewerkt is het niet nodig om klep of bubble-caps te gebruiken. Doordat in de bodem een grote vloeistofstroom is, is er gekozen voor een dubbele passage in de top en in de bodem.

Een beginschatting voor de drukval over een schotel bedraagt 100 mm water per schotel, wat na controle aan de hand van berekeningen een juiste aanname bleek te zijn. De kolom is ontworpen op een gassnelheid van 85 % van de flooding snelheid. Hierdoor is er een kolomdiameter verkregen van respectievelijk 2.75 m en 3.28 m in de top en de bodem. Doordat de gas- en vloeistofstromen in de top- en de bodemsectie verschillend van elkaar zijn, zijn deze afzonderlijk van elkaar gemodelleerd.

De hoogte van de opgehoopte vloeistof in de downcomer bedraagd 0.29 m waardoor voor de schotelafstand 0.60 m is gekozen. Waarmee een redelijke marge is ingebouwd en de schotelafstand niet te groot is om zo de kolom op een redelijke hoogte te houden, namelijk 50 m.

De verblijftijd van de vloeistof in de downcorner moet groter zijn dan drie seconden om ervoor te zorgen dat het met het vloeistof meegesleurde gas kan ontsnappen. De verblijftijden in de downcorner in de top en de bodem zijn 7.3 sec en 6.0 sec. Deze tijden zijn boven de minimum tijd van drie seconden.

De kolom is opgebouwd uit stainless steel 304 aangezien de hoogte van de kolom boven de 45 meter komt is het verstandig om een stevig materiaal te gebruiken. De dikte van de wand bedraagd 13.22 mmo

4.3 Warmteintegratie

In een fabrieksvoorontwerp is de warmteintegratie een belangrijk onderdeel. De integratie van warmte zorgt ervoor dat de kosten dalen doordat er energie en koelings- en verwarmingsmedium worden bespaard. Om het warmtewisselaarsnetwerk te bepalen wordt gebruik gemaakt van de pinch technologie.

4.3.1 Pinch technologie

Bij het uitvoeren van de pinch technologie worden de volgende stappen afgewerkt: 1. Kies een minimale drijvende kracht, D.. T min.

FVONR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekenin~en

A. Sorteer de wanne en koude stromen. B. Bepaal de Q's en F*c_p van iedere stroom. lIl. Teken een cascadediagram;

A. Deel het gehele temperatuursgebied in, in temperatuursintervallen, corresponderend met de koppen en staarten van de pijlen.

B. Bepaal de Q's voor ieder temperatuursinterval

IV. Bepaal de minimale koelings- en verwarmingswarmte, Qh,min en Qc,min aan de hand van het cascade diagram.

V. Bepaal de pinch-temperatuur;

A. Lees de temperatuur af in het cascadediagram waar geen warmteoverdracht mogelijk is.

B. Teken een temperatuur-enthalpiediagram voor de warme en koude stromen, hierin is de pinch-temperatuur af te lezen op het punt waar de twee lijnen elkaar het dichtst naderen.

VI. Maak nu met behulp van het pijlendiagram matches boven en onder de pinch-temperatuur.

4.3.2 Pijlendiagram

Voor dit fabrieksontwerp is een pinch-technologie uitgevoerd waarbij de stromen vermeld in tabel 4.2 zijn meegenomen.

Tabel 4.2: Overzicht van de te verwarmen en te koelen stromen

Stroomnr. Koud/Warm Tin (aC) Tuit (aC) Qaanwezig (lIs) F*cp (J/(OC*s)

2 voeding etheen Koud 18.0 220.0 -1.44*10° 7129 23 etheen recycle Koud 81.4 284.9 -2.34*10 114988 21 na gasabsorber Koud 54.3 100.0 -2.77*10° 60613 30 water recycle Koud 80.2 220.0 -9.36*10° 66953 11 na reactor Wann 260.0 184.2 1.41 *10' 186016 16 voor Warm 184.2 55.0 1.69* 10' 130805 gasabsorber

51 droge ethanol Wann 153.9 40.0 5.36* 10'> 4706 46 azeotroop Wann 78.2 40.0 2.67*10'> 6990 49 water Warm 114.1 40.0 1.36* 10° 18354 28 water purge Warm 184.2 30.0 2.42* 1 0" 157 32 voor zuiveren Warm 100.0 69.9 1.18*10'> 3928

Qnetto -3.33*10°

Er is tijdens deze pinch berekeningen niet gekeken naar de destillatiekolommen, omdat hiervoor een aparte theorie nodig is. Het buffervat bij de regeling van het voorraadvat valt eveneens buiten de pinch-theorie.

Vervolgens worden de stromen geplot in een zogenaamd pijlendiagram, figuur 4.1. Hierin zijn twee temperatuurassen getekend; de eerste voor de warme stromen en de tweede, die tien graden verschoven is ten opzichte van de eerste, voor de koude stromen. Op de x-as is de warmte-inhoud per stroom weergegeven.

FYONR: 3197 320 270 220 170 Th(C) 120 70 LOL lö4 1 'A .. Ir r:..r:.. y .4

Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeningen

PIJLENDIAGRAM ,>or .a.

-0<+ IA. 1{'\r

..

~ . ... --~ lnn v v

..

-

n .... vv 310 260 210 160 Tc (C) 110 60 : '+~ 4l ~l 20 10

1,41E+07 5,36E+05 1,36E+06 1,18E+05 -2,34E+07 -9,36E+06 1,69E+07 2,67E+05 2,42E+04 -1,44E+06 -2,77E+06

Q (1/s)

Figuur 4.1: Pijlendiagram.

4.3.3 Cascadediagram.

Uit het pijlendiagram kunnen temperatuursintervallen worden afgelezen die horen bij de koppen en staarten van de pijlen. Bij ieder temperatuursinterval hoort een warmte die gelijk is aan het totaal van de warmte van de stromen in dit interval. Door deze beschikbare warmte per temperatuursinterval uit te zetten tegen de temperatuur wordt het cascadediagram, figuur 4.2, verkregen.

FYONR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeningen H C 0 0 T L 0 U 3.79.106 T U I T L I I L T I Y T Y Figuur 4.2: Cascadediagram.

In het cascade diagram zijn de warmteoverdrachten weergegeven van de hoge naar de lage temperaturen. Als er geen warmteoverdracht meer mogelijk is wordt er gebruik gemaakt van de warme of koude utilities. Zo kan er gemakkelijk worden afgelezen wat de minimaal nodige koelings- en verwarmingswarmte zijn. Deze zijn respectievelijk 7.80 MJ/s (Qh,min) en -4.14 MJ/s (Qc,min)'

De pinchtemperatuur wordt afgelezen bij de laagste temperatuur waar een warme utility wordt gebruikt. Zo wordt gevonden dat de pinch-temperatuur voor de warme stromen gelijk is aan 91.4°C en voor de koude stromen tien graden lager 81.4°C.

4.3.4 Enthalpie-temperatuurdiagram.

Aan de hand van de koude en warme stromen en met gebruik van Q=~H kan de enthalpie worden berekend voor elk temperatuurinterval in de koude en warme stromen. En vervolgens de cumulatieve enthalpie. Zo wordt het diagram verkregen in figuur 4.4.

FVONR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeningen TEMPERATUUR-ENTHALPIE 318 268+---=--~ 218+---~~~--168+---~L7~---­ T (C) 118+---wL __ ~---

68~--~~~~~~---O,OOE+OO 4,14E+06 6,31E+06 1,52E+07 4,11E+07 4,55E+05 4,40E+06 9,84E+06 3,33E+07

H (J/s)

Figuur 4.4: Enthalpie-temperatuur diagram.

4.3.5 WarmtewÎsselaarsnetwerk.

---0-koude stroom

____ warme stroon

Het ontwerp van het warmtewisselaarsnetwerk, figuur 4.5, bestaat uit twee delen; een ontwerp boven de pinch temperatuur en een ontwerp onder de pinch-temperatuur. De stromen die de pinch snijden worden dus in twee delen bekeken, want er kan geen warmte worden overgedragen langs de pineh.

Door de lage warmte inhoud van stroom (nr. 28) wordt deze niet gekoppeld, maar gekoeld met water.

FVONR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en a,pparatuurberekeningen 320 270 220 170 Th(C) 120 70 20 PIJLENDIAGRAM

.'

ti 'I H"J.lS l=h'i .0=<;<; r. I _{u •. "'"} ~ r\.." ~

-

u_" ... " _r...

-

-

••

:-< v • _~..c. y- r-y . '<'1. A ~ I ,..\ X. --...: L.'

-=

IIIIJ'}

....

~ I\)=\} . 'Z.b

'"

..

----, . _, - :=(J .3 - .9 .... - ""t- , , - '

1,41E+07 5,36E+05 1,36E+06 1,18E+05 -2,34E+07 -9,36E+06 1,69E+07 2,67E+05 2,42E+04 -1,44E+06 -2,77E+06

Q (lis) Figuur 4.5: Warmtewisselaarsnetwerk. 310 260 210 160 Tc (C) 110 60 10

Boven de pinch-temperatuur moet aar! de volgende voorwaarden worden voldaan: • N h ~Ne

• Fh *Cp,h ~ Fe *cp,e

Als er niet wordt voldaar! aar! één van de voorwaarden moeten er stromen gesplitst worden. In dit geval worden stroom 16 en stroom 21 gesplitst en stroom 11 wordt buiten beschouwing gelaten (deze stroom wordt gekoeld met koelwater) om aan de voorwaarden te kunnen voldoen. De splitsing van stroom 16 resulteert in stroom 16a met F*cp = 0.7*105 J/(OC*s) en Qboven pineh

=

6.5*106 J/s en stroom 16b met F*cp = 0.6*105 J/(OC*s) en Qboven pinch = 5.5*106 J/s. Stroom 21 wordt in twee gelijke stromen gesplitst, stroom 21 a en 21 b, met beide F*cp = 0.3* 105 J/(OC*s) en Qboven pinch

=

0.6* 106 J/s.

Nu wordt stroom 16b gekoppeld met stroom 30, stroom16a met stroom 23, stroom 49 met stroom 21 a en tenslotte stroom 51 en 32 met stroom 21 b. De koude stromen worden helaas nog niet genoeg opgewarmd en stroom 2 wordt helemaal nog niet opgewarmd, zodat de restanten moeten worden opgewarmd met stoom. De opsplitsing is te zien in figuur 4.6.

FYQNR: 3197 Hoofdstuk4: Procesfiowsheet en apparatuurberekeningen

16 18

21 ₂₂

Figuur 4.6: Opsplitsing van de wanntewisselaars.

Onder de pinch-temperatuur moet aan de volgende voorwaarden worden voldaan: • Nh ~Nc·

• Fh *Cp,h ~ Fe *cp,c

Het is nu niet nodig om stromen op te splitsten.

Er is de volgende koppeling toegepast onder de pinch-temperatuur stroom 2 en stroom 21 met stroom 16. Door de grote warmteinhoud van stroom 16 is deze nog niet voldoende afgekoeld en voor het restant zal koelwater worden gebruikt. De overige stromen; 32, 51, 46 en 49 zijn nog niet gebruikt en worden afgekoeld met behulp van koelwater.

4.3.6 Gebruik van utilities

In totaal moet de koude utility, koelwater, 18.25*106 J/s aan wannte opnemen en de wanne utility, hoge en lage druk stoom, moet 22.07* 106 J/s aan wannte afgeven. De verdeling van deze wanntestromen staat vermeld in tabel 4.3.

Tabel 4.3: Warmte nodig van utilities.

Warmtewisselaar Utility Qnodig (J/s)

H2 Hoge druk stoom -0.99*100

H3 Koelwater 14.1*100

H5 Hoge druk stoom -16.9*100

H8 Koelwater 2.6*10°

H9 Hoge druk stoom -3.8*10°

H13 Lage druk stoom -0.15*10°

H14 Koelwater 0.08*10°

HlS Koelwater 0.24*10°

H16 Koelwater 0.27*10°

H17 Koelwater 0.94*10°

FVONR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsbeet en apparatuurberekeningen

4.4 Ontwerp van de warmtewisselaars.

Het procesontwerp bevat In totaal vijfentwintig warmtewisselaars, waarvan de warmtewisselaars van de destillatietorens (drie verdampers en drie condensors) niet zijn meegenomen in de warmte-integratie. De verdere onderverdeling van de warmtewisselaars is dat er drie verdampers, één condensor, zes koelers, twee verwarmers en zeven warmtewisselaars

ZIJn.

Van alle warmtewisselaars is een schatting gemaakt van het warmtewisselend oppervlak met behulp van vergelijking 4.3.

Q

=

U

*

A

*

!!.Tm

met:

Q

=

de warmteoverdracht per tijdseenheid (1ls) U = de overall coëfficiënt (J/(OC*s))

A = warmtewisselend oppervlak (m2)

(vergA.3)

De overall coëfficiënt wordt uit een tabel afgelezen, de warmteoverdracht en het temperatuurverschil volgen uit de simulaties. De uitgerekende oppervlaktes zijn weergegeven in de apparatenlijsten in hoofdstuk 6 en de berekeningen in bijlage IIA.

4.4.1 Het uitgebreid ontwerp van een condensor

Er is gekozen voor een uitgebreid ontwerp van de condensor (nr. H3) na de reactor, volgens de volgende procedure:

1. Definieer de capaciteit van de warmtewisselaar; warmteoverdracht per tijdseenheid, stroomsnelheden en temperaturen

2. Verzamel de fysische eigenschappen van de stromen; dichtheid, viscositeit en thermische geleiding.

3. Kies het type warmtewisselaar.

4. Schat de overall coëfficiënt, U, aan de hand van tabellen. 5. Bereken het gemiddelde temperatuurverschil, Ó. Tm.

6. Bereken het benodigde warmtewisselend oppervlak met behulp van vergelijking 4.3. 7. Kies de lay-out van de warmtewisselaar.

8. Bereken de individuele coëfficiënten van de mantel- en buiszijde met behulp van de Kern-methode.

9. Bereken de overall coëfficiënt en vergelijk deze met de eerder geschatte waarde. Als de berekende waarde significant verschilt van de geschatte waarde, moet de berekende waarde gebruikt worden en stap 4 tlm 9 herhaalt worden.

10. Bereken de drukval over de warmtewisselaar. Als deze waarde te hoog is moet worden teruggekeerd naar stap 3 of stap 7.

11. Optimaliseer het ontwerp, herhaal punt 4 tlm 10 zodat uiteindelijk gekomen wordt tot de goedkoopste wamtewisselaar met de juiste capaciteit.

Aan de hand van deze procedure is tot het volgende ontwerp gekomen, voor een uitgebreide berekening wordt verwezen naar bijlage IIB.

FVÛNR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeniDl~en

1. De warmteoverdracht en temperaturen van stroomnr. 11 volgen uit de simulatie en zijn al gegeven bij de warmteintegratieberekeningen. Om de stroom gedeeltelijk te condenseren wordt gebruik gemaakt van koelwater, met een ingaande temperatuur van 20°C en een uitgaande temperatuur van 40°C. Het gebruikte koelwater stroomt door de buizen, en het reactormengsel condenseert aan de mantelzijde.

2. De fysische eigenschappen van stroomnr. 11 en het koelwater zijn, aan de hand van de samenstelling, bepaald met behulp van het programma ChemProp.

3. Er wordt gekozen voor een verticale "shell and tube" warmtewisselaar van het type "Internal floating he ad with c1amp ring". Dit type warmtewisselaar is namelijk makkelijk schoon te maken, verdraagt hoge drukken en de afstand tussen de mantel en de buizen is zo klein mogelijk. Het nadeel is dat het een duur type warmtewisselaar betreft. Er wordt gekozen voor één mantelpassage en twee buispassages.

4. De overall coëfficiënt wordt geschat op 650 W/(m2 °C).

5. Het gemiddelde temperatuurverschil wordt berekend door het logaritmische temperatuurverschil te vermenigvuldigen met een correctiefactor die hoort bij de configuratie van de warmtewisselaar die is gekozen. Het gemiddelde temperatuurverschil bedraagt 189°C. 6. Het benodigde warmtewisselaar oppervlak bedraagt nu 115 m2•

7. Voor de buizen wordt gekozen voor standaardmaten van de buizen; een interne diameter van 16 mm en een externe diameter van 20 mmo De lengte van de buizen bedraagt 4.88 m. De rangschikking van de buizen is "square", omdat deze een hogere warmteoverdrachtssnelheid heeft en makkelijker schoon te maken is dan de "triangular". De berekende bundeldiameter bedraagt nu 0.60 m en de totale manteldiameter is dan 0.66 m. Bij deze lay-out geldt dat de ratio van de lengte ten opzichte van de diamater tussen de vereiste 5 en 10 ligt. Het materiaal van de warmtewisselaar is stainless steel 316 door zijn resistente tegen fosforzuur.

8. Voor de buiszijde coëfficiënt wordt een waarde gevonden van 3697 W/(m2 °C) en de mantelzijde coëfficiënt is gelijk aan 2856 W/(m2 °C). .

9. Bij het berekenen van de overall coëfficiënt wordt de overdrachtsweerstand aan de mantelzijde gelijk genomen aan 5000 W/(m2 °C) en die van de buiszijde 2000 W/(m2 0C).

De thermische geleidbaarheid van het stainless steel 316 is gelijk genomen aan 370 W/(m2

Oe). Hiermee wordt voor de overall coëfficiënt een waarde gevonden van 658 W/(m2 0C).

10.Voor de drukval aan de buiszijde wordt de waarde gevonden van 0.13 bar. De drukval aan de mantelzijde 53

*

10-5 bar. Deze waarden zijn berekend met behulp van de Kern-methode. lI.Er is geoptimaliseerd naar de warmteoverdrachts coëfficiënten en de drukval.

4.5 Het ontwerp van de flashers

In het procesontwerp wordt gebruik gemaakt van een gas-vloeistofscheider (nr. V2), ook wel adiabatische flasher genoemd, en een flasher (nr.V3). De gebruikte methode voor de berekeningen komen uit het scheidingsprocessen Ir dictaat. In beide vaten wordt een mistrnat gebruikt met een dikte van 0.2 m en deze bevindt zich 2.2 m van de top om een toename in de gassnelheid direct achter de mistrnat te voorkomen. De mistrnat voorkomt dat druppels met een diameter groter dan 0.1 mm met de gasstroom meegaan.

Voor de gas-vloeistofscheider wordt een verticaal vat gekozen, omdat de lengte ( 5.7 m) diameter ( 1.8 m) verhouding tussen drie en vijf ligt, in dit geval is de ratio gelijk aan 3.1. Dit betekend dat er een goede gas/vloeistof verhouding is voor een verticaal vat.

FVQNR: 3197 Hoofdstuk4: Procesflowsheet en apparatuurberekeningen

Bij de flasher is deze verhouding echter groter dan vijf, namelijkI5.2, en moet worden gekozen voor een horizontaal vat. Dit horizontale vat heeft een hoogte van 5.4 m en een diameter van 1.1

m.

De dikte van de wanden van de vaten zijn berekend met een methode uit Coulson and Richardson, volume 6. Er is hierbij gekozen voor cilindervormige vaten met een halfronde top en bodem. Zo wordt er voor de gas-vloeistof scheider een wanddikte gevonden van 68 mm en voor de horizontale flasher een wanddikte van 18 mmo Het gebruikte materiaal voor de vaten is stainless steel 304.

FVONR: 3197 Hoofdstuk6: Massa- en wanntebalans

s...

MASSA- EN WARMTEBALANS

In dit fabrieksvoorontwerp is het proces gesimuleerd met behulp van de computerprogramma' s ASPEN ( de reactiesectie) en ChemCad III (zuiveringssectie). De massa- en wanntebalans is weergegeven in bijlage IB in de vorm van een blokschema en een componenten balans is weergegeven in bijlage IC.

5.1 De massabalans

In de massabalans zijn de stromen afgerond op de kilogram dit geeft een afrondingsfout.

5.2 De warmtebalans

In de warmtebalans wordt alleen compressor (m C2) meegenomen omdat dit de enige compressor is waar~:>Ït~een verwaarloosbare temperatuursverandering geeft. De pompen zijn ook niet meegenomen m de warmtebalans, want deze hebben een verwaarloosbaar warmte-effect.

FYONR: 3197 Hoofdstuk6: Overzicht en specificatie van de apparatuur

~ OVERZICHT EN SPECIFICATIE VAN DE APPARATUUR Technische Universiteit Delft

Vakgroep Chemische Procestechnologie

FVO Nr. : 3197 Datum: 12 /4/97 Ontwerpers:

N.E.J. van BelIeghem F.N.C. Brinkmann M.H. Claessen 1. Hoek SPECIFICATIEFORMULIER GAS-VLOEISTOFSCHEIDER APPARAATNU~R :V2 Algemene eigenschappen type: verticaal hoogte: 5.72m diameter: l.82m materiaal: SS304 wanddikte: 68.2 mm afstand voeding-top: 2.78 m afstand demister-top: 0.40 m dikte demister: 0.20m Bedrijfscondities

voeding top bodem Temperatuur: ("C) 184.0 184.0 184.0 Druk: (bar abs) 68.3 68.3 68.3 massastroom: (kg/s) 4.99 4.92 7.03.10-2 dichtheid: (kg/m3) 68.37 795.3

FVQNR: 3197 Hoofdstuk6: Overzicht en specificatie van de apparatuur

SPECIFICATIEFORMULIER TORENS

Apparaatnummer:

T3

Algemene eigenschappen

Functie : - destillatie Type toren : - schotel Type schotel : - zeefplaat Aantal schotels

- theoretisch : 75 - practisch : 80 - Voedingschotel(pract) : 3

Schotelafstand 0.60 [m] - Materiaal schotel : SS304 Diameter toren : bodem 3.29 /top 2.75 [m] - Hoogte toren : 48.0 [m] Materiaal toren : SS304

Verwarming : reboiler

Bedrijfscondities

Voeding Top Bodem Reflux Ratio

"'"

Temp. [0C] :79.2 :148.8 :153.9

I~

Druk [bar) :10.5 :10.0 :10.8 Dichtheid [kg/m3) :742.8 :661.5 :641.8 Massastroom [kg/s) :10.64 :9.22 :1.42

mol% wt% mol% wt% mol% wt% Samenstelling water 13.000 5.521 14.822 6.371 1.0'10.3 3.91'10-4 ethanol 87.000 94.479 85.178 93.288 99.9996 99.9996 DEE 3'10-6 6'10-6 4'10-6 7'10-6 0 0 aceetaldehyde 7'10.5 7'10.5 _8'10.5 _9'10.5 0 0 Ontwerp

Aantal zeefgaten : 3.63'10" bodemsectie [per schotel] _{Type pakking:} 2.30'104 topsectie _{Materiaal pakking} Actief schoteloppervlak : 5.93 bodemsectie [m2]

Afmetingen pakking 4.51 topsectie - inhoud [m3] Lengte overlooprand :50 [mm] - lengte [mI - breedte [mI Diameter gat :5.0 [mm] _-hoogte

FYQNR: 3197 Hoofdstuk6: Overzicht en specificatie van de apparatuur SPECIFICAIIEFORMULIER WARMTEWISSELAAR APPARAATNU~R:H3 Aantal serie :1 Aantal parallel: 1 Algemene eigenschappen Type : - condensor

Uitvoering : - floating head Positie : - horizontaal

Capaciteit : 14.1·10~ [kW) (berekend) Warmtewisselend oppervlak : 114.5 (m2) (berekend)

Overall warmteoverdrachts-coëfficiënt : 658 (W/m2.K) (globaal) Logaritmisch temperatuursverschil (LMTD) : 190.7 (0C)

Aantal passages pijpzijde : 2

Aantal passages mantelzijde : 1

Correctiefactor LMTD : 0.993

Gecorrigeerde LMTD : 189.4 (0C)

Bedrijfscondities

Mantelzijde Pijpzijde Soort fluïdum : gas/vloeistof vloeistof

Massastroom (kg/s) 4.99 170

Massastroom te condenseren (kg/s) 7.03.10.2

4.17 Gemiddelde soortelijke warmte 2.908

(kJ/kg.°C) Verdampingswarmte (kJ/kg) 8.0 20 40 Temperatuur IN (0C) 260.0 Temperatuur UIT (0C) 184.2 7 SS321 Druk (bar) 68.3 Materiaal SS321

FYQNR: 3197 Hoofdstuk6: Overzicht en specificatie van de apparatuur

SPECIFICATIEFORMULIER CENTRIFUGAALPOMP

APPARAATNUMMER :P8

Dienst: Recyclestroom van condensor V5 naar kolom T2

Type : single stage Aantal: I

Fysische gegevens pompvloeistof

Fluïdum : ethanol en water Temperatuur (f) 77.7 [0C]

Dichtheid (r) 743.3 [kglm3]

Viscositeit (h) [N.slm2]

Dampspanning (Pd) : 1.00 [bar] bij temperatuur (T) : 77.7 [0C]

Vermogen Capaciteit (Fv) 0.0654 [m3/s] Zuigdruk (pJ 1 [bar] Persdruk (pp) 1.5 [bar] Theoretisch vermogen: 3.27 [kW] Nuttig effect : 0.5314 Asvermogen : 6.15 [kW]

FVQNR: 3197 Hoofdstuk6: Overzicht en specificatie van de apparatuur

Apparatenlijst voor reactoren, kolommen en vaten

APPARAAT NO. GAI Tl T2 T3

Benaming : gasabsorber destillatie- destillatie-

destillatie-Type : kolom kolom kolom

Abs. [bar] : 68.0 4.0 1.0 10.0 Temp. [C] : 54.3-61.3 47.2- 77.7- 148.8-124.3 114.1 153.9 Inhoud [m3]: 23 12 785 410.5 Diameter [mJ : 1.8 1.4 5.0 3.3 LofH [m] : 13 .. 9 12 45.6 50

Vulling schotels schotels schotels schotels

Schotels 15 12 65 80 (+ aantal) : Vaste pakking: Kat. type : Kat. vorm : drager : Speciale constructie materialen Aantal in - serie : 1 I I I - parallel : 1 I I I Overig : wanddikte : 61.0 mm 2.8mm 4.0mm 13.2 mm

FVQNR: 3197 Hoofdstuk6: Overzicht en specificatie van de apparatuur

Apparatenlijst voor reactoren, kolommen en vaten

APPARAAT NO. Rl V2 V3

Benaming : reactor gas/vloeistof scheider gaslvloeistofscheider

Type : verticaal horizontaal

Abs. [bar) : 69.0 68.3 30.0

Temp. [Cl : 240-260 184 100

Inhoud [m3): 58 14.5 2

Diameter [mI : 2.5 1.8 0.7

LofH [mI: 12.5 5.7 5.4

Vulling * katalysator geen geen

Schotels (+ aantal) : Vaste pakking:

H3P04 Kat. type :

Kat. vorm : sferisch

drager : degussa 350

Speciale constructie- Stainless Steel 321, geen geen

materialen copper lined

Aantal in

- serie : I 1 I

- parallel : 1 1 I

Overig :

wanddikte : 75 rnrn 68.2 rnrn 18.2mrn