Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp: Produktie van chloorethanol

adres: Chopinlaan 216A 2625 WH Delft 015-561809 Berlijnseplein 3332 SC Zwijndrecht 078-121192 Verslag behorende bij het ,fabrieksvoorontw~rp

"

• 1 Lankveld der 'Luit f van I· ). I .;1 , ond~rwerp: , 'j", ?, _, van Chloorethanol opdrachtdatum: maart 1990 verslagdatum: sept 1991

'-.

'.

"

"0 't i

.

,1

,

" ol'

VOORWOORD

Dit fabrieksvoorontwerp werd gemaakt in opdracht van AKZO te Arnhem.

Wij willen dhr. Heunen en prof. van der Wiele bedanken voor de begeleiding bij dit ontwerp. Martin van der Luit

. I

'--'

INHOUDSOPGAVE

blz.

1 INLEIDING... 1

2 UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP 2.1 Externe gegevens... 2

. 2.2 Inherente gegevens... 3

2.3 Korrosie-aspekten, opslag en vervoer... 4

2.4 Explosiegrenzen . . . • . . . . . • . • 4 2.5 Giftigheid... 4 3 PROCESBESCHRIJVING 3 •

1 De reaktor...

5

3.2 De scheidingstrein... 6 3.3 F l e x i b i l i t e i t . . . 7 4 PROCESKONDITIES 4.1 De reaktiewarmtes... 8 4.2 De oplosbaarheden... 8 4.3 De druk... 9 4.4 De temperatuur... 9 4 . 5 Thermodynamica... 10

4.6 omzettingsrendement van etheen . . . 12

5 MOTIVERING VAN KEUZE VAN DE APPARATUUR EN DE 5.1 De 5.2 De 5.3 De 5.4 De 5.5 De BEREKENING HIERVAN reaktor ... . . . • . . . '. . 13 kompressor. . . . . 16 pompen. . . . . . . . . . . . 18 warmtewisselaars . . . .' . . . 19 kolommen en de extractor . . . 20 6 MASSA- EN WARMTEBALANS . . . 22

7 OVERZICHT SPECIFICATIE APPARATUUR . . . 30

8 ECONOMISCHE BESCHOUWING VAN HET PROCES 8.1 De investeringen... 53

8.2 Loonkosten . . . 54

8.3 Indirekte kosten . . . 55

8.4 Kosten van grondstoffen en utilities . . . 55

8.5 Berekening van de jaarlijkse kosten en opbrengsten van het chloorethanol •• 56 8.6 De afschrijving van de investeringen . . . 57

8.7 De Pay-Out Time POT . . . 58

8.8 De Return On Investment ROl . . . 58

8.9 De Internal Rate of Return IRR . . . 59

SYMBOLENLIJST . . . . . . . . . 60

. J

BIJLAGEN

I Chemiekaarten

II De berekening van de reaktor

111 Berekeningsvoorbeeld van een warmtewisselaar

IV De berekening van de destillatiekolommen

V De berekening van de extraktor

SAMENVATTING

Het doel van dit fabrieksvoorontwerp was het ontwerpen van een proces voor de produktie van chloorethanol (CE). Dit voorontwerp werd aangedragen en begeleid door AKZO-engineering te Arnhem. Het chloorethanol kan dienen als vervanging etheenoxide bij alkyleringsprocessen, wat AKZO minder afhankelijk maakt van de inkoop van etheenoxide. Het uitgangspunt voor het proces was een jaarproduktie van 10000 ton chloorethanol.

De reaktor is een bellenkolom met een recirculatiestroom etheen, waar chloorgas, etheengas en water ingevoerd worden. Deze stoffen reageren bij 55 0 C tot chloorethanol (5.8 gew% oplossing in water, opbrengst 89.1 mol% tov het etheen). Bijprodukt is zoutzuur en nevenprodukten zlJn 1, 2-dichloorethaan (EDC, opbrengst 8.91 molt) en 1,4-dichloorethylether (DCE, 0.99 mol%). 1 mol% etheen wordt gespuid.

De grote hoeveelheid vrijkomende reaktiewarmte wordt opgevangen door het voedingswater op 10 0 C in de reaktor te brengen. hierdoor wordt de reaktortemperatuur op 55 °C gehouden.

Het bleek dat een kleine kolomdiameter gunstig werkt op de stofoverdracht. De superficiële gassnelheid mag echter niet de werkelijke stijgsnelheid van de bellen overtreffen, zodat de kolomdiameter minimaal 1. 8 m moet zijn. Om een chloorverwijdering uit de produktstroom te voorkomen werd als eis gesteld dat de chloorkonversie in de reaktor 99.9 molt bedraagt. Hierdoor werd de kolomhoogte ~o m. De verblijf tijd van de vloeistof is 6.7 uur. Indien genoegen wordt genoemen met een chloorconversie van 99.0 % kan volstaan worden met een kolomhoogte van 20 m.

De produktstroom die uit de reaktor komt wordt geneutraliseerd met 50 gew% natronloog en opgewerkt in een scheidingssektie. De uitgaande stromen zijn CE (99 gew% zuiver, 10097 ton/jaar), EDC (97 gew% zuiver, 1209 ton/jaar), DCE (88 gew% zuiver, 108 ton/jaar) en een waterstroom die opgelost natriumchloride bevat (4.3 gew% NaCl, 167000 ton/jaar). Het gehalte NaCl in deze stroom valt binnen de norm van 10 gew% die door AKZO gesteld werd. De concentraties EDC en CE zijn kleiner dan 1 ppm.

Doordat het CE/HZO/EDC reactiemengsel een azeotroop vormt met een kookpunt dat vrlj dicht bij dat van water ligt ( 97 0 C ) is variatie binnen de produktstroomsamenstelling alleen binnen nauwe grenzen mogelijk daar anders de scheidingskolom T7 te zwaar belast wordt. Variaties van de concentratie van CE in de uitgaande reactorstroom van 5.5 tot 6.0 gew% CE zijn mogelijk. Het proces blij kt economisch niet rendabel te zij n. De jaarlij kse kosten overtreffen de besparing die gemaakt wordt om geen etheenoxide in te hoeven kopen. De produktiekosten van het chloorethanol zijn f 1845.- per ton en de verkoopprijs van eyheenoxide bedraagt f 2000.- per ton. De pay Out Time is 56 jaar. Indien geen chloor inge~qcht hoeft te worden en de opbrengst aan stoomopwekking wo~ meegenomen, is de POT nog 16 jaar.

- - - ~

'-....

CONCLUSIES

Di t fabrieksvoorontwerp had tot doel het ontwerpen van een proces voor de produktie van 10000 ton CE per jaar. Hiertoe werd een reaktorsysteem ontworpen met een bellenkolom. Vanwege de extra kosten die voor chloorverwijdering uit de produktstroom nodig zijn werd de chloorconversie op 99.9 mol% gesteld. Dit leidde tot een veel hogere kolom dan voor een chloorconversie van bijvoorbeeld 99.0 mol% nodig is.

Het verdient de aanbevel ing om het reactorgedeelte te op-timaliseren om de stofoverdracht te verbeteren. Het etheen wordt moeilijk aan het aangezuurde water overgedragen. Mogelijk kan de stofoverdracht verbeterd worden door een gepakte kolom te gebruiken. Tevens kan de invloed van baffling in de kolom bekeken worden.

De scheidingssectie kan met een andere configuratie uitgevoerd worden door middel van toepasssing van vacuum pervaporatie van het Chloorethanol uit de waterstroom. Dit zou tot een aanzienlijke daling in het energiegebruik leiden. Bovendien zou het veel koelwater besparen. Dit zou tot aanzienlijke kostenbesparingen kunnen leiden in de uitgaven voor utilities. Na de grondstofkosten zijn de kosten voor utilities de grootste kosten. Ook kan uit milieuoverwegingen het de moeite waard zijn om de pervaporatie nader te bekijken.

uit de economische analyse blijkt de kostprijs van het chloorethanol

f

1845.- per ton te zijn. Hierbij zijn de afschrijvingskosten niet meegerekend. De verkoopprijs van etheenoxide is f 2000.- ; deze is dus nauwelijks hoger dan de kostprijs van het chloorethanol dat als vervanger van het etheenoxide moet dienen. uit deze gegevens blijkt dat het proces niet erg rendabel is als deze vergeleken wordt met de produktie van etheenoxide.

Het was niet zinvol om de lRR en ROl te berekenen omdat bij een afschrijvingstermijn van 15 jaar uiteindelijk de kosten hoger zijn dan de opbrengsten. De grondstofkosten bepalen voor een groot gedeelte de kostprijs.

op basis van de economische analyse kan geconcludeerd worden dat het proces pas rendabel kan worden als de prij zen voor de grondstoffen zakken en de verkoopprijs van etheenoxide omhoog gaat.

c

etheen chloor water LOOGTOREN WATl.~R­ WASSER REAKTOH

T

VAT VOOR ~-~.lpH-N ~UTRA-LISATlE

Flowschema van het proces voor de produktie

etheen . - - - -... 1-XTHAKTOR

~

DT.:STILld.TI i.' DESTILLATIE ~---~~ESTILLATIB van chloorethanol ( ' _t'

c

Cl Cl (' _{t ( ('} EDC CE h P::lV1T ends 'i/A TER

c

('

-1-1. INLEIDING

In het kader van het vak st44 "Chemische fabriek" werd voor AKZO-engineering Arnhem een fabrieksvoorontwerp gemaakt voor de bereiding van chloorethanol (CE).

De doelstelling van deze procesevaluatie is het inzicht

krijgen in de status van het proces en in enkele economische

gegevens zoals de benodigde investering en de

verbruikscijfers.

Verschillende processen werden in de loop van de tijd

ontwikkeld voor de synthese van CE. In 1904 begon BASF als eerste met de produktie door etheen en kooldioxide door een waterige oplossing van bleekpoeder te leiden. Veel methodes zijn alleen academisch gezien van belang. De belangrijkste methodes, uit industriëel oogpunt, hebben betrekking op de

reaktie van etheen met HOC1, dat gevormd wordt door de

oplossing van chloor in water.

Het percentage CE dat bij deze methode ontstaat is 90 mol

procent ten opzichte van het etheen dat aan de reaktie

deelneemt (1 % van de totale ingaande hoeveelheid etheen wordt gespuid). De nevenprodukten die bij deze reaktie ontstaan zijn

1,2-dichloorethaan (EDC, 9 molt) en dichloorethylether (DCE, 1

mol%). Bijprodukt is zoutzuur, dat in iets grotere hoeveelheid

ontstaat dan CE, omdat er ook ethervorming optreedt. Het

etheen dat niet gereageerd heeft wordt na zuivering van van zuur en chloor, ter voorkoming van extra kosten voor een corrosiebestendige (titaan) compressor, gerecycled.

CE reageert op een manier die karakteristiek is voor zowel

alkoholen als alkylchloriden. Deze combinatie is

verantwoordelij k voor de meest voorkomende reaktie van

chlorohydrinen, namelijk de dehydrochlorinatie voor de vorming van epoxides (Ullmann [17]):

CH 2-CH2 + OH I I I I OH Cl

--->

CH2-CH2 + _H20 + Cl

\

/

o

Het gevormde etheenoxide is op zijn beurt weer een

tussenprodukt in de synthese van etheenglycol en een aantal andere componenten, zoals acrylonitril, ethanolamines, ethers voor hydraulische vloeistoffen en polysulfide rubberpolymeren

(Domask [2]).

Chloorethanol is tegenwoordig niet langer een belangrijk

tussenprodukt voor de produktie van etheenoxide , omdat

tegenwoordig het etheen direkt geoxideerd wordt over een

zilverkatalysator. Voor AKZO heeft de prodUktie van CE

misschien weer wel zin, omdat het bedrij f zelf over chloor beschikt en door dit proces dan geen etheenoxide meer in hoeft te kopen.

---

"

-2-2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

2.1 Externe gegevens

De kapaciteit van de fabriek is 10000 ton CE per jaar. Met een totaal van 8000 bedrijfsuren in een jaar betekent dit dat

de produktie op 1250 kg CE per uur ligt. De gebruikte

grondstoffen zijn etheen, water en chloor. De reakties die optreden zijn:

a) De vorming van HOCI.

H20 (1)

+

_{C1 2 (aq)}

<==========>

HCIO (aq)

+

HCl (aq) b) De vorming van CE.

c) De vorming van EDC.

d) De vorming van DCE.

2 CI-CH2-CH2-OH (aq)

--->

CI-CH2-CH2-O-CH2-CH2-Cl (aq)

+ _{H 20 (1)}

De reaktie van chloor en water produceert erg weinig HOC1,

omdat het evenwicht vrij ongunstig ligt (K

=

4.2E-4). De

concentratie HOCl neemt gestaag af naarmate de HCl

concentratie toeneemt. Significante hoeveelheden EDC ontstaan

wanneer de HCl concentratie boven de 3% komt. Omdat de

oplosbaarheid van EDC in water laag is (0.869 g/100 ml), vormt het snel een gescheiden fase waarin zowel chloor als etheen

bij voorkeur oplossen, zodat er nog meer EDC geproduceerd

wordt (Ullmann [17]). Domask [2] heeft goede resultaten bij een waarde van 5.8 gew% CE in de uitgaande processtroom. Dit was de reden om te kiezen voor een percentage van 5.8 gew% CE, omdat bij hogere uitgaande concentraties een gescheiden EDC fase gevormd gaat worden.

Door de vorming van DCE komen CE en HCl niet in een exacte molverhouding van 1:1 voor. De HCI concentratie zal iets hoger zijn.

De diffusie van chloor in etheengas kan voorkomen (Domask

[2], Saeki [1], Ullmann [17]). Hierbij kan direkt in de

gas fase EDC gevormd worden. uit experimentele gegevens blijkt dat het etheen in niet al te grote hoeveelheid toegevoerd moet worden om dit verschijnsel tegen te gaan. Bij een overmaat van 50% etheen t.o. v. het HCIO blij kt de omzetting naar CE het gunstigst te verlopen.

Ook de diffusie van etheen in chloorgas moet voorkomen worden door de mogelijkheid van EDC vorming. Daarom wordt het etheen

-3-op een zodanige hoogte boven de chloorinlaat ingebracht, dat het meeste chloor al opgelost is.

Om extra kosten voor chloorverwij dering te voorkomen werd gekozen voor een hoge chloorconversie, namelijk 99.9 %.

De uitgaande stromen zijn een etheen-spui van 39.2 ton/jaar (=4.90 kg/uur), een waterstroom die maximaal 1 ppm EDC en CE en plm. 10 wgt % NaCl bevat, een produktstroom CE van minimaal 99 wgt %, die maximaal 0.1% water mag bevatten, een EDC spui van 1232 ton/jaar (=154 kg/uur), en een afvalbodemprodukt dat bestaat uit "heavy ends" (vnl. DCE: 96 ton/jaar (=12 kg/uur».

2.2 Inherente gegevens

In tabel 2.1 z1Jn enkele fysische konstant en van de verschillende stoffen gegeven op basis van het Weast [13] en de Int. crit. Tables [9].

TABEL 2.1 Enkele fysische konstanten van reaktanten en produkten.

Etheen Chloor CE EDC

Molgewicht 28.05 70.91 80.52 98.96 Smeltpunt °C -169.15 -100.98 -67.5 -35.3 Kookpunt °C -103.71 -34.6 128.44 83.5 Dichtheid gas (55 °C) kg/m3 Viscositeit 1.049 2.675

gas (55 °C) 1.12E-5 1.48E-5 Pa.s

-

- - - - -

-

-

-

- -

-

-

-

-Dichtheid vIst (20 kg/m3 ° C)

-Diff. coëf. (55 ° C) 1. 19E-9 (m2/s) 1.63E-9

- - - - -

-

-1200.27 1235.1

- -

-DCE 143.01 -24.5 178.75 1219.9

-4-2.3 Korrosie-aspekten, opslag en vervoer

Door de vorming van HCl in de reaktor moet het

reaktormateriaal korrosiebestendig zijn, daarom zal deze in

titaan uitgevoerd moeten worden. Om materiaalkosten te

besparen wordt de processtroom direkt na de reaktor

geneutraliseerd met SO gew% natronloog.

Chlorohydrinen kunnen over het algemeen opgeslagen worden in zuur-bestendige tanken van een lage druk klasse. Het metaal titanium is bestand tegen de meeste chlorohydrinen.

Chlorohydrinen worden in het algemeen niet geklassificeerd

als riskante materialen door de U.S. Department of

Transportation . Ze kunnen vervoerd worden in zuurtanken van

treinen of vrachtwagens (Ullmann [17]).

2.4 Explosiegrenzen

De explosiegrenzen van de verschillende volume % in lucht zijn (zie bijlage 1): etheen CE EDe DCE 2.5 Giftigheid 2.7 - 34 4.9 16 6.2 - 16 0.8 - ??

\

! ! stoffen, gegeven in

De MAC waarde voor CE is 1 ppm (3 mg/m 3 ), met een

waarschuwing voor de opname via de huid.

CE is gemiddeld tot sterk giftig bij direkte inwendige opname met een LDSO van 89 mg/kg voor ratten. Het heeft eveneens een

hoge giftigheid bij kontakt met de huid, want de LDS9J voor

konijnen is 84 mg/kg. Een volume van ongeveer 5 cm zou

dodelijk kunnen zijn voor een gemiddelde volwassen man (70 kg) als het in kontakt komt met de huid en niet onmiddelijk

t

~UI ~

~

l

~

cl

I

e

cpè2Ql

!-O()G

-WATER

•

!

Y"

_I

_A

cpdQl

~

_I

_'~"

_!

T4

M

6

>ill:J

i

e

·

L~EN

F.h0

H i OOO! o 0 0 0 0 000 00

ei

R5 000 i ~---lFC)

:

:

:

j

~

CHLOOR

~ '~:>L1öl

• lX!---1 I

L

Cl (I

~--~~~---C9

re

I

KOMPRESSOR I H I WARMTEWISSELAAR • p I POMP R 1 1 REAKTOR KOLOM V

I

VAT (I

e

'lOl

I

C 1

I

T 3 T 4 V 6

n

----@)-I

I

l

N A T R ' : l O m OG I 11 20 1 I

~l

V6 [E]

G

I I I ~ L __ _ KOMPRESSOR LOOGTOREN WASTOREN

~

VAT VOOR Prl-NEUTRALISAnE

()

o

_PB lC T7

~"~

C' T 7 T 15 T 16 T 23

~

WATER 21 ' ~ Noar stoomvoorziening:!lsysteem P14

DESnLL. KOLOM WATERjEDC,CE,HE EXTRAKTIEKOLOM WATERjEDC,CE,HE DEsnlLATIEKOLOM EDCjCE,HE DESnLlAnEKOLOM CEjHE

r

( '

l

~

-T16

...

W--~~oelwoter

~2

T23 SPUI ~

~

Koel'.·,alor

.

.

.

.::c/"

.

H27 .. ~"oom CHLOORETHANOL P21

~

• Stoom : I I

2n:J;f28

: Koelwale" "_ HEAVY ENDS f,\J lj~ 29 ~~ ~

~

H29

~O~

PROCESSCHEMA VOOR DE PRODUKTIE

VAN CHLOORETHANOL

M.J.A. lankveld

G.M. van der Lult

Fabrieksvoorontwerp nr. 2851

December 1990

o

Straomnummer 0 Temperatuur In'C

0

Ab.olute druk in bor

-5-3. PROCESBESCHRIJVING

3.1 De reaktor

Onderaan de bellenkolom R5 worden water (6.0 bar, 10°C), chloor (6.0 bar, 20°C) en etheen (6.0 bar, 20°C) toegevoegd. De afstand tussen de chloor- en etheeninvoer is 2 m, zodat het chloor vrijwel volledig opgelost is voordat het etheen ingevoerd wordt. De reden hiervoor is dat het contact tussen gasvormig chloor en etheen vermeden moet worden vanwege de vorming van EDC.

De uitgaande produktstroom (1. 2 bar, 55 0 C) bevat 5.8 gew% CE en de

opbrengst aan CE is 89.1 mol% t.o.v. het etheen. Nevenprodukten zijn 0.7 gew% EDC (opbrengst 8.91 mol% t.o.v. etheen) en 0.1 gew% DCE (opbrengst 1.0 mol% t.o.v. etheen). 1 mol% etheen wordt gespuid. Bijprodukt is 2.7 gew% HC1.

Het etheen wordt in overmaat toegevoegd, zodat er een etheenrecyclestroom

t.,oo{

(1.2 bar, 55 0 C) is. Deze wordt eerst voorgezuiverd van eventueel k". ...

opgenomen HCl-gas en in temperatuur verlaagd, zodat de stroom ee~r~~ de waterwastoren T4 geleid wordt. Vervolgens zou het mogelijk kunnen zijn dat er wat chloor van het water naar het etheengas overgedragen is en daarom wordt de gasstroom door de loogtoren T3 geleid. Deze voorzorgsmaatregelen zijn noodzakelijk, anders dient de compressor in titaan uitgevoerd te worden vanwege de korrosieve werking van deze stoffen.

De reaktor werd ontworpen voor een CE produktie van .1250 kg/uur. Op basis van het uitgangspunt dat de uitgaande stroom 5.8 gew% CE bevat kon vervolgens de massabalans opgesteld worden (zie tabel 3.1).

Tabel 3.1 Massastromen in de reaktor~~ ~ J~

IN UIT (kg/uur) (kg/uur) etheen 490 5 chloor 1224 1 water 19894 19613 CE 0 1250 EDC 0 154 DCE 0 12 HCl 0 573 --- + --- + TOTAAL 21608 21608

Na de reaktor gaat het reaktiemengsel naar mixer V6 (1 bar, 64 0 C) waar

het mengsel geneutraliseerd wordt m.b.v. een 50 gew% natronloogoplossing. De geneutraliseerde stroom gaat vervolgens de scheidingstrein in.

I ,-,.

-6-3.2

De scheidinqstrein

Voordat de stroom de eerste toren in gaat, wordt deze opgemengd met de

waterige stroom uit extractor T15. Deze stroom wordt toren T7 ingeleid waar aan de top het de laagkokende azeotroop (1 bar 95.6 °C) uitkomt (34.6 gew % CE). In de bodem komt de waterstroom (1 bar 100°C) met daarin de NaCl-oplossing en sporen CE, EDC en enkele "heavy ends", waaronder DCE. De concentraties aan organische stoffen bedraagt minder dan 1 ppm. Deze stroom is in principe de afvalstroom. Omdat deze stroom groot is en dicht tegen het kookpunt van water zit kan deze gebruikt worden in de voorverwarming van water in het stoomvoorzieningsysteem.

De ruwe produktstroom gaat vervolgens in de extractor T15 (1 bar 20.5 °C) waar het extractiemiddel EDC het CE eruit extraheerd (EDC/CE gew/gew is 3.3) en in de bodem van de exctractor eruit komt. De topstroom bevat water met daarin het niet geëxtraheerde CE en een kleine hoeveelheid extractiemiddel EDC. Deze stroom die een concentratie van 7.9 gew% CE bevat wordt opgemengd met stroom 12 voordat het weer toren T7

(azeotropische destillatie) ingaat.

De bodemstroom gaat vervolgens naar destillatietoren T16 (1 bar) waar het exctractiemidde1 EDC en het produkt CE van elkaar gescheiden worden. Het EDC gaat over de top (1 bar 81.7 ·C) en wordt teruggeleid naar extractor T15. Van deze stroom wordt een deel via een spui afgetapt; deze hoeveel-heid is gelijk aan de hoeveelhoeveel-heid EDC die gevormd wordt in de bellenkolom. )

Hiermee kan eenvoudig, maar op kleine schaal, het extractierendement van de extractor geregeld worden (regelen van hoeveelheid extractiemiddel EDC) .

De bodemstroom van T16 (1 bar 128.3 • C) bevat CE en nog enkele "heavy ends", waaronder DCE. Om de CE te zuiveren wordt deze stroom over destillatietoren T23 geleid waar het CE over de top met een zuiverheid van 99.9 wgt % uitkomt (1 bar 127.9 ·C). De zeer kleine bodemstroom bevat de "heavy ends" (1 bar 183.4 • C). De massastromen van het Chloorethanol ,

Ethyleendichloride en het water in de scheidingstrein zijn weergegeven in tabel 3.2.

Tabel 3.2 Massastromen in de scheidingstrein.

stroom van app naar app CE (k9/h) EDC (kg/h) W _(k9/h)

10 R5 V6 1250.0 158.3 14694.0 12 V6 T7 1422.7 170.5 16867.8 17 T7 H12 1422.7 170.5 2175.4 15 T7 0.0 0.0 14692.4 18 H12 T15 1422.7 170.5 2175.4 20 T15 T16 1263.3 4713.5 104.8 19 T15 T7 172.7 12.2 2173.8 26 T16 H22 0.4 4705.2 104.8 23 T16 T23 1250.5 8.3 0.0 31 T23 1250.0 8.3 0.0 29 T23 0.5 0.0 0.0 H22 split 0.4 4705.2 104.8 24 split T15 0.3 4555.1 103.3 split 0.1 150.1 1.5

-7-Met de berekeningen is tevens rekening gehouden met de stroom natronloog die toegevoegd wordt. De ontstane NaCl stroom ( 907.3 kgjh) verdwijnt via de bodem van toren T7.

Het DCE komt in een hoeveelheid van 19.5 kgjh in stroom 11 naar buiten en voor 2.7 kg/h in stroom 10.

3.3 Flexibiliteit

De flexibiliteit van het gegeven proces is afhankelijk van de specifica-ties waaraan de stromen CE, water, EDC aan moeten voldoen.

Verhoging van de produktie in de bellenkolom zal tot grotere belasting van de kolommen leiden. Dit komt doordat er meer extractiemiddel Eoe nodig zal zijn. Daarnaast zal, bij de gegeven apparatuurspecificaties, de azeotropische destillatie problemen geven. Bij verhoging van de produktie zal de belasting van deze kolom in de top en de bodemsectie te groot worden. Als de samenstelling van de voedingstroom voor de scheidingstrein gewijzigd zal worden zal dit ook gevolgen hebben voor de belasting van de kolom. Bij verlaging van de hoeveelheid CE van 5.8 gew% CE naar 5.0 gew% CE kan de topsectie droog komen te staan en de bodemsectie zal kunnen doorregenen. Men kan stellen dat de concentratie CE in de voedingstroom binnen nauwe marges (5.5- 6.0 gew % CE) gevarieerd kan worden.

Voor het doorrekenen van de scheidingstrein is gebruik gemaakt van het flowsheeting programma ChemCad II.

-8-4. PROCESKONDITIES

4.1 De reaktiewarmtes

De reaktiewarmtes zijn berekend aan vormingsenergie Hf per component (Weast reakties zijn van belang:

de hand [13] ). De van de volgende H20 _{(1) + C1 2 (g)} <==> HOCI (aq) + Hf (kJ/mol) 285.8 0.0 -120.9 ÖHf (kJ/mol) HCl (aq) -167.2 -2.2 C2H4 (g) + HOCl (aq) --> _{HO-CH2-CH2-Cl (aq)}

Hf (kJ/mol) -52.3 120.9 -295.4 -226.8

C2H4 (g) + _{Cl 2 (g)} --> _{Cl-CH2-CH2-Cl (aq)}

Hf (kJ/mol) -52.3 0.0 -165.2 -217.5

De reaktiewarmte die ontstaat door de vorming van DCE kan verwaarloosd worden ten opzichte van die van CE. De reaktiewarmte EDC is al van zeer geringe invloed doordat er een veel grotere hoeveelheid CE geproduceerd wordt. In bovenstaande reaktievergelijkingen is de oploswarmte van chloor en etheen in water al automatisch meegenomen, door uit te gaan van de vormingswarmte in de gasfase.

4.2 De oplosbaarheden

De oplosbaarheden van verschillende komponenten volgens Kirk-Othmer (4], Ullmann (17] en Weast (13] zijn gegeven in tabel 4.1. Tabel 4.1 De oplosbaarheden van verschillende komponenten

oplosbaarheid (g/100 mI) C1 2 1.46(0 o C) 0.57 ( 30 o C) NaOH 42 (0 o C) 347 (100 o C) NaCl 35.7 (0 o C) 39.12 (100 o C) HCl 82.3 (0 o C) 56.1 ( 60 o C) CE goed EDC 0.869 ( 20 o C)

---Gegeven de oplosbaarheid van chloor in water zou nog niet al het chloor voor de etheeninlaat opgelost zijn. Door de grote mate van menging is echter de chloorconcentratie in de reaktievloeistof ook vóór de etheeninlaat laag, zodat het chloor voldoende goed kan oplossen. Bovendien lost het chloorgas volgens Domask (2] sneller op in de reaktievloeistof, die door de menging voor de etheeninlaat aanwezig is, dan in zuiver water.

-9-De neutralisering van het HCl na de kolom gebeurt met 50 gew% natronloog. Gezien de oplosbaarheden is een 50 gew% oplossing bij 20°C goed mogelijk.

Omdat de oplosbaarheid van EDC in water laag is, vormt het snel een gescheiden fase waarin zowel chloor als etheen bij voorkeur oplossen, waardoor nog meer EDC gevormd wordt. Het ontstaan van zoln fase moet dan ook voorkomen worden.

4.3 De druk

De druk onderin de kolom van het water kan berekend worden door de relatie:

p=el.l'l. g. L

Een voordruk van 6.

a

bar blijkt nodig om de waterdruk in de

toren te overbruggen.

4.4 De temperatuur

De oplosbaarheid van etheen en chloor in water stijgt als de

temperatuur daal t, waardoor een lage reaktietemperatuur

gunstig lijkt. Uit metingen van Domask en Kobe [2] blijkt echter dat een lage temperatuur juist ongunstig werkt; EDC hoopt zich op in de reaktievloeistof als een aparte fase. De aanwezigheid van EDC in een aparte fase leidt tot de vorming

van meer EDC, omdat etheen en chloor oplossen in de

niet-mengbare fase en direkt reageren.

Daarom wordt de temperatuur tussen de 50°C en 60 °C

gehouden. De reaktiewarmte veroorzaakt een

temperatuurs-stijging, maar de uiteindelijke temperatuur kan beheerst

worden door de temperatuur van het voedingswater. De

adiabatische temperatuursstijging werd als volgt berekend:

Q

=

_4>m.cp.ÖTad

QCE

=

ÖHfCE·~mCE

QEDC

=

ÖHfEDC ·4>mEDC

Q

=

QCE + QEDC

Hieruit volgt een adiabatische temperatuursstijging ÖTad van

47°C, zodat de temperatuur van het voedingswater zoln

Ia

°C

moet bedragen om de reaktor op de juiste temperatuur te

houden.

uit berekeningen blijkt dat de koeling door interne

verdamping, d.w.z. de overdracht van water naar de

etheenbelletjes, waarbij het water in de gas fase overgaat, te

gering is om van invloed te zijn op de temperatuur in de reaktor.

- -

- -10-4 .5 Thermodynamica

Voor het doorrekenen van de scheidingstrein is gebruik gemaakt van de thermo modellen zoals die in Chemcad 11 [20] gebruikt worden.

Voor het doorrekenen van de destillatiekolommen is gebruik gemaakt van de K-value methode volgens het Renon Non-Random Two Liquid (NRTL) model de Loos [21]. Hierbij wordt de activiteitscoëfficiënt als volgt berekend:

n r n 1 ~ X· t· . G· .

I

~ Xk tkj Gkj

I

j J J1. J1. h X· G· . J 1.J k In 'ti =

---

_{+ E}

---I

t· .

-

---

I

n k n 1.) n E _{Xk Gki} k E k Xk Gkj

L

E k Xk Gkj

J

t· . ₎₁

₌

A· . _{) 1} + B· . _{) 1} jT Gji

=

exp (- (X •• _{+ tj i)} J1. (X • •

=

(X •• 1) J1.

Voor dit model is het drie parameter model gebruikt omdat de B'i en Bij. parameters niet bekend waren. De interactieparameters zi3n gebru1.kt zoals ze weergegeven stonden in Sorensen [19].

NRTL Activiteitscoëfficiënten. Alpha matrix : EDC CE H20 DCE EDC 0.0 933.3 800.0 400.0 CE -410.9 0.0 -308.2 0.0 H20 1700.0 892.7 0.0 1700.0 DCE 0.0 0.0 0.0 0.0

j -11-Beta matrix EDC CE H20 DCE EDC 0.0 0.2 0.2 0.0 CE 0.2 0.0 0.2 0.0 H20 0.2 0.2 0.0 0.0 DCE 0.0 0.0 0.0 0.0

Voor het enthalpiemodel en entropiemodel werd het Soave-Redlich-Kwong model (SRK) de Loos [ 21] gebruikt dat geschikt is om koolwaterstoffen te beschrijven. Hiervoor was het niet noodzakelijk om model parameters in te voeren omdat de stofeigenschappen, met name de kritische temperatuur en druk, in de databank van Chemcad 11 waren ingevoerd.

Het SRK-model :

De enthalpie werd als volgt bepaald

*

H - H A T da - - - = Z - 1 - ( 1 -RT B a dT da N N B

) *

In ( 1 + Z T ( dT ) = - ~ ~ Xi*Xj*mj*(aci*acj*TrjO.5) * ( 1 - kij) i j

De entropie werd als volgt bepaald

S - s* P A T da B

--- + In

=

In (Z-B) + (--- * ----) In (1 + ---)

R Po B a dT Z

Po

=

1 bar Bi

=

bi/b

70 L ( ",) 50 40 30 20 1.0 0 0.0 ~ig. 5.1. a 0 a 99.9 ",ol:r.

---

a chloorconvarsie 99.0 :r. G- _{a a} a 0 90.0 :r. ©RR 0.5 1..0 1..5 2.0 Dc ( ",) _3.0

De benodigde kolo"'hoogte L bij verschillende kolo",dia",eters en bij verschillende chloorkonversies

c

,

_.J

-13-5. MOTIVERING VAN KEUZE VAN DE APPARATUUR EN DE BEREKENING HIERVAN

5.1 De reaktor

De twee meest voor de hand liggende uitvoeringsvormen voor een reaktor voor de produktie van chloorethanol zijn een bellenkolom en een geroerde tank. De belangrijkste voQJ:;:d.e~len

bij het gebruik van een bellenkolom in vergelijking met een

geroerde tank zijn (Shah [3J): ~~~1~'~.~

1) Door de afwezigheid van bewegende delen is er minder ~- (~~~

onderhoud nodig en zijn er geen speciale afslultlngen vereist. )~~~ ?

2) Er kunnen hogere waarden voor het specifieke oppervlak en ( ___ ",,~~.

de overall stofoverdrachtscoëfficiënt bereikt worden. v

3 ) Er kunnen hogere warmte-overdrachtssnelheden per eenheid van volume reaktor bereikt worden.

4) Er is minder vloeroppervlak nodig en bellenkolommen zijn minder duur.

5) De terugmenging in de gas fase is veel minder.

Een nadeel is dat er een aanzienlijke terugmenging in de vloeistoffase plaats vindt (wat natuurlijk bij een geroerde tank helemaal het geval is). Deze terugmenging kan bij een bellenkolom eventueel nog wat ondervangen worden door het gebruik van pakkingsmateriaal.

De berekeningsmethode voor de reaktor is beschreven in bijlage

11. Voor de bepaling van de reaktorkonfiguratie werd de

aanname gedaan dat het chloor voor 99.9 % omgezet moet worden

om extra kosten voor chloorverwijdering te voorkomen. De

resultaten van de berekening staan in tabel 5.1.

Indien met een chloorconversie van 99.0 % gewerkt kan worden, zou dat de kolomhoogte verlagen tot 20 meter, waardoor de gassen op minder hoge druk ingebracht kunnen worden, zodat de kompressor goedkoper is.

TABEL 5.1 De berekende waarden van verschillende

kolomparameters bij variërende kolomdiameter.

kolomdiameter m 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

kolomhoogte m 55.2 57.9 59.7 61. 0 61.8

sup. gas- 2.25E-1 1.10E-1 6.19E-2 3.96E-2 2.75E-2

snelheid mis

uiteindelijke 8.50E-2 1.05E-1 1.19E-1 1.30E-1 1.39E-1

stijgsne1h. mis beldiameter mm 0.64 0.78 0.90 1.01 1.11 volumefrak-tie gas specifiek oppervlak

11m

stofoverdrachts-coëfficiënt l/S Bo kengetal

-,,

~

verblijf tijd uur

0.31 2925 2.06E-2 1.26E-2 1. 66 0.17 1300 9.14E-3 6.54E-3 4.39 0.11 0.08 0.06 731 468 325

5.14E-3 3.29E-3 2.28E-3

4.14E-3 2.91E-3 2.19E-3

25 (uur) 1.5 1.0 5 o 0.0 f'ig. 5.2 0.01.3 Bo (-) 0.01.0 0.005 0.0 f'ig. 5.3 0.5 1.0 1.5 2.0 De (tt)

Het verloop van de verblijf'tijd t s van de vloeistof' ttet de kolol'ldial'leter

0.5 1..0 1.5 2.0

Het verloop van het Bodensteinkental Bo Met de koloMdiatteter

RR 3.0

c

L L RR 3.0

c

-14-Voor de bepaling van de benodigde gegevens, nodig voor de berekening van de reaktor, zijn de volgende aannamen gedaan: - Voor de bepaling van de dichtheid, de viskositeit en de

oppervlaktespanning van de vloeistof in de reaktor werden de dichtheid (985 kgjm3 ), viskositeit (5.09E-4 Pa.s) en

oppervlaktespanning (0.067 Njm2

) van water bij 55°C

berekend en gebruikt. (Int. crit. Tab. [9])

- De evenwichtsconcentratie etheen in de reaktievloeistof (2.95E-3 moljm3 ) werd bepaald met behulp van de Henry coëfficiënt van etheen in water bij 55 oe (14.28 mm Hg).

(Int. erit. Tab. [9])

- De diffusiecoëfficiënten van etheen (1.19E-9 m2 _{js) en chloor}

(1.63E-9 m2_{js) waren bekend uit het artikel van Hikita e.a.}

[12], en werden gekorrigeerd voor de temperatuur met behulp van een empirische vergelijking uit Perry [23].

- Aangenomen werd, dat al het chloor voor de etheeninvoer opgelost is.

- Er is vanuit gegaan dat de reaktievloeistof als een elektrolytoplossing beschouwd kan worden.

In eerste instantie werd gekeken welke kolomhoogte L de kolom moet hebben bij een bepaalde diameter. Het resultaat hiervan is voor chlooromzettingen van 90, 99, en 99.9 % t.o.v. de ingaande hoeveelheid (waarbij steeds de vereiste 1250 kg CE per uur geproduceerd wordt) uitgezet in fig. 5.1. Het blijkt dat de benodigde reaktorhoogte bij een konversie van 90.0 en 99.0 %

afneemt en bij 99.9% hoger moet zijn naarmate de diameter Dc groter wordt. Het verschil ontstaat door de gas hold-up. In alle gevallen neemt de vloeistofhoogte zonder de gas hold-up mee te nemen toe met toenemende diameter. Maar de gas hold-up neemt af met toenemende diameter. Omdat bij 90.0 en 99.0

%

de benodigde vloeistofhoogten dichter bij elkaar liggen, overheerst het effekt van de gas hold-up en neemt de totale kolomhoogte af. In het geval van 99.9 % konversie neemt de benodigde kolomhoogte sterker toe met toenemende diameter, dan de hoeveelheid gas afneemt met toenemende diameter. Voor alle gevallen geldt dat hoe kleiner de diameter, hoe kleiner het benodigde vloeistofvolume, waardoor de verblijf tijd ts van de vloeistof eveneens verkleind wordt (zie

fig. 5.2 in het geval van 99.9 % konversie).

In de eerste plaats vindt er bij een smallere kolom minder axiale menging plaats, waardoor het Bo kengetal groter wordt (zie fig. 5.3), waardoor de reaktieomstandigheden verbeterd worden. Het Bo kental is echter voor elke afmeting zo klein dat het systeem als vrijwel ideaal gemengd beschouwd kan worden.

Ten tweede beïnvloedt de kolomdiameter de belgrootte db (zie fig. 5.4); naarmate de kolomdiameter kleiner wordt, wordt ook de beldiameter kleiner, het specifieke oppervlak a groter en de stofoverdrachtscoëfficiënt kla groter (zie fig. 5.5).

Het blijkt dus dat de kolomdiameter zo klein mogelijk gekozen moet worden. uit tabel 5.1 blijkt echter dat bij een kolomdiameter van 1.0 en 1.5 m de superficiële gassnelheid groter is dan de uiteindelijke stijgsnelheid van de bellen. Het gevolg is dan dat de bellen in grote mate gaan coalesceren, waardoor de reaktie sterk belemmerd wordt. Bovendien bevordert dit de EDC vorming. De kolomdiameter waarbij de superficiële gassnelheid

---1..3 1..0 0.5 0.0 f'ig. 5.4 0.025 k l . (.1/.) 0.0.15 0.01.0 0.005 o 0.0 0.5 1..0 1..5 2.0

Het verloop van de belgrootte db Met de koloMdiaMeter

0.5 1..0 1..5 2.0 De: (,d f'ig. 5.5 Het verloop van de stof'ouerdrachtscoëf'f'iciënt kla "et de

kolo"dia"eter RR 3.0 ©RR 3.0 (~J \ G L C L, I I

I

c

I . I v

...J

-15-gelijk is aan de uiteindelijke stijgsnelheid van de bellen bedraagt 1.53 m. Beide snelheden bedragen dan 0.1059

mis.

Ter voorkoming van dit verschijnsel werd de kolomdiameter 20% groter genomen dan de diameter van dit omkeerpunt. Gekozen werd voor een diameter van 1.8 m.

De benodigde kolomhoogte voor een chlooromzetting van 99.9 % bij een kolomdiameter van 1.8 m is 59.0 m. De berekende gegevens voor deze konfiguratie staan in tabel 5.2.

TABEL 5.2 De berekende waarden van de verschillende kolomparameters voor de gekozen reaktorkonfiguratie.

=

1.8 m

=

59.0

m

99.9

%

kolomdiameter kolomhoogte chlooromzetting

=

superficiële gassnelheid uiteindelijke stijgsnelheid beldiameter volumefraktie gas specifiek oppervlak stofoverdrachtscoëfficiënt Bo kengetal

verblijf tijd uur

=

=

=

=

=

=

=

7.642E-2

mis

1.138E-l

mis

0.858 mm 0.128 903 llm 6.347E-3

lis

4.889E-3 6.677 uur

Van de gekozen reaktorkonfiguratie werd het concentratie-verloop bekeken met de hoogte van de kolom (zie fig. 5.6). De reaktievloeistof is zo goed geroerd (laag Bo kental) dat het systeem beschouwd kan worden als ideaal geroerd. Alleen bij uitvergroting is er nog enigszins een profiel te onderscheiden (zie fig. 5.7), wat zijn invloed heeft op de enhancementfaktor E (zie fig. 5.8).

Voor deze kolom werd ook bekeken wat de chlooromzetting is voor kolommen met een diameter van 1.8 m van verschillende kolomhoogten. Het resultaat is uitgezet in figuur 5.9. Hieruit blijkt dat voor hoogten oplopend van 0 tot 20 m de omzetting van het chloor sterk oploopt, en dat de kolom sterk verhoogd moet worden om het laatste chloor om te zetten om een omzetting te halen van 99.9%. Er kan een afweging gemaakt worden om hetzij de kolomhoogte te verhogen, hetzij de produktstroom van chloor te zuiveren. Hier werd gekozen voor het verhogen van de kolom, omdat dit eenvoudiger is dan de verwijdering en verwerking van het chloor in de produktstroom.

Zoals eerder gezegd is het de bedoeling dat het chloor voor de etheeninlaat grotendeels opgelost is. uit figuur 5.9 bleek dat etheen bij een hoogte van 3.5 m al voor 95% opgelost en omgezet kon worden. Aangezien chloor beter oplost dan etheen zal een hoogte van 2 m genoeg zij n om zo I n 95% van het chloor op te lossen, ook al heeft het chloor hier niet te maken met een versnellingsfaktor. Bovendien lost het chloor volgens Domask [2] sneller op in de reaktievloeistof dan in water. Omdat de kolom beschouwd kan worden als vrijwel ideaal geroerd zal onder de etheeninlaat zich dus reaktievloeistof bevinden. De totale kolomhoogte wordt hiermee 61.0 m.

0.9 0.6 0.4 0.2 ©RR o 1.0 20 30 40 L ( ... ) ₆₀

fig. 5.6 Het verloop van de chloorconcentratie ... et de hoogte van de koloM

0.0030 0.0020 0.0015 0.001.0 0.0005 0.0000 ~---~---~---~---~---~---~ ©RR 60 o 1.0 20 30 40 L ( ... )

I ~ '.J , '-' 1.00 Chloor

I

conversie 90 85 80 75 o f'ig. 5.9 3.0 E (-) 2.0 1.0 1.0 20 30 40 60

De chloorkonversie in koloMMen van verschillende hoogten Met een diaMeter van J..8 M

0.0 ~---~---~---+---~---~---~

o 1.0 20 30 40 60

fig. 5.8 Het verloop van de enhanceMentfaktor E Met de koloMhoogte

©RR

5

.1

0

5

.11

100 9!i ë

..

90 u ~ 0. ~ 85 u c

..

2 BO

...

75 70 1.5 20 30 40 5.0 Com~sslon rorio ~et

totaalren

de

m

e

nt

é'ÜS

tu

n

kt

i

e van

de

k

om

p

r

ess

i

eve

rhoudin

g

.

:CJO - ~?/r.ml § ~ ;/XJ

•

700 <t: SJ? ~ tco ~ JCO

....

<.; zoo ~ ~ 1JO ~ _{... I"'} ~ 7J :: _sc ~ _I,' ~ ~ JJ ' -• la ~~ IS

""

.~ _1J

'"

""

., ~ ~ -~ '" ~ E: ~ ~ iS i J f f ï :J Slufmdr":.I"y,lJi/nfJ 10 -~ 11;,-,

:

?

i

guu

r

'fOOr

de b'?naling

van

d .::::1. v. cl:; dT"tlkverhoudin.3". IS

'

J

.antaI

-=l

o

(;1

, v

I

'"'I

o

I

(;1

- I

~I

-16-5.2 De kompressor

De kompressor Cl in dit proces werkt met een hogere drukverhouding, waardoor voor een zuigerkompressor gekozen werd. Het gebeuren in een zuigerkompressor is vanwege het discontinue karakter van het proces en de ontoegankelijkheid veelal moeilijk meetbaar. Slechts als het p-V diagram opgenomen kan worden is meer nauwkeurige informatie verkrijgbaar. Om in de ontwerpfase toch een redelijke schatting te kunnen maken relateert men met behulp van een totaalrendement het technisch vermogen aan het vermogen nodig voor een omkeerbaar adiabatisch proces. Het aldus gedefiniëerde totaal rendement n(tot) heeft men voor een groot

aantal geïnstalleerde, goed gedimensioneerde machines

doorgerekend en uitgezet als funktie van de kompressieverhouding , zoals weergegeven in figuur 5.10 (fig. 5.4, van den Bergh [7]).

De kompressor moet onder de volgende omstandigheden werken:

~v(etheen)

₌

0.0568 m3js T(voor)

₌

20 °c p (voor)

=

1.0 bar p(na)

₌

6.0 bar k(etheen)

=

1.25 Cp (etheen)

₌

1550 Jjkg.K

Voor een drukverhouding 6 volgt uit figuur 5.11 (fig. 5.7, van den Bergh [7]) voor een continu proces een tweetrapskompressor als gunstigste. De drukverhouding per trap is 6

=

2.45 bar en dus is de gemiddelde tussendruk p2

=

2.45 bar. De drukval over de tussenkoeler is ca. 5%: 0.12 bar, zodat p2'

=

2.51 bar en p2"

=

2.39 bar. De drukverhoudingen nemen we beide = 2.51. Het indicateurvermogen per trap is:

Wei)

=

k k-1 I I P (voor) . /l>v.

I

I

=

5.79 kW. pCna) p(voor) (k-l)

Ik

-1

uit figuur 5.10 volgt n(tot)

=

0.85, zodat het technisch vermogen dan is:

wet)

=

2*W(i)jO.85 = 13.62 kW

De koelwaterstroom heeft een ingaande temperatuur Tk,in

=

15°C en een uitgaande temperatuur Tk,uit

=

30°C. De etheenstroom wordt gekoeld tot Tuit

=

20°C.

De temperatuursstijging van de tussenkoeler kan berekend worden aan de hand van:

(k-l}jk T(na)

=

T(voor) .

I

pCna)

I p (voor)

I

I

I

-17-De enthalpieverandering van de tussenkoeler is dan:

OH = p1.~v/(R.Tin).Cp.{T(na)-T(voor)} = 6.25 kW en de massastroom koelwater:

~m,k

=

ÓH/(Cp,k. (Tk,uit - Tk,in)

=

0.10 kg/s

Op dezelfde manier kan voor de eindkoeler berekend worden dat:

OH = p1.~V/(R.Tin).Cp.{T(na)-T(voor)} = 6.25 kW en de massastroom koelwater:

--- -

-Cf,,",'ER ':''"

AO'6rIO"

I lg.

5

.1

2

'·"rinli"" uf ,·jJ,,·ip/ln· ,,.itl, .<1'e('ij;(' speed

jor I"Ilrioll'O ,j:t·, uf !H""PS

~Tet

VerlOOD

v

a

n

h~t

rendement met

de

sDecifieke

snelheid v~or v~Tschi~lende ~ompgroott~s.

(

o

c

o

cl

Cl

'-.:

-18-5.3 De pompen

Bij het ontwerp van pompen zijn veelal de Hman, de ~v en de hoeksnelheid de uitgangspunten voor de type-bepaling. Een veelvuldig toegepast kental is dan ook de "specifieke hoeksnelheid ns". In de praktijk komt het niet-dimensieloze "specifieke toerental nq", dat afgeleid is van ns, dan ook veel voor. Hierbij is een toerental n ingevoerd en is de versnelling van de zwaartekracht konstant verondersteld:

n.4>v1/ 2 nq

=

Hman3/ 4 Hman

=

OP/(ol.g)

Het theoretisch vermogen is gelijk aan:

W(t)

=

~v.{p(na)-p(voor)}

Aan de hand van fig. 5.12 (fig. 6.2, van den Bergh [7]) kan met behulp van nq het rendement n van de pomp bepaald worden, zodat het asvermogen ook bepaald kan worden:

W(as)

=

W(t)/n

Als voorbeeld wordt pomp P2 genomen:

~v

=

5.537E-3 m3/s

=

87.75 U.S. gal/min p(voor)

=

1.0 bar p(na)

=

6.0 bar n = 3000 rpm Hman = 5.0E5/(998*9.8) = 51.12 m = 167.6 ft 3000*87.75 1/ 2 rpm.V US gal/min' 167.6 3/ 4

=

603

---

ft 3/ 4 nq =

-uit figuur 5.12 volgt een rendement van 50%. Het theoretisch vermogen is:

W(t)

=

5.537E-3*5.0E5

=

2.77 kW Het asvermogen komt dan op: W(as)

=

0.276/0.50

=

5.54 kW

1

'-- -19-5.4 De warmtewisselaars

In het proces komen verschillende soorten warmtewisselaars voor:

- warmtewisselaars zonder faseovergang

- warmtewisselaars met verdamping aan de mantelzijde (de verdampers van de destillatiekolommen)

- warmtewisselaars met kondensatie aan de mantelzijde (de kondensatoren van de destillatiekolommen)

Voor al deze warmtewisselaars bestaan berekeningsmethoden (van den Bergh [6]) die in grote lijnen op dezelfde procedure neerkomen:

1) Het verzamelen van de benodigde stofgegevens

2) De berekening van het logaritmisch temperatuurverschil, de bepaling van de overall-warmteoverdrachtscoëfficiënt en de berekening van het warmtewisselend opppervlak

3) De bepaling van de konfiguratie van de warmtewisselaar

4) Kontrole van de drukval zowel aan de pijpzijde als aan de mantelzijde van de warmtewisselaar

5) Berekening van de warmteoverdrachtscoëfficiënten aan pijpzijde en aan mantelzijde en bepaling van de vuilweerstanden

6) Berekening van de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt en de uitvoering van eventuele herberekeningen

In bijlage 111 is een berekeningsvoorbeeld opgenomen voor warmtewisselaar H22.

-20-5.S

Motivatie van keuze van kolommen en extractor.

Na het reactiegedeelte wordt het reactiemengsel met de natronloog oplossing met 7% (mol%) door de scheidingstrein geleid en gescheiden in (zout) water, chloorethanol , ethyleendichloride (EOe) en zogeheten 'heavy ends' waaronder diethylchloride-ether. Voor deze scheidingstrein zijn drie mogelijke configuraties bekeken:

1) Eerst de processtroom ontwateren, vervolgens het chloorethanol eruit extraheren met behulp van ethyleendichloride (EOe) en het produkt uit het extractiemiddel destilleren en ook door middel van destillatie zuiveren van 'heavy ends'.

~ 2) Eerst het chloorethanol uit de processtroom extraheren met ;'.,

behulp van EOe en vervolgens scheiden van ~ mengsel met~

behulp van extractie en vervolgens zuiveren van 'heavy ends'.

~

3) Met behulp van vacuumpervaporatie via een membraan scheiden van het zoute water mengsel en het chloorethanol via een destillatie opzuiveren.

De randvoorwaarden waren dat de afvalwater stroom max 1 ppm

geha1ogoneerde produkten mochten bevatten en dat de

afvalwaterstroom tevens niet meer dan ca. 10 % (wgt%) zout (NaCl) mocht bevatten. Tevens moest de produktsstroom chloorethanol

99.9% (wgt%) zuiver zijn.

Na rekenwerk met behulp van fysische gegevens uit [21] en diverse simulaties met Chemcad 11 van configuratie 1 en 2 bleek dat configuratie 2 zeer grote hoeveelheden extractiemiddel EDC vergde t.o.v. van configuratie 1 ( 30000 kg Eoe /hr t.o.v. 3500 kg Eoe

/hr). Ook was bij configuratie 2 het afvalwater nog zodanig vervuild dat een verdere scheiding noodzakelijk zou zijn.

Voor de derde configuratie was niet voldoende fysische data beschikbaar om deze pervaporatie door te rekenen; in de bioprocestechnologie wordt pervaporatie gebruikt om ethanol/water mengsels (ethanol hoeveelheid> 70 %) te scheiden door het water te laten pervaporeren. Het type membraan en tevens de buiten het membraan druk is van invloed op het scheidingsrendement.

Voor deze configuratie valt veel te zeggen omdat de processtroom niet met een extraheermiddel bewerkt moet worden ; hierdoor is de hoeveelheid energie per kg chloorethanol die nodig is om het produkt 99.9% zuiver te maken minder dan met extractie het geval zou zijn. Bovendien is het mogelijk om de afvalwaterstroom op deze manier van al het CE en EDC te ontdoen ( < 10 ppm). Nadeel is echter de grootte van de proces stroom waardoor een groot membraanoppervlak is vereist wat tot grote materiaalkosten leidt. Bovendien kunnen complicaties optreden door dat de processtroom vervuild is met zout wat het scheidend rendement van de membraan vermindert.

-21-Uiteindelijk is op basis van energieoverwegingen en praktische uitvoering gekozen voor configuratie 1.

Bij configuratie 1 wordt de processtroom in de eerste toren

gescheiden tot bijna de azeotropische samenstelling van 37.5 %

water en 58.0% water en 0.4 % EDC die over de top gaat en onderin het afvalwater die minder dan 10 ppm CE/EDe en 'heavyends'

bevat. Vervolgens gaat de processtroom door extractor de

waterige stroom wordt weer teruggeleid naar de eerste toren. De

organische (extractiemiddel ) stroom gaat vervolgens naar de

tweede toren waar het EDC en het Chloorethanol gescheiden worden. In de laatste toren wordt vervolgens het produkt opgezuiverd door het in deze toren over de top te laten uit komen ; de bodem stroom bevat de 'heavy ends'.

De berekeningen voor de dimensies van de toren werden op de wijze

zoals beschreven is in [22]. Ook werden met Chemcad II

schotelberekeningen gedaan met zeefschotels. De uitwerkingen zijn te vinden in bijlage IV.

Voor de extractor werd de berekeningsmethode gevolgd zoals beschreven in [22J. Hierbij werd uitgegaan van 5 theoretische schotels. De uitwerking van de berekeningen zijn weergegeven in bijlage V.

IN

Voor-waarts

Massa -en

Warmtebalans

Retour

UIT

M

Q

M

M

_M

_Q

Q

Q

IC eO,8

Pit OQ«AI(n .. -

-

-

--

- -

-,

I I 0,/4

/04,4

ETffEÇN ---lL

0,34

CJ7,8

5.15"3

-1

21

1.

,2

(H{"(Jc~ --. WATER

R5

" 7 p o - ~ 0,01

---

--~', 2-C,c

7-s-6,:j

- -

- -

----

,

Tlt

- - - ~F~E~.lo. _~,8 ~,O(l .--)~441 -t!j

o1

- - - -","2 q

T3

C)OOI

/, I

2(.;:'

_,

.

)

PI!. oOUkTIE ~ - - - -)

0,35"

-/:~90,b

NPtTA?.ON~a~

V6

6,35'

--:je!)/()

7,

cc]

--:,t:.)bY,6

---

\

----~

.-. 5"

8/

-

-Tt

-'-1104

0 I

I.gTf

--t ~ I t - ..>0.

-J5"t8()

,

2-5,9 6

-b2053

-

-+ \It

,

,

•

~

,

I

I-

-1

_I

4,

/6

11I1S"8,~

_I

':lroot'l

H13

_r--

-

c..o",o.

..

~ ~

11,

_21,Q

I

I

t 0 .

-I

,

I

I

L--1,

':;7,48

21554

,

3

KOEt.Wjl\T!~

H9

- +

2

~1,48 32332~3

6

,

Q4

_" -- 4~'O2,2 - - - -

-

- -

-_L

\

I

C,1-)

_--

--- ii7'l.

.

d

VlO

'....,' f,13

- ?tfJ8

2 - - - - - - - -~

12

'

~

}f

1085",6

KOH\.UITfR

i2,01

/3

)"7,2

H12

I /,/3 I

....

--leb':},€'

- -

--

- - - -\ ~

TIS

1,'27-

_-

_-

_-

_{- -}

_--

--314/6

I

_~ i I '~ Z '.I -J -1'iCr) .:;.

IT76

_---

.}. ,:3 /

~ -113,5"

I

I

I

~

-...J ,..) I 0,53

31,

sq

4,38

0.27

-

-14

_10,'

I

·

~

13

-/5lt. c, ~~s­ - 11. 1., LJ 0,0(11 ..-c,3

1

1

I

H20

STOOl'! - 1 c...

-

-

\ I

I

HIlI--YJ8

H22

H28

I i ONO. - + C'

,53

_'7,1

~

31,8q

LfOOll,b

I ~

4,38

458

_,

'

3

0,0'-1

- '7,2

0/6.,---

_-"2177~ c..ONO.

-

C,?.,

20/,2

C,Cl

J

i3

,

43

) J ! I

I

,

.

~

/,1

3

~) J

6,36

-,.

1,7

kOE::l..wATFR

H29

'l,S--

-.

0,02,. I I ' -~ 0,003 - 1

,

J

\

112...4,3

K-o~U...JATFR..

r3,Ll3

Ibljb,3

H2~

I Oe

--1 S'"Q, b

.----i j , I

V25

\ 0,3'S'" --I'12,j

-....;r

IltLt,8

koE:L.W A'rflt ~

/,7.3

111,4

H27

T

o ,3S""

-J~}~)

33881,1

~

Totaal

..

6,36

33885";8

Massa in kg/s

Warmte in kW

Fabrieksvoorontwerp

~~O:

2851

( ( (~ ( (

_

~

ppor

aa

t

sTr

oom

1

2

'3

'i

;;-t

Componenten

M

Q

M

Cl

M

(l

M

Q

M

a

__

WdTI:-g

b,5"1

-

-

- -.-

-

-

--ETYl

;

!:/v

-

C ,ILi

o,cl

c 20

-. --.--- - -

--_.

__

CtU-Cl()

l<-

~ --

--

-

o

.'"~'i.. - --_.--- -- . -.. _-- --- ---- ----_._ .--- ---" -- - --_._~- --~_ .. -- -

-Totaal:

5,53

-7222,2

ö,/Lf 104,

lt

0,07-

5}.2

o J

2.0

1

S-5"(b

0)

34

07/6

~Q~ataatsrroom

6

-;

B

9

10

~

Componenten

M

Q

M

a

M

a

M

a

M

a

Wj.\71;:&

-

-

-

~s-3

5",4S"

- -b-,tlf:ErJ

0,0]

<'')rO

7

C,..C!7

_{- - ---}

-[I( L () (I

R-

-

-

-

-.:1, Cl Cl

cr;-

-

,-

-

-

"3,

,

Eve

-

-

-

-

-

c

I

o'1

- - - - - -OLE

-

-

-

- --- -

-

~C03

Het

-

.

-

~

-

c

/6

- - --> • ..

- '

- --- - --- -- --- -- - - --- - -

-

-

-_ .- -- - .0_ 0 •• --- - - --~ _._-_. .- _--- --- ---

-Totaal:

",Ot

S-2,g

Q,<.J""./

5:2,q

<D,O

f

5'6

1

1-

S',S.3

-f2~,2)

..

6,()O

-59

lfLf

'1

M

in

kg/s

_Stroom

_{/Componenterl}

_s

_taat

( _l (

A eparaatsTroom

IJ

12

(11

-;-

l~

)

1i;

15

t

Componenten

M

a

M

Q.

M

0

M

Q

M

a

ó,36

..

w

'

/JTEtZ

O,J

f

~._I -

Y0t.

5,1

0

- -- - -- I - - -

-__

LE

-

0,35'

O,LiI

- _._-_.-

-

!l,6o

_

-

-

-EDe

-

0,04 o,o~

D)39

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

-__

_

llLc

-

ö,oc3 0, Cl Cl 3 - - ---

°9°2

-~CtCl

-

0,25 ~25"

,

- - --- c,ZS"""

NnoU

o,fl

-

-

--

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

-Totaal:

0,35"

-'3

~

JC

,

6

6,35

-7°9

'

/8

},09

-}ÇJ

6'1,

b

6,Cjlf

-1S"6dO,2.

t),0 6

-620$',3

~ ~~araatstroom

1t:

/1

IJ

'

19

10

~ COITl~onenten

M

Q

M

a

M

Q

M

Q

M

Q

WAng

1-(,02.

~/66

O

/

b6

0,66

o/C)

4

- ---

-Lr;

1,60

0,'-11

6

,

41

- - -- --

c,c

19

C,3S- -[;- DC

O.3Lt

~/oS 0,05 - --

-

~, ~OS- c,8~)

neE

Q7 t!)

2

~/C(lJ ~ rC'O

1

-

a,Oe]

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

_

... _--

-

-

- -

---- -- - - ---. ---- - - _ _ 0.- --~ .. -. - --- --- - -- --

-Totaal:

6,9lt

-lf9"~,2

IJ3

-7')8,l

1,13

-tö

b1,b

0,1:)

-87

2

,8

1,21

- 31'-1

I

6

-M

in

kg/s

( ( _l (

~

eparoatstroom

'2.1

22

13

'2

l_/

:2S-t

Componenten

M

a

M

0.

M

U

M

U

M

a

~ATI?J?

5:7°

Ct (

(2

-

0,03 ~,IZ - -- - ---- ç,~

.

-

c,

oc

I c,'$5""

-0,OC' I - - - .- - - - -- - -_._.

El2(

.- '3,/0

-~,~4

"3Jo

- .. ---

-ot

":-

-

~/C(J ') c,OC)

-

0.003 _______ 1, - . .

-N::

L

Ce

02)

-

-

-, -) - _ ._- -. -- -- - - -- - - -

-Totaal:

5>j6

- 62.05"

,

3

),7'~

- Jl

t

t?J

3,"1

~, '} ') _ l'2. r_l,l( ~,8a

--1/9

i

6

"3

;

21

-1-:>8,7

~

_

~~aroatstroom

26

2

'

20)

zg

30

~ Corn~onenten

M

U

M

a

M

Q

M

Q

M

Q vvArEJe 0(04

-

-

- --- -

-

-CE

-

Or :,)

I(

00 -~ f(

oe

- --- -Ë"O(! d8B (

-

-

-

-

-P~E

-

o,ocn

~/oot ö,003

c,

(JO I Nc~(

{

-

-

-

- - - -

-

-

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

_

._

.

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

-

_

..

_-Totaal:

0

,

')'2.

-'-;),2- c.,

'" 3'-

. ')

-/2.2,4

1,00 -<]i2. I

6

0(001 - <."l)

3

1,00

-3s-o~l

M

in

kg/s

r l : .. L,~,

stroom/Componenten

l I ... l _l ( (

~pparaatstr?om

:~

I

32

:~ )

t

Componenten

M

a

M

0.

M

a

M

Q

M

a

____

~lidn

Is

-

-

-

- - - -___ (F_

6,3

s-

C"(3)

-

_

... _-- -(-;:PC

-

-

--- -- --- - - - -__ ."!?l ~ .-

-

<::,,(0) - -- - -- -"--- -- -- - -- - ---_ . . . . -- - - ---- .... -- - - -- - -- --

--Tot aal:

c,3S""

-/22

7

C,3S"

-IL)

),'3

c~oo3

-

I,

I

~~paroëïtsrrooml

_ _ _ _ _ _ _ _

- - - - r - - - - _ _ _ _ , _ _ _ _ _ _ _ _ , _ _ _ _ _ _ , -_ _ _

~

Componenten

M

Q

M

Q

M

u

M

u

M

Q - -- - - 1 - - - - 1 - - - --- - -- - -

-- --

- - - - -

- - - -

- - - -

- - - -

- - - -

- - ---- - - - -- -- -- -- -- -- -- -- --- - -

- - - -

- - - -- - -

- - - -

- - - --- - - - -- --- - - - -

- - - -

- - - -- - - --- -- - - --- - - - --- - ---- - -- --- - -

- - -

- --- -- --- ---

-Totaal:

M

in

kg/s

_{stroom /Componenten}

₅

_taat

Apparatenlijst voor reaktoren. kolommen. vaten

---J

Apparaat No:

R5"

-

_/

J

TiJ

f3ELLEN -

LeG

L:

~ \i"

A

TIl<.--Benaming, k.OLoM

TeKEN

W~.)5a<

type

_((l..fA

_j(.TO

_rz)

Abs.gf 3(

b.o -

/,Z

aff.

1,0-1,

I

/, /

.

- 1,2

druk in bar temp. in

oe

5'5"

20

₂₀

Inhoud in m

3

I,S;Z

f,6

1,6

Diam. in m

_fJe

_1,0

_I,

0 1

or

h _{in m 6/)0}

2,0

₂₀

_,

Vulling: ;{ schotels-aant.

/

vaste pakking

/

katalysator-type

.

-

, ,

-

vorm

...

.

.

.. .. .. .. .. ..

.

.. .. ..

.

.. .. .. .. .. . ..

.

.. .. .. .. .. Sneciaa,2. te

;<e-I<.-

ij

S

R.\I~

c:-uiken :::at.

TITAAN

aan-;:a:!.

/

I

_I

se!!'; e.o'~e."a:~:e'

1(