Produktie van diethyleenglycol uit ethyleenoxide en water

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Nr: 2641

laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

,Michiel .. Crar-awincke.1 ... en .. Marc. .. Nico.las.

onderwerp:

,.l?rQduc.ti.e ... v.an ... Di.e.thyleeng.ly.co.l .. uit.. ..

... Ethy leenox.ide ... e.n ... Wa.t~r ... .

•

•

•

•

•

•

-F abri eksvooront

werp-Produktie van Diethyleenglycol uit

Ethyleenoxide en Water

.. Oe longe weg tot het vergiftigen von een goed glos Oosterijkse wijn"

Marc Nicolas Oudraootweg 1 2612 SL Delft 015-121357 Michiel Cramwinckel Goeman Borgesiusstraat 2 2613 AM Delft 015-121867 Opdrachtdatum : Augustus 1985 Verslag:latum : April 1986 Nr. : 2641 : °l

•

I

I

..

•

Samenvatting

Dit proces is ontworpen voor de productie van 40500 ton/jaar di ethyl een glycol (DEG) en 8600 ton/jaar triethyleen glycol ( TEG) uit een ongekataliseeroo

vloeistofreactie van 41580 ton/jaar ethyleen oxioo( EO) en 7520 ton/jaar water. Op grond van productprijzen uit 1985 zal de fabriek in continue bedrijf met een stream factor van 0.9 (328.5 d6;Jen/jaar) per jaar een verlies van

f

7.6 miljoen maken.

De fabriek bestaat uit een ooiabatische buisreactor( V=2.25m3), drie restillatietorens en bij behorenoo warmtewisselaars en pompen.

Bij een verblijftijd in 00 reactor van 300 s en een gemili1eloo temperatuur van 4500

K is 00 som van de reactiewarmten positief (endotherm). 51 ~ van 00 ethyleen oxide wordt omgezet in reactor. Op deze manier wordt 87~ selectiviteit van DEG in 00 reactor uitlaat bereikt. De resterenoo EO, evenals het aanwezige water en ethyleen glycol ( EG) wordt afgescheiden en gerecirculeerd naar de reactor. Voor 00 reactorberekeningen is gebruik gemaakt van een bibliotheek programma van de Rekencentrum van 00 TH Delft. Het reactor prodUct wordt in drie destillatie kolommen gescheiden in twee recycle stromen (H20, EO, EG) en in DEG en TEG productstromen. Eén kolom is onworpen op grond van gegevens van een PROCESS simulatie. De scheiding in de anoore kolommen is OOeQuaat berekend met een zelfgeschreven programma voor multicomponent destillatie. De berekeningen van de apparaten (reactor, kolommen, warmtewisselaars, pompen, refluxdrums)en van de utilities( stoom, koelwater, electriciteit) zijn voldoenoo gespec1f1ceerd om een

goede schatting van de totale investering te geven. Met opzet zijn gedetailleerde berekeningen achterwege gelaten, omdat de waarde daarvan in dit stooium van het ontwerp klein is .

•

•

1 Inhoudsopgave bladzijde Samenvatting 1

•

1 Inhoudsopgave 2 2 Inleiding fabrieksvooronlwerp 3 3 Achtergronden voor het ontwerp 6 3.1 Uitgangspunten voor het ontwerp 6 3.1.1 Inleiding uitgangspunten 6 3.1.2 Produklspecificaties 6

•

3.1.3 Utilities 7 3.1.4 Fysische Constanten 7 3.1.5 Toxologische Eigenschappen 7 3.2 Procescondities 9 3.2.1 Grondstoffen 9 3.2.2 Thermodynamische basis 9

•

3.2.3 Reactieevenwichten 9 3.2.4 Reactiewarmte 10 3.2.5 Zuiverheden produktstromen 10 3.3 Kinetiekkeuze 12 4 Procescondities 14 4.2 Flexibiliteit 15

•

4.3 Start-up 16 5 De apparatuur 17 5.1 De reactor dimensionering 17 5.1.1 Ontwerpuitgangspunten 17 5.1.2 Berekeningen 18 5.1.3 Keuze reactor 19

•

5.1.4 Reactor afmetingen 20

5.1.5 Dimensioneren van voorverwarmer

van de voeding(H 1 ) 21 5.2 Inleiding scheidingssektie 22 5.3 Water-kolom 25 5.3._{1 Uitgangspunten H2O-kolom} 25

•

5.3.2 Berekening kolomparameters 25 5.3.3 Berekening kolomafmetingen 26 _{. !}

5.3.4 Dimensioneren van de kondensor(H2).

reboiler(H3) en accumulator(V 1 ) 26

5.4 Ethyleenglycol-kolom 27

•

5.4.1 Uitgangspunten EG-kolom 27

5.4.2 Berekening kolomparameters 27 5.4.3 Berekening kolomafmetingen 28 5.4.4 Dimensioneren van de kondensor(H4).

reboiler(H5) en accumulator(V2) 29 5.5 Diethyleenglycol-kolom 30 5.5.1 Uitgangspunten DEG-kolom 30

•

5.5.2 Berekening kolomparameters 30

5.5.3 Berekening kolomafmetingen 31 5.5.4 Dimensioneren van de kondensor(H6).

reboiler(H7) en accumulator(V2) 32 5.6 Pompberekeningen 33 6 Economische evaluatie 34

•

7 Conclusies en aanbevelingen 36 8 Literatuur 37 9 Symbolenlijst 38 Bijlagen 39

•

•

•

I

.

•

•

•

•

i

I

•

2 Inleiding fabrieksvoorontwerp probleemstel J i ng

Dit fabrieksvoorontwerp heeft als 0081 een ontwerp van een proces voor de productie van dlethyJeenglycol. Aanleiding voor de opdrocht was het Oostenrijkse

wijnschandaal dat zich in de zomer van 1985 afspeelde. In sommige Oostenrijkse wijnen werd toen de aanwezigheid van diethyleenglycol geconstateerd. Onder koppen als "Antivries In Oostenr1jkse Wijnen" kreeg het onderwerp ruime aandocht In de internationale pers. Bij de consument wekte de berichtgeving over het

wijnSChandaal een paniekreoctie op, met het gevolg dat de verkoop van de Oosterijkse wijn terug liep n8Br een ongekend minimum.

Het gewraakte toevoeglngsmlcklel, dlethyleenglycol, werd In de pers In eerste instantie omschreven als een antivries. De toepassing van deze stof als antivries is in de praktijk echter zeer gering. Het blijkt dat de stof te duur is om als antivries te gebruiken. Diethyleenglycol wordt aan wijn toegev~ om de viscositeit te verh(WJ6n w8BrOOor de wijn een voor het oog duurder uiterlijk krijgt. Door de ruime aandocht van de pers voor diethyleenglycol zal dit fabrieksvoorontwerp trochten naast de technische kanten van de diethyleenglycoJproductie ook een verduidelijking te geven over de eigenschappen van diethyleenglycoJ.

Definities

Voor het gemak van de lezer en de auteurs zal in de rest van het verslag gebruik worden gemaakt van de algemeen gangbare afkortingen voor de stoffen die in het productieproces 8Bnwezig zijn.

Ethyleen Oxide ~H40 - ) _EO

Water _H20 - ) H20

Ethyleen Glycol _~H60:2 - ) EG

DiEthyleen Glycol _C4H10Ü;3 - ) DEG

Tri Ethyleen Glycol _C6H1404 - ) TEG

Tabel 2.1 . Afkortingen voor Componenten

Be]aeg ~ae bc.t aetweCIl

In het algemeen worden DEe en TEG geproduceerd als bijproducten bij de productie van EG uit EO en water. Hier8Bn gaat meestal de productie van EO uit ethyleen en zuurstof vooraf. Dit ontwerp is er echter gericht op de productie van DEe, met EO en water als grondstoffen, en eventueel Ee en TEe als bijproducten. Ee reageert OOlr tot DEG en 00 vorming van TEe wordt zoveel m(WJ6lijk voorkomen. De prijs die betaald moet worden voor de reoctanten 1s h()Jer dan de verkoopw8Brde van 00 producten. Een wezenlijk praktisch belang van dit ontwerp voor de maatschappij is er niet. Het moet meer beschouwd worden als een vinger oefening voor twee

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

EjlJlnschaDDen

Diethyleenglycol is onder atmosferische omstandigheden een vloeistof met een k.ook.temperatuur van 245.8 ·C. De eisen die gesteld worden aan het uiteindelljk.e produk.t zijn in tabel 2.2 opgenomen[ 28]:( in deze lijst zij n ook ethyleenglycol en triethyleenglycol opgenomen omdat deze stoffen in mindere mate ook. als produkt in het proces voork.omen)

produkt Kookpunt watergeha lte brekingsindex zuurgetal

grenzen

oe

gew~ mg KOH/g

EG 197-198,5 max 0.07 1.4318-1.4320 max 0.05 ( - > polyester )

EG 196-200 max 0.2 t .43 t 5-t .4325 max 0.05 ( ->antivries)

DEG 243.5-247 max O. t t .4465- 1 .4470 max 0.02 TEG 282-291 max 0.1 1.4550- 1.4560 max 0.05 Tabel 2.2 . Produkteisen voor ethyleenglycol, diethyleenglycol en triethyleenglycol

ProdukttoeDassjnQen en marktyerdeling

Ongeveer 35~ wordt gebruik.t als een tussenprodukt in de produktie van onverzadig:le polyester resin en polyols voor polyurethanen.

1 5~ wordt gebruikt voor de produktie van triethyleenglycol 1 O~ wordt gebruikt als 'softening agent' en 'lubricant' voor textiel 1 0 ~ voor aardgas dehydratie

5~ wordt verbruikt door het UDEX extractieproces

25~ voor overige toepassingen zoals:

antivries,plasticizer ,surfactant manufacture[ 13] (zie ook. figuur 2.1 )

Bestaande kapaciteit

In de recente literatuur is weinig bekend over de productiekapaciteit de DEG, echter over de kapaciteit van EG is de laatste tijd veel gepubliceerd[9]. EG staat in het nieuws doordat voor dit prooukt een aantal fabrieken worden gebouwd in Saudi Arabië. Een fabriek. die in Saudi Arabië recentelijk is opgestart voor de proouktie van linear low density polyethyleen kan naast dit prooukt ook jaarlijks 300000 ton EG, 30 000 ton DEG en 1500 ton TEG produceren. De produk.ten van deze eenheid zijn

voornamelijk bestemd voor landen in Zuidoost Azië. Dit blijkt ook. uit het feit dat EG prooucenten in India in februari 1986 voorspellen dat zij waarschijnlijk de produktie moeten stopzetten omdat de plaatselijke markt overspoeld wordt door gJedkopere EG uit Saudi Arabië.

In september 1985 uitten een aantal Westeuropese EG producenten hun ongerustheid over deze toevoeging aan de bestaande capaciteit en voorspelclen een terugval voor de EG prijzen op de lange termijn. De EG prijzen op dat moment waren echter stabiel en hoger dan voorgaande jaren door k.rappe voorraden en hoge kosten. Om dezelfde redenen werd een stijging in de prijs voor DEG verwacht. In september 1985 lag de

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

marktprijs voor EG bestemd voor de vezel produktie tussen de 1400- 1450 DM/ton. ICI maakte in diezelfde maand bekend dat de nieuwe prijs voor DEG f.350/ton zou bedragen in de UK.

Op het moment wordt de caplI!iteit in Europa voor EG geschat op 1 ,25-1 ,50 miljoen ton/jaar terwijl de vraag rond de 850000-900000 ton/jaar ligt. Dit betekent een 60- 701 verbruik van de bestaande caplI!iteit. De capll!iteit voor DEO in Europa is waarschijnlijk 10 keer zo laag aangezien het als bij produkt in een Ea fabriek 1n deze

verhouding wordt geproduceerd

Of de EG, DEG en TEG uit Arabië een gevaar Zijn voor de Europese merkt staat nog te bezien. Het blijkt dat de kosten van vervoer en distributie van deze hoogwaardige produkten vanuit het Midden Oosten naar de Europese concurrentie op de Europese merkt niet mogelijk maakt. Heffingen cmr de Europese <3emeenschap op invoer ven EO vanuit Saudi Arabië maken het nog minder aantrekkenl1jk voor Saudi Arabië om de Europese markt te voorzien. Maar indien er in de toekomst vanuit het Midden Oosten toch in grote hoeveelheden EO op de Europese markt ter recht komt, bestaat de vrees dat de bestaande overcapll!iteit in Europa een negatieve rol zal spelen[9].

•

•

3 Achtergronden voor het ontwerp

3.1 Uitgangspunten voor het ontwerp

•

3 1.1 Inlejdjng uitgangspunten

·1 In de inleiding wordt een beeld gegeven van de bestaande kapaciteit en toepassingen

van DEG in Europa. Dit gegeven, als mede de recente bouw van een DEG-fabriek met een kapaciteit van 30.000 ton/jaar in Sooudi Arabië, zijn redenen om een

•

installatie met een kapaciteit van 40om te realiseren dat een fabriek met .deze 000 ton/jaar te ontwerpen. Het is belangrijke kapaciteit de grootste producent in Europa zal zijn.

Een belangrijke variabele bij het ontwerp van de fabriek is de EG/DEG/TEG

productverhouding. In eerste instantie streven wij naar een minimale Ee productie.

•

Het reactorontwerp is er op afgestemd om de geproduceerde EG te recirculeren voor

conversie tot DEG. De volgende factoren zijn in overweging genomen bij het bepalen van de Dm/Tm verhouding.

*In het algemeen zal de verhouding van hoofd- en bijproducten worden bepaald

•

*Uit de inleiding blijkt dat cmr de productiekosten af te wegen tegen verkoopwaarde van de producten. 15~ van de in Europa geproduceerde DEG wordt

omgezet tot TEG.

vyij hebben besloten om in dit ontwerp niet de nadruk te leggen op de economische haalbaarheid van de proces, maar op de productie van Dm. Deze overweging heeft

e

'

geleid tot Dm/Tm verhouding in de reactor uitlaat van 7.

In de praktijk is het niet mogelijk om een installatie 1 OO~ van de tijd in bedrijf te hebben. We gaan uit van een reële "streamfaclor" van 90~. De fabriek zal dan 328.5 dagen (=7884 uur) per jaar in bedrijf zijn. Een kapaciteit van 40.000

•

ton/jaar komt op ( 47.8kmol/uur). deze manier overeen met een productie van 5073.6 kg/uur

"1 3 1.2 prOOuctspec1f1caties

•

De samenstelling van de aflopende stromen worden voor een groot deel vastgelBl;Ji door de specificaties voor Dm, en ook voor m en Tm, die als voorwaarde gelden voor het verhandelen van deze producten op de vrije markt [28]. Wij gaan er van u1t dat bij normaal bedrijf alleen DEe als hoofdproducl en TEe als bijproducl aflopen. _{In principe wordt alle m, H20 en EO gerecirculeerd naar} de reactor.

•

Indien daartoe de wens bestaan, kan echter ook m voor polyester verwerking worden geproduceerd. De specificaties worden in tabel 3.1 samengevat.

•

I

•

•

•

•

•

•

•

'

.

I

•

Component EG ( polyester) DEG TEG 470.0-471.5 516.5-520.0 555.0-564.0 Tabel 3.1 Proouctspecificatie 3.1.3 Utiljtjes Watergehalte (max gew:f;) 0.07 0.1 0.1 Brekingsindex 1.4318-1.4320 1.4465-1.4470 1.4550- 1.4560

De aanwezige utilities voor verwarmen en k.oelen van de processtromen zijn stoom ( 41 0 AC en 40 bar en 220AC en 10 bar) en koelwater (20 ·C) .

3 1 4 fysische Constanten

Voor het ontwerp van de fabriek is het noodzakelijk over een groot aantal stofgegevens te beschikken. Tabel 3.2 geeft een opsomming van een aantal fysische constanten.

Naam _{H2.O EO Ei} DE.(i

Molgewicht 18.015 44.054 62.069 106.122 Kookpunt ("K) 373.150 283.650 470.450 519.15 Smeltpunt (OK) 273.150 161.150 266.15 Verdampingswarmte(KJ/moJ) 1 bar 52.24 52.26 Kritische temperatuur(OK) 647.35 469.75 655.15 680.00 Brekings Index (298 OK) 1.361 1.432 1.448 ,

Zelfontbrandings-temperatuur (OK) 713.15 498.15 Dichtheid (std . liq. KglM 3) 997.497 874.746 1113.952 1119.694 Explosiegrens (vol" in lucht) 2.6-100 3.2 0.7 Hvorming -241.997 -52.596 -354.958 -551.824 Gvorming -228.796 -13.187 -300.589 -390.926 Wilson, binair met H20 (i,j)[35] 36.538 0.544 8.201

(j,n -0.421 11.191 -6.182

Vlampunten (OK) 389 411

Tabel 3.2 Fysische constanten

;S 1 5 ID2SD]Wj~b~ EjgeD~baggf:D

Ethyleen Oxide is een sterk reactief gas, over het algemeen exothermisch van aard. Vloeibaar EO is onstabiel, de dampfese is ontvlambaar VBnl'lf een concentratie van 2.6 vol:f;. EO is giftig bij opname Iblr inademen en inslikken. De damp en oplossingen In water, al vanaf lage concentrattes, werken irriterend op huid en (XJen. Carcin(XJene eigenschappen zijn niet overtuigend aangetoond. EO is mutageen bij mensen, dieren en planten[21.

!EG 150.174 552.690 268.15 61.04 710.15 1.456 643.15 1127.178 0.9 -725.090 -486.520 8.209 -6.182 44S

Ethyleen Glycol is kleurloos, reukloos,visceus, hygroscopisch en heeft een bitterzoete smaak. De stof levert weinig gevaar op voor de gezondheid in industriële

I

I i

•

•

•

•

•

•

•

•

I

•

•

irritatie van huid en ogen op. De LDso waarde varieert van 5.0 g/Kg voor konijnen tot 15.28 g/Kg voor muizen. Voor personen van 70 Kg is de toegestane inname bij cIa9:llijks gebruik 50 mg/dag. Sterfgevallen hebben zich voorgedaan bij eenmalige inname van 50 g !b:lr personen van 75 Kg[ 2].

Diethyleen 61ycol is kleurloos, nagenoeg reukloos,visceus, hygroscopisch en heeft een bitterzoete smaak. De stof is chemisch stabiel. De dampspanning bij kamertemperatuur is te laag voor het ontstaan van giftige damp concentraties. Door verneveling worden wel gemakkelijk schOOelijke concentraties bereikt. DEO is irriterend voor huid en ogen en werkt op het centrale zenuwstelsel. Bij eenmalige inname wordt de OO:lelijke cklsis voor mensen geschat op 1 mllKg

lichaamsgewicht[ 2].

Trlethyleen 61ycol is een licht strogele, nagenoeg reukloze,v1sceuze,

hygroscopische vloeistof. De kans op schOOelijke concentraties cklor inOOeming is klein als gevolg van de lage dampspanning bij kamertemperatuur. Bij verneveling kan irritatie van ogen optreden[2]

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.2 Procescondities 3 2 1 Grondstoffen

De keuze van grondstoffen voor cE productie van DEG is gevallen op Ethyleenox1cE en Water. De reactievergelijkingen zien er als volgt uit.

(1) (2) (3) H₂0 + EO EG + EO DEG + EO - ) - ) - ) EG DEG lEG

Er wordt verwacht dat cE beschikbaarheid van water geen beperkencE factor in het proces zal zijn. Het transport van EO is echter aan een aantal technische, en ook wettelijke beperkingen oncErhevig. Daarom zal in de praktijk naast

een

DEO fabriek ook een installatie staan waarin EO uit ethyleen en zuurstof gemaakt wordt.

3 2 2 lhermo;hlnamjscbe basjs

Het is van belang voor de enthalpiebalansen en de rest van de berekeningen om een sluitend thermroynamisch systeem te definiëren. In dit ontwerp wordt de standaard enthalpie van de elementen ( 1 bar, 273 OK) als basis gehanteerd. Hiermee worden cE vormingens- en verbrandingsenthalpieën van cE componenten, de reactiewarmten en de enthalpiestromen berekend.

323 Reactjeevenwjch1en

De ligging van de reactieevenwichten kan worden bepaald aan de hand van een vergelijking waarin de vrije Gibbs energie wordt gerelateerd aan de

evenwichtskonstante bij standaard condities ( 1 bar, 273 OK).

AGG

= -Rl lnK

Voor het bepalen van evenwichtskonstanten bij andere temperaturen kan worden gebruik gemaakt van:

Deze formule gaat uit van een constante reactie enthalpie (AHo) en druk. De resultaten zijn echter volOOende accuraat voor een eerste benöring. De berekende waarden voor de evenwichtsfonstanten zijn in de onderstaande tabel weergegeven. Waarb1j I:!.Go staat voor de vr1je Gibbs energ1e b1j standaard condities ( 1 bar I 273

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Reactie (1) (2) (3) -58.606 -77.150 -82.407 Tabel 3.3 Evenwichtskonstanten 3.2 4 Retriiewarmte K (273 aK) 1.104 1.139 1.149 K (425 aK) 1.055 1.096 1.103

De hydratatie van EO naar EG is exotherm (79.4 KJ/mol (28]). De twee vervolgreacUes zUn echter enootherm. De reactieenthalpieën hiervan zijn berekend met behulp van verbrandings- en vormingswarmten (6].

EG + EO - ) DEG + EO - ) DEG TEG 4Hr

=

+ 78.8 KJ/mol 4Hr

=

+ 79.4 KJ/mol

Met behulp van deze reactiewarmtes kan een voorspe111ng gedaan worden voor het al of niet enootherme karakter van de reactor. In het te ontwerpen proces wordt getracht de ingaande stroom EG gelijk te krijgen met de uitgaande stroom EG. Er vindt geen netto produktie van EG plaats in de reactor. Voor één mol DEG moet één

mol EG gevormd worden en OOlrreageren naar DEG. Per mol DEG is dus 0.6 KJ nodig. Een kleine frakUe zal OOlreageren naar TEG wat ook warmte kost. De te ontwerpen reactor zal dus licht enoothermisch zijn.

3.2.5 Zuiverheden produldstromen

De in hoofdstuk 2 besproken kooktrajekten waar het commercieële produkt (EG, DEG en TEG) binnen moeten vallen zijn in dit hoofdstuk getracht te vertalen in stroomsamenste111ngen. Het normale kookpunt van een aantal mogelijke produktsamenstellingen voor EG zijn met behulp van PROCESS bepaald. Aan de hand van deze kookpunten worden de molaire verhoudingen gevonden die voor de EG-produktstromen aangehouden moet worden. Het kookpunt is bepaald voor mengsels met de maximale toegestane hoeveelheid water en voor mengsels zonder

deze hoeveelheid water. Deze maximale hoeveelheid water heeft concequenties voor de hoeveelheid water in de stroom naar de EG-kolom. Hiervoor is de maximale hoeveelheid water, die in EG aanwzig mag zij n, aangehouden (0.2~molair water in

deze stroom).

Uit tabel 2.1, blz.3 blijkt dat het kooktrajekt voor EG moet liooen tussen 470.0 en 471.5G

K. Dit betekent voor de produktspecifikatie van de EG-stroom dat een zuiverheid van 99~ acceptabel is afgezien nog of er wel of niet water aanwezig is. Uit de literatuur[ 17] blijkt dat 1 ~(molair) TEG in het de DEG-produktstroom aanwezig mag zij n. Het normale kookpunt van DEG met verschtllende onzuiverheden EG is bepaald. Het blijkt dat 1.5~ EG in het DEG produkt aanwezig mag zijn naast de

1 ~ TEG. Het normale kookpunt is in dat geval 519·K. Dit kookpunt valt binnen het gespecificeerde kooktrajekt.

•

•

•

•

•

•

,

e

•

•

•

moll Ee N.B.(AK) N.B.(AK) incl. 0.241 H20 zonrer H20 90 472.7 473.3 95 471.3 471.9 99 470.2 470.8 99.5 470.0 470.7 99.9 469.9 470.6 100 469.9 470.5

Tabel 3.4 Kookpunten van EG-DEG proouktsamenste111ngen.

Voor re specificatie van re TEe stroom is moeilijk iets te zeooen omdat uit re literatuurwaarren voor het kooktrajekt blijkt dat er hogere glycol en in het proclukt aanwezig moeten zijn. In het gebruikte rekenmoclel zijn reze hogere glycol en echter buiten beschouwing gelaten. Hoeveel DEG in het TEG-proclukt mag zitten is niet !J)ed bekend. De normale kookpunten van mengsels TEe en percentages DEG geven lagere waarren dan het gespecificeerre kooktrajekt.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

--- - - - -3.3 Kinetiekkeuze

Over 00 kinetiek van 00 reactievergelijkingen besproken in paragraaf 3.2. 1 zijn in 00 literatuur veel publicaties en octrooien gevonoon. Over 00 selectieve procluctie van DEG is echter minder bekend. De artikelen met een beschrijving van de reoctor kinetiek zijn op twee criteria beoorooald.

- Selectiviteit naar DEG.

- Volledigheid van de kinet1ek gegevens.

De onoorstaanoo tabel geeft een opsomming van 00 belangrijkste alternatieven.

Katalysator Fase Kinetiek Gegevens Literatuur

Ph₄SbCl v te weinig [ 18]

Sulfuric acid v alleen -) EG [25]

Ion-exchange resin v [25]

Phosphonium halioo v alleen -) EG [ 14]

Quarternary phosphonium salts v alleen -) EG [20]

Alkali helioo v niets [ 15]

Acid ion-exchange resin g alleen -) EG [ 19]

v volö:lende [7]

v volledig [22]

g alleen -) EG [ 7]

g=gasfase v=vloeistoffase Tabel 3.5 Kinetiekmoclellen

Een groot aantal van 00 katalysatoren bevorderen de selectiviteit naat EG, terwijl er in dit ontwerp juist naar selectiviteit ven DEG gestreefd wordt. Een zure

katalysator propageert 00 selectiviteit van EG. Hieruit rees 00 verwachting dat een basische katalysator de selectiviteit van hogere glycol en bevordert. Er is geen artikel gevonoon weorin deze verwachting werd bevesti~. In 1984 verscheen een artilcel [ 18] waarin melding werd gedaan van volledige controle van 00 selectiviteit van glycol en met behulp van een Ph₄SbCl (tetraphenylstibonium halioo)

katalysator. De informatie over de kinetiek die er bij is vrijgegeven is echter verregaanoo onvoldoenoo om er een ontwerp van een fabriek op te funOOren. Als serieus alternatief viel 00 eerste keuze op 00 vloeistof reactie uit lit 7. In dit artikel wordt 00 glycol procluktverdeling als functie van de reactanten weergegeven.

'

.

I I

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

De sU(}JeStie wordt gewekt dat het kinetisch model OOor ~ volgende tweede or~

reocties wordt weergegeven:

EO + H 20 li> EG EO + EG Kl> DEG EO + DEG 0> TEG (1) (2) (3)

Wij hebben getracht ~ reoctieconstantes met behulp van een niet-lineaire regressie methode te bepalen uitgaan~ van ~ getabelleer~ prlXluctver~1ingen.

Het bleek echter niet megaHjk een reëele oplossing voor ~ reoctieconstantes te

vin~n, waarna wij afzagen dit model nog ver~r te bestu~ren. Uitein~1ijk is er gekozen voor een ongekata1iseer~ reoctie van EO en water. Dat dit niet

verwon~r1ijk is komt OOordat de meeste gekatalyseerde reakties een selektiviteit vertonenen voor EG. De keuze van de fase waarin de reactie zich afspeelt is

voorgeschreven OOor de volledighe1d van de beschikbare gegevens die 1n 00 11teratuur zijn gevon~n[22].

De kinetiek. wordt in het gerefereerde artik.el beschreven met vijf niet-lineaire differentiaal verge11jk1ngen: -dXt/dl=(k t*x t3 + k2*X t2*y + k3*Xt *y2)*X2 dX4/dl= (k4*X t2 +kS*Xt*Y +k6*y2)*(X3-X4)·X2 dXS/dl- (k4*X,2 +kS*X , *Y +k6*y2)*(X4-XS)*X2 met k1 = exp(2 .26-t 6130/RT) k2 = exp(S.67-12240/RT) k3 = exp(3.76-16120/RT) k4 = exp(S.7S-161S0/RT) kS = exp(7 .09- 1 6470/RT) k6 = exp(4.S2-16300/RT)

R = 1.967 Kcal/moloK. x ,=[walerl. x2=lEOJ. x3=[EGJ. x4=lDEGJ. xs=[TEGJ.

Y= _{X3 +X4 +xs}.

Een groot aantal reoctor simulaties zijn gemaakt voor verschi11en~

voedingssamenste11ingen, verblijftijden en reectortemperaturen. Hierbij is gebruik gemaakt van programma's uit ~ Nag bibliotheek van het Rekencentrum van 00 TH Delft. De resultaten staan beschreven 1n het hoofdstuk Reoctorontwerp( 5.1 ).

: ,

(4)

(S)

(7) (6)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

4 Procesbeschri jving

Aan de hand van het processchema wordt een beschrijving gemaakt van het DEG-produktie proces in stationair bedrijf.

Degronclstoffen EO (SI, 1.46SKg/s, 278°K) en water (S2, 0.26SKg/s, 293°K) komen de fabriek binnen bU respectievelijk 5 bar en 1 bar, worden verpompt Iixlr de voedingspompen PI (9. 42KW) en P2 ( 1.86KW) tot 50 bar en komen samen in de verse voeding ( 1.730Kg/s, 293°K). De koude reactor voeding (S4, 7.858Kg/s, 34S0

K) bestaat uit de verse voeding en de rEl(.ycle stromen (S9, 6. 128Kg/s, 3SrK en S24, 3.389Kg/s, 364°K). De koude voeding wordt in de voorverwarmer (H I, 85 m2 ) tegen condenserende h()J8 druk stoom ( 1.19Kg/s, 10 bar, 483°K)

opgewarmd tot 4S2°K. De warme reactorvoeding (S5, 7.858Kg/s, 452°K) komt reactor RI binnen. Rl heeft een volume van 2.2Sm3 en een verblijftijd van 300 secontiln. Door de enootherme omzetting van EO naar EG, DEG en TEG daalt de temperatuur tot 448°K. De reactie heeft een conversie van 51 ~ van EO.

De reactoruitlaatstroom (S6, 7.8S8Kg/s, 448°K) wordt gereduceerd tot 2.5 bar en komt als Water-Kolomvoeding (S7, 7.858Kg/s, 41 OOK) de Water-kolom TI binnen op 15 schotels van de bodem. Sleutelcomponenten van de scheiding in de

Water-kolom zijn water (licht) en EG (zwaar). Van de overige componenten gaat EO over de top en gaan DEG en TEG over de bodem. De WaterKolom heeft een lengte van 12m, een diameter van 1.5m en bevat 20 zeefplaten met een gemili1eltil efficiency van 40~. De topstroom van de Water-Kolom (S8, 3.232Kg/s, 3SrK) wordt ~ndenseerd met Koelwater (54.1 Kg/s, 293°K) in de Water kondensor (H2, 99.2m ). De gecontilnseerde topstroom wordt opgevangen in Waterll:Cumulator (V I, 1.15m3) met een verblijftijd van 5 minuten. De afloop van V 1 wordt opgepompt in de Waterrefluxpomp (P4, 21.9KW) tot 50 bar. Na P4 splitst het condensaat in Waterref1ux (SlO, 0.493Kg/s, 35rK) en Water product (S9, 2.739Kg/s, 357°K). De refluxverhouding in de WaterKolom is O. 18. S9 wordt gerecirculeerd naar til reactorinlaat. De Waterbocilmstroom (S 11, 9.26SKg/s, SlOOK) wordt voor een deel verdampt met condenserende stoom (2.1 Kg/s, 40 bar, 683°K) in de Waterreboiler (H3, 69m2). Het overige deel van de

Waterbodemstroom wordt rereduceerd tot 0.01184 bar (9mmHg) en treedt als EG-Kolomvoeding (S 12, 5. 119Kg/s, 509°K) binnen op schotel 14 van de EG-kolom.

Sleutelcomponenten van de scheiding in de EG-Kolom zijn EG (licht) en DEG

(zwaar). Het aanwezige TEGKomt in til bocilmstroom. De EG-Kolom heeft een lengte van 16.5m, een diameter van 3.6m in de topsectie, 2.Sm in de boclemsectie en bevat 29 zeefplaten met een gemi!t1elde efficiency van 4S~. De topstroom van de EG-kolom (S 13, 4.064Kg/s, 364°K) wordt gecondenseerd met koelwater ( 46.1 Kg/s, 293°K) in de EGkondensor (H4, 74.7m2 ).

De gecondenseerde topstroom wordt opgevangen in EGoccumulator (V2, 1. 15m3 ) met een verblijftijd van 5 minuten. De afloop van V2 wordt oppompt in de

EGrefluxpomp (PS, 29.0KW) tot 50 bar. Na PS splitst het condensaat in EGreflux (SIS, 0.677Kg/s, 364°K) en EGproduct (SI4, 3.389Kg/s, 364°K).

Het EGproduct (S14, 0.677Kg/s, 364°K) gaat als recireulerend EG naar de reactorinlaat. De refluxverhouding in de EGkolom is 0.20. De EGbociemstroom (S 16, 3.564Kg/s, 406°K)wordt voor een deel verdampt met condenserende stoom (0.961 Kg/s, 40 bar, 683°K) in de EGreboiler (H5, 34.0m2 ).

•

•

•

•

I

I

•

I

I

I

.

•

•

•

•

Het overige deel van de EGbodemstroom loopt af als EGbodemproduct (S 17,

1.730Kg/s, 394°K), wordt rereduceerd tot 0.0066 bar (5mmHg) en treedt binnen

op schotel 23 van de DEG-kolom.

Sleutelcomponenten van de scheiding in de DEG-kolom zijn DEG (licht) en TEG (zwaar). De kleine hoeveeelheid EG die 88nwezig is komt terecht in de

DEeproductstroom. De DEekolom heeft een lengte van 20m, een diameter van 2.6m en bevat 36 zeefplaten met een gemlà:1elde efficiency van 50~. De topstroom van de DEekolom (S 18, 1.969Kg/s, 393°K) wordt gecondenseerd met koelwater ( 13.9Kg/s, 293°K) in de DEekondensor (H6, 15.2m2). De ~ndenseerde topstroom wordt opgevangen in DEeaccumulator (V3, 0.55m ) met een verblijftijd van 5 minuten. De afloop van V3 wordt met de DEGrefluxpomp (P6, 0.28KW) opgepompt tot 1 bar. Na P6 splitst het condensaat in refluxstroom (S20,

0.542Kg/s, 393°K) en een DEeproductstroom (S 19, 1.427Kg/s, 393°K). De

refluxverhouding in de DEekolom is 0.38. De DEebodemstroom (S21, 2.273Kg/s, 418°K)wordt voor een deel verdempt met condenserende stoom (0.69Kg/s, 10 bar, 483°K) in de DEereboiler (H7, 31.0m2). Het overige deel van de DEGbodemstroom wordt opgepompt tot 1 bar in de TEeproouctpomp( P7 ,0.04KW) en loopt af als TEeproouct (S22, 0.303Kg/s, 418°K).

4 1 flexibiliteit

De fabriek die in dit ontwerp beschreven wordt is ontworpen voor de proouctie van 40000 ton/j88r DEe en 8600 ton/j88r TEG. Om de flexibiliteit in de proouctie te beoordelen moet worden gekeken naar de mogelijkheren tot verandering van de reactorproducten en de kap~iteit van de scheidingstrein.

Uit de beschrijving van het r~torontwerp blijkt det er een grote variëteit in proouctverdeling kan worden gerealiseerd 000r manipulatie van verblijftijd,

r~tor temperatuur en vooral ook voedingssamenstelling. Het is evenwel onwaarschijnlijk det een hogere selectiviteit van DEG kan worden bereikt bij een lagere verblijftijd. Een toename van de DEe proouctie zal dus ook altijd een grotere TEG proouctie tot gevOlg hebben. Proouctie op een lager niveau den waarvoor dit ontwerp is gem88kt zal, voor wat betreft de reactor, zonder veel problemen gerealiseerd kunnen worden.

Een voorspelling over de flexibiliteit van de scheidingstrein is minder eenvoudig te maken. Bij een hogere doorzet kunnen de eisen die worden gesteld 88n het scheidend vermogen van de dest111at1ekolommen T " T2 en T3, n88r onze verwochtlng, worden opgevangen door een 88npassing van de reflux. De schotelafstend bedraagt 0.5m, zodat flooding niet snel voor zal komen. Echter, wanneer het r~torproouct veel water bevat, den zullen er moeilijkheden in de Waterdesti1latie ontst88n.

Door het sterk niet-ideale gedrag van het water-EG mengsel is het scheidend vermogen van de kolom den niet voldoende om te vermijden det er water in de bodemproouctstroom komt. Uiteindelijk leidt dit er toe det de hoeveelheden water in de DEe- en TEeproouctstromen de proouctspecificaties te boven gaan. Het gebruik van zeefplaten in de desti1latiekolom heeft als consequentie det bij een lage

dempbelasting weeping pl88tsvindt. Dit probleem wordt voor een groot deel ondervangen door mogelijkheden tot 88npassing van de reflux, en tkxlr de

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

42 Start-up

In het voorontwerp stadium van een fabriek wordt uitgegaan van een stationaire bedrijfssituatie. Bij de ingebruik name en na stilstand voor onderhoud zal de fabriek opgestart moeten worden en zijn de condities niet stationair. Hierbij spelen drie foctoren een belangrijke rol.

*

op druk brengen van de reactor.

*

aanwezigheid van water in de productstromen.

*

bereiken van de gewenste productverdeling.

Voor het vanuit stilstand oppersen van een reoctor tot 50 bar zijn flinke processtromen nodig. Om te voorkomen dat hiervoor een grote hoeveelheid

grondstoffen wordt verbruikt, wordt een reactorrecycle gelnstalleerd. De start-up pomp P-S zorgt voor de recirculatie van de reactorafloop, zodat een druk van 50 bar gehandhaafd kan worden met een relatief kleine processtroom.Het zou prettig zijn indien het op druk brengen van de reactor met water gedaan kon worden. Maar het resultaat is dan dat, mede (b)r het sterk niet-ideale karakter van het

water-glYCOl mengsel, er water in de productstromen terecht komt, waar(b)r de productspecificaties niet gehaald worden. Water valt ook af voor dit 0081 op grond de sterk exotherme reactie met EO. Wanneer EO wordt toegevoeg::i aan een overmaat water dan zal er een uitbundige exotherme reactie tot Ee plaatsvinden, die mogelijk uit de hand kan lopen. Bij stationair bedrijf is de som van reacties enootherm omdat

de warmte die vrij komt bij de productie van EG wordt opgesoupeerd (b)r de endotherme vervolgreacties tot DEe en lEG. In plaats van water zal EO of Ee gebruikt moeten worden voor het oppersen van de reactor.

In het ontwerp is een EG-Voeding opgenomen voor een eenvoudige sturing ven de productsamenstelling. Normaal gesproken zal volcilende EG gerecirculeerd worden om de gewenste proouctverhouding te produceren. Het is in principe mogelijk om in de startfase de reactor producten te recirculeren totdat de beoogje samenstelling is bereikt. Deze methode vergt veel tijd en is onzeker. Daarom wordt de mogelijkheid geboden om zuivere EG aan de reactorvoeding toe te voegen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5 De apparatuur 5.1 De reactor dimensionering 5 1 1 Ontwerpujt(JIn~punten

Bij het ontwerpen van de juiste r~tor voor de proouktie van DEG gingen wij van de volgende beginselen uit:

De reactie vind plaats in de vloeistoffase bij een druk van 50 bar en wordt beschreven met de in hoofdstuk 3.3 beschreven kinetiek.

Om een ~ afweging te kunnen maken tussen een buis- en een tankr~tor zijn een groot aantal mogelijke reactoren ooargerekend. De reactoren verschilde in

verblijftijd, temperatuur en voedingssamenstelling. De reactoren zijn isotherm ooargerel!:end omdat dit de berel!:eningen vereenvoudi~ en omdat er spral!:e zou zijn van een licht enoothermisch proces(zie hoofdstul!: 3.2.4).

Voor een proces dat in hoofdzaal!: DEG produceerd zal een bepaalde hoeveelheid EG gerecirculeerd moeten worden. In de onderzochte voedingssamenstellingen zal dan ooI!: naast EO en water EG voorkomen.

Bij de I!:euze van de reactor zijn naar de volgende prestaties van de ooargerel!:ende reactoren gel!:el!:en:

1- De verhouding DEG tot TEG 2- De hoeveelheid DEG 3- De hoeveelheid EG

4- De verhouding water tot EG 5- De temperatuur 6- De verblijftijd in de uitgaande stroom in de uitgaande stroom in de uitgaande stroom in de uitgaande stroom van de onderzochte reEdor van de onderzochte reactor Om redenen die uitgeleg:l Zijn in hoofdstuk 3.1.1 zijn aneen naar die reactor ontwerpen gekel!:en waarbij de verhouding DEG tot TEG in de uitgangsstroom van de reactor ongeveer 7 bedroeg.

De hoeveelheid EG in de prooul!:tstroom is van belang omdat er gestreeft wordt naar een circulerende stroom EG waarbij een klein overschot aan te veel geproouceerd EG verkocht wordt als bijprooukt. De hoeveelheid EG mag ook niet lager liggen dan de hoeveelheid EG In de ingangsstroom van de reactor wil je de fabriel!: continu laten draaien met de grondstoffen EO en water.

Het vierde punt wat hierboven genoemd is lijkt niet van veel betekenis, maar gaat belangrijl!: worden bij de latere scheiding. Het water gedraagt zich namelijl!: met de overige stoffen niet als een ideaal mengsel. Het is dus wenselijk de hoeveelheid water

in de stroom die de scheldingssectie wordt aangebooan laag te houden.

Met deze specificaties zijn een aantal buis- en tankreactoren bekel!:en waarbij de verblijftijd gevarieerd wordt tussen 200 en 700 sec, en de temperatuur tussen de 375 en 500 °K.De berekeningen zijn gemaal!:t voor 1 kg voeding. Het aantal mol in de voeding variëerde tussen 4 en 11 voor H20 en tussen 4 en 12 voor EG.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5.1.2 Berekeoiowo

Bij de berekeningen is uitgegaan van een ic.leaale tank. De oplossing voor een ideale tank wordt gegeven ckxlr de volgende vergelijking:

T= _{(Cao -Ca)/(} -ra) =>

Ca = Cao -ra* T [1]

met de -ra gegeven in hoofdstuk 3.3 is het mogelijk om de veschillende concentraties uit te rekenen voor EO, water, Ee, DEe, en TEe na een ideale tank met verblijftijd T (sec).:

x,=x

,0-

_{r*(k,*x,3 + k2*X ,}2*y + k_{3*X , *y}2)*X₂

X2=X2°-r * [k 1 * X , 3 + (k2 +k4)*X ,2*y + (k3 +kS)*X 1 *y2 +k6 *y3J* X2

X3= _X3°-r*[( _{k 1*x ,}3 + k₂*x , 2*y + k₃*x , *y2) -(k_{4*x , 2 +kS*X , *y +k6*y2)*X3J*X2} X4= X4°- r*(k4*x,2 +ks *X , *y +k6*y2)*(X3-X4)*X2 Xs= Xso -r*(k 4*x , 2 +kS*X , *y +k6*y2)* (X4-XS)* X2 y= X3 +X4 +XS (1) (2) (3) (4) (5) (6)

Waarbij x ,=[walerJ. x2=[EO). x3=[EG). x4=[DEG). xs=[TEG). Y=([[EG)+[DEG)+[TEG)) • x°=ingangsconcenlratie

De berekeningen voor de buisreactor zijn uitgevoerd ckxlr de buis te berekenen als eeo serie van 10 ideale tanks (zie figuur 5.1).

Op deze manier kon gebruik worden gemaakt van dezelfde programmatuur die de set

van niet lineaire vergelijkingen kan oplossen die hierboven staat weergegeven. De oplossing van deze set niet lineaire vergelijkingen is uitgevoerd op de IBM 3083-JX 1 van de TH Delft waarbij gebruikt is gemaakt van een procedure uit de NAa bibliotheek.

N

Figuur 5.1 Schematische weergave vao de onderzochte reactoren, de tank en de reëele buis.

.. ,

,

'1

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5 1,3 Keuze rmor

In de figuren 5,2 en 5,3 zijn de resultaten weergegeven van de berekeningen die zijn uitgevoerd aan verscheidene tanl<- en buisr~toren, De resultaten zijn bereil<t ckxIr de ingangs hoeveelheid water te kiezen en de ingangshoeveelheid EG te variëren totdat een situatie bereikt wordt waarbij de ingangs hoeveelheid EG ongeveer gel ij I< wordt aan de uitgangsheoveelheid EG(zie figuur 5.4 , waarbij het effekt van de hoeveelheid EG in de voeding op dit verschil wordt verduidelijkt) , De verblljftljden en

temperaturen waarbij deze situatie bereil<t wordt voor tanl< en buis blijken in elkaars buurt te liggen(zie tabel 5,1), De buis en tanl<reactor verschillen vooral in de grote van de conversie naar DEG, Als voor de tank reactor wordt gekozen zou er ongeveer 2 I<eer de molaire hoeveelheid r~tanten gerecirculeerd moeten worden voor eenzelfde proouktle van DEO, dan wanneer er voor de buisreactor gel<ozen zou worden, Er 1s gekozen voor de buisreactor omdat de omzetting in dit soort reactoren het grootst blljl<t waarckxlr de capeciteit van de scheidingseenheid I<lein gehouden kan worden,

reaclor H20° EGO EG°-EGuil verblijftijd(s) lemperaluur(OK) mol/kg mol/kg mol/DEGuit

tank 9 6 0,004 200 450 6 5 0,0305 200 450 7 4 0,079 250 450 buis 11 7 0,0107 300 450 10 6 0,043 300 450 9 5 0,06 300 450

Tabel 5,1 Resultaten voor tank en buis reacloren met verblijftijden en temperaturen.

I n figuur 5.2 is het totaal te recirculeren molen weergegeven per geproouceerd mol DEG bij verschillende voedinssamenste11ingen voor een buisr~tor. Bij deze

voedingssamenste11ingen is het verschil tussen ingaande hoeveelheid EG en uitgaande hoeveelheid EG I<lein. In tabel 5,2 zijn deze resultaten eveneens weergegeven. Bij een voeding van 7 mol H20. 4.34mol EO en 11 mol EG blijl<t de te circuleren stroom reactanten minimaal te zijn, bij gelijke temperatuur en verblijftijd van de r~tor. H20° EGO _{EGuil-EGo EOult H20uit (H20+EO+EG)uil verblijftijd temp.} per kg per kg per mol per mol per mol per mol (s) (°IO voeding voeding OEG DEG DEG DEG

11 7 0.0107 2.42 5.36 11,97 300 450 10 6 0,043 3.96 5,26 13.14 300 450

9 5 0.06 6.57 5.69 16.19 300 450

6 5 0.016 7.99 5.63 17.66 300 450

Tabel 5.2 Resultaten van enkele doorgerekende buisreacloren.

Met behulp van tabel 5.2 is er gekozen voor een reactor met als voedingssamen -stelling: 11 mol H20. 7mol EG en 8.34 mol EO per kg voeding.

De bijbehorende verblijftijd is 300 sec en de reactortemperatuur is 450o

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

- - -- - - _ . -5 1 4 Reactor afmetingen

Met 00 berekenoo verblijftijd( 300 s) is een volume voor 00 r~or berekend. De cb:Jrvoer van de rea::tor is 7.858 kg/s wat overeenkomt met 7.52e-3 m3/s( 0_v)' Voor het volume geldt:

V_r = T* 0_v (=) _{Vr = 300*7.52e-3= 2.25 m}3

De LID verhouding van de reactor is zo gekozen dat er een relatief klein warmte uitwisselend oppervlak is met de buitenlucht en dat er n()J sprake is van

een

buisreactor die beschreven kan woroon cb:Jr 10 ideaale tanks in serie. Voor de L/D is 8 gekozen. Voor de reactor dimensies volgt:

Diameter( D )=0. 71 m Lengte( L )=5. 7 m

De warmte balans over de reactor:

Per mol DEG geproduceerd worden de volgende hoeveelheid stoffen omgezet in de reactor:

in

6.55 mol H20 4.166 mol EG 4.96 mol EO

De reacties die plaatsvinden zijn: EO + H20 -) EG

EO + EG -> DEG EO + DEG -> TEG

Al het omgezette water reageerd via reactie 1 =) uit 5.38 mol H20 4.170 mol EG 2.42 mol EO 1 mol DEO 0.144 mol TEG 4\Hr=-79.4 KJ/mol ( 1) 4\Hr=+ 78.8 KJ/mol (2) 4\Hr=+ 79.4 KJ/mol (3)

warmte prodUktie per mol DEO= (6.55-5.38)*79.4=92.90 KJ

De produktie van DEG in de r~or is de som van de DEG en TEG in de uitgaande stroom. Warmte afvoer via reactie 2:

warmte afvoer per mol DEG=( 1 +0.144)*78.8=90. 15 KJ Warmte afvoer via reactie 3:

Warmte afvoer per mol DEG=O. 144*79.4= 11. 43 KJ

Totale warmte 'produktie' per mol DEG=92.90-90.15-11.43=-8.68 KJ De produktie DEG is gelijk aan 13.3 mol/s. Hiermee volgt dat er per uur 4.156e+5 KJ warmte afgevoerd wordt in de reactor.

Het effekt op 00 temperatuur ln de reactor volgt nu:

met

Cp= 151.07 KJ/mol,aK( ->PROCESS) _{en 0m=627.9 mol/hr}

Het effekt op het temperatuur verloop in 00 reactor is zodanig klein dat besloten is geen verwarming in de reactor aan te brengen om de reactor op 450aK te houoon.

•

-•

•

•

•

•

•

I

I

-I I

•

•

Om de reactor toch gemiB:Eld bij deze temperatuur te laten opereren is als ingangs temperatuur gekozen 452·K. De uitlaat temperatuur zal dan ongeveer gelijk zijn aan 448e

K.

De geschatte kosten van de reactor zijn bepaald met een 'capital Cost Estimating' methode[ 1 0]:

Gekozen is voor een horizontale opstelling omdat dit het ÇJ)8dkoopste is en voor carbon steel omdat er geen sprake is van sterk corrosieve stoffen.

Gevonden wordt een waarde voor de reactor: 1800.- $( 1968)-> gecorrigeerd

voor druk (* 1.82) voor inflatie( *2.87)[ 23] voor koersversch11( *3gld)

De totale kosten van de reactor zij n 28,300. - gld.

5 1 5 Dimensioneren yan voorverwarm er van de voeding( Hl)

Van de voorverwarmer is alleen het globale warmteuitwisselend oppervlak en de

benodi~ hoeveelheid stoom berekend omdat een gedetailleerd warmtewissellar

ontwerp in dit stooium van het procesontwerp nog niet nodig is.

De berekeningen zijn uitgevoerd op een spreadsheet en de gebruikte rekenmethode is ontleend aan het collegediktaat 'Apparaten voor de Procesindustrie'[ 12] en wordt in de

•

•

•

•

•

•

•

•

•

- -- - - -- - - -- - - - -5.2 Inleiding scheidingssektie

De scheiding van het rl9::tiemengsel dat de rl9::tor ver laat wordt uitgevoerd in een serie van drie destillatietorens. De keuze van destillatie als scheidingsmethode komt voornamelijk voort uit de verschillende procesbeschrijvingen in de literatuur voor de produktie van EG, DEG en TEG waar deze methode wordt toegepast. Bij het

ontwerpen van de scheidingstrein zijn aan de hand van de volgende duimregels een aantal mogelijkheden overwogen.

1-Topprodukten zijn over het algemeen zuiverder dan bodemprodukten: het verdient de voorkeur om componenten één voor één als topproduet te scheiden [21]. 2-Corrosieve en gevaarlijke produkten moeten vroeg worden verwijderd in de

scheidingsvol~rde.

3-Vluchtige componenten moeten vroeg worden afgescheiden. 4-De som van alle topstromen moet geminimaliseerd worden. 5-Geef de voorkeur aan equimolaire scheidingen[ 8].

In de rl9::toruitlaat zijn de componenten EO/H₂0/EG/DEG/TEG, in vol~rde van afnemende vluchtigheid, aanwezig in een molaire verhouding van

1.0412.09/3.5/1/0.16.

ffil. DEG is een eindprodukt; dit betekent dat bij voorkeur DEG als topprodukt wordt afgescheiden, wat een scheiding betekent tussen DEG en TEG waarbij de

overige stoffen al zijn verwijderd.

ffi2. Ethyleenoxide is een explosieve stof en zal afgescheiden moeten worden, in een scheidingseenheid in het begin van de scheidingstrein.

ffi3. Een scheidingstrein waar de reeks stoffen EO, H₂0, EG, DEG en TEG één voor één worden afgescheiden.

ffi5. Een equimolaire scheiding kan ruwweg plaatsvinden tussen het mengsel EO en H₂0 en het mengsel EG, DEG en TEG.

Met deze ontwerp overwegingen en met een aantal vastliggende ontwerpgegevens is een eerste idee voor de scheidingssectie weergegeven in figuur 5.5.

Figuur 5.5 toont een rl9::tor (R) met een druk van 50 bar en een temperatuur van 450-K. In kolom 1 vindt de scheiding plaats tussen het mengsel EO en water en het mengsel EG, DEG en TEG bij een nog onbekende druk. In kolom 2 vindt de scheiding plaats tussen EG en het mengsel DEG en TEG bij een vocuümdruk van 9 mmHG. Uit de literatuur blijkt dat mengsels van EG,DEG en TEG bij een onderdruk

!JB:I

te scheiden zijn [24]. De kolom waarin de scheiding van DEG en TEG plaats vindt is in dit stadium buiten beschouwing gelaten. De componentstromen rond de kolom en de druk (5 mmHG) liggen al redelij k vast door productspecificaties en

•

•

•

•

•

•

•

•

•

EG Cl C2

1---1::

1 :: R2 DEG TEG

Figuur 5.5 Een gedeelte van het te ontwerpen proces.

R=reactor( 50 bar ,425e_{K), Cl =kondensor van- ,R 1 =rebotler van kolom 1,}

C2=kondensor van-I R2=reboiler van kolom 2( druk=9 mmHG).

Het ontwerpprobleem concentreert zich in dit stadium om de volgende vragen:

*

welke druk moet er gekozen worden voor kolom 1.

*

hoeveel EG moet aanwezig zijn in het topproduct van kolom 1.

De keuze van de druk in kolom 1 is belangrij k. De pompkosten nemen toe bij een lagere kolomdruk , daar het te overbruggen drukverschil tussen kolom en reactor groter wordt. De keuze van de hoeveelheid EG in het topprodukt van kolom 1 heeft invloed op de grootte van kolom 2 (natuurlijk ook van kolom 1) en op de grootte van pomp 2. Om een gefundeerde keuze te maken voor druk en EG flow zijn een aantal mogelijkheden tbJrgerekend. Hierbij is gekeken naar de investeringskosten voor de kolommen, reboilers,kondensors en pompen en de jaarlijkse kosten voor de benodigde stoom en koelwater. Op grond van deze kosten is een keuze gemaakt voor druk en EG flow.

De onderzochte mogelijkheden zijn:

Kolom druk van kolom 1 ... 1 ,15,30 bar EG in top produkt als fractie van EG in voeding ... 0.01 ,0.25,0.8 De berekeningswijze ziet er als volgt uit:

-Kolommen 1 en 2 zijn met PROCESS· berekend.

-Uitgaande van een zeefplatenkolom (hoogte schotel=0.5m ,Hw=50mm, b=0.5m/m2[33]) zijn de kolomdfmensies berekend.

- de kondensor oppervlakten en benodigde hoeveelheid koelwater zijn op grond van

de kondensorduties berekend voor kondensor 1 en 2.

- de reboiJer oppervlakten en de benodilJ.le hoeveelheid stoom zijn op grond van de reboilerduties berekend voor reboiler 1 en 2.

-m.b.V. een methode voor "Cepital Cost Estimating" [ 1 0] is een schatting gemaakt voor de kosten van de kolom, reboller en kondensor en z1jn deze kosten

gecorrigeerd voor inflatie( naar 1983) m.b.V. de Nelson inflation refinery construction cost index-USA [23]en voor valuta ( 1 $=3hf1).

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

De resultaten staan grafisch weergegeven in nguur 5.6 en 5.7. Figuur 5.6 geeft de kapitaalkosten voor de negen onderzochte mogelijkheden. In nguur 5.7 zijn de jaarlijkse kosten voor koelwater en stoom opgeteld bij de jaarlijkse

afschrijvingsl<osten (de installatie wordt in vijf gelijl<e jaarlijkse termijnen afgeschreven). In figuur 5.6 is te zien dat een grotere hoeveelheid EG in het topprodukt van kolom 1 een verhoging betekent van de kapitaalkosten. Dit

I<ostenverloop wordt in hoofc\zaal< bepaald cmr de kosten van I<olom 1 (1tI2x zo duur) en de kosten van reboiler 1 (1tI3x zo duur). Bij verhoging van de druk in figuur 5.6 bij een fraktie EG=O.O 1 worden de installeringskosten lager. Dit verloop wordt vooral veroorzaal<t cmr de hoge I<osten voor kondensor 1. Dit komt roorde! bij lage drukken in kolom 1 het verschil tussen de toptemperatuur en de temperatuur van het koelwater erg I<lein is. Voor de zelfde warmteoverdracht is dan een groter oppervlak nodig. Bij grotere fracties EG valt dit effect in het niet bij de oplopende kosten voor reboiler 1. Als de stook- en koel kosten bij de afschrijvings kosten worden opgeteld komt het kosten plaatje er uit te zien als in nguur 5.7. Hieruit is afte leiden dat de stoom- en koel kosten een belangrijke invloed hebben op de totale I<osten. In wezen wordt het gehele beeld geOOmineerd roor de energiekosten. Het grote verschil in energiekosten bij oplopende druk komt voort uit het feit dat bij hoge druk erg veel stoom nodig is voor de verdamping in de reboiler. Bij lage druk brengt de condensatie van de topstroom met I<oelwater veell<osten met zich mee. De pompkosten spelen geen relevante rol in het gehele kostenplaatje.

Het is qJed wat meer aandacht te geven aan de randvoorwaarden waarbinnen de kolomdruk moet vallen. Bij een drul< van 1 bar ligt de bubble point temperature van de kondensor dicht bij de temperatuur waarop het koelwater wordt aangeboden. Het temperatuurverschil is dan klein; dit leidt tot een groot uitwisselend oppervlak en een hoog koelwaterverbruik. Het is een ~ gebruik om een logarithmisch temperatuurverschil van ten minste 40-K te handhaven, zodat er voldoenoo

flexibiliteit in het kondensorvermogen bestaat. Een hoger temperatuurverschil kan worden gerealiseerd roor een verhoging in de kolomdruk, waarroor er een verhoging in de bubble point temperature van de I<onoonsor zal plaatsvinden. De I<olomdruk kan echter niet onbeperkt woroon opgevoerd. Bij hoge drukken ontstaan problemen met de warmteoverdracht in de reboiler, ook zullen materiaal kundige en

constructieve aspecten een rol gaan spelen. In de reboiler vindt verdamping plaats met behulp van stoom met een druk van 40 bar en een verzadigingstemperatuur van 523°K. Een toename van de kolomdruk leidt tot een toename van 00

bodemtemperatuur. Indien er wordt gestreefd naar een bodemtemperatuur die boven 523°K ligt kan er geen gebruik worden gemaakt van de condensatiewarmte van de stoom. Wij beschouwen het als een slechte ontwerpregel om alleen 00 voelbare warmte van oververhitte stoom te gebruiken voor warmteoverdracht in een reboiler.

conclusie: ontwerp een kolom 1 bij een druk waar condenserende stoom is te gebrull<en als opwarmmedium voor 00 rebol1er en specificeer 00 EG hoeveelheid in het topprodukt van kolom 1 zodanig dat de toptemperatuur en koelwatertemperatuur

qJed van elkaar verschillen zodat de kondensorlosten beperkt kunnen blijven. Dit

betekent weinig EG in de topstroom. Een te strenge specificatie voor EG zou weer de kolom kosten kunnen opdrijven. Een mi~nweg moet gevonden of gekozen worden.

•

I

I

.

I::

•

•

•

•

•

•

•

I

•

5.3 Water-kolom 5.3 1 Uitaan~punten H20-kolom

In dit hoofdstuk zal beschreven worden hoe het ontwerp voor de H20 kolom is berekend. In deze kolom worden de reactorprodukten EO en water gescheiden van Ee, DEe en TEe. U1tgegaan 15 van de top en bodem spec1flkat1es beschreven 1n hoofdstuk

3.1 en ln de inleiding tot de scheiding( 5.2). De specificatie voor de topstroom is dat 1 ~(molair) van de Ee aanwezig in de Voeding in deze stroom aanwezig is. In de bodem stroom m6'J niet meer dan 0.2~( molair) H₂0 aanwezig zijn in verband met de produktspec1f1cat1es van Ee, DEe en TEe. De kolom 1s berekend met behulp van PROCESS. Dit is gebeurd omdat de scheiding tussen water en de overige componenten niet ideaal verloopt. Met behulp van binaire Wilson coëfficiënten is deze

niet-ldealiteU beschreven. De druk ln de kolom is 2.5 bar. De vloeistof- fraktie van de voeding is

o.

779( =q).

532 Berekening kolom parameters

De kolom is ri~reus berekend. Om het juiste aantal schotels te vinden is er in eerste instantie een kolom berekend met veel schotels. Schotels die niets tlefEn, geen

temperatuur verschil met de volgende schotel, zijn verwijderd. De plaats van de voeding is zocIanig gekozen dat de temperatuur van de voeding ongeveer gelijk is aan de temperatuur op de voedingsschotel. Op deze wijze is de kolom berekend waarvan in tabel 5.4 de meest belangrijke gegevens vermeld staan.

#theoretische schotels top #theoretische schotels bodem reflux

condensorduty reboi lerduty

Tabel 5.4 Enige kolom parameters van de H₂0 kolom

2

6

0.180 4527.7 KW 4550.0 KW De scheidingscapaciteit zal aan de hand van de component molstromen beschreven worden: component EO H₂0 EG DEe TEG in 1 15.87 257.59 199.66 47.88 6.894 kmol/hr top 1 15.87 257.19 1.997 0.003 0.000 kmol/hr bodem

o

0.40 197.66 47.877 6.894 kmol/hr Uit bovenstaande waarden blijkt dat de kolom aan de twee hierboven genoemde specificaties vol

roet.

•

•

•

•

•

:

.

, 'I I, 1 ! I

!

i

~

I

•

1 I 2 1 kondensor 2 3 condenser dut y

4 koelwater inlaat temperatuur 5 koelwater uitlaat temperatuur 6 kondensatie temperatuur

7 overallwarmte overdrachtscoëfficiënt 8

9

10 logaritmisch temperatuurverschil(LMTD) 11 benodigde hoeveelheid water

r-1L-

benodigdVO

---1L geschatte kosten kondensor( * 1000)

---1.L kosten koelwater per jaar(* 1000) J L (1983 prijzen)

16 aantal bedri ifsdaaen

Tabel 5.6 Afmetingen Kondensor H2

1 I 2

~ reboiler duty

~ stoomdruk

~ stoomtempeatuur ingang

41 temperatuur gecondenseerde stoom 42

43 enthalpie verschil stoom 44 bodemtemperatuur kolom 45 benodigde hoeveelheid stoom

~ kosten stoom jaarlijks(* 1000)

~

r--1L

logaritmisch temperatuursverschil ~ 50 globale overallwarmteoverdrachts-51 coëfficiënt 52 aantal bedrijfsdagen 53 globaal berekend OV

54 installatie kosten reboiler(* 1000)

Tabel 5.7 Afmeting Reboiler H3

I 3 I 4 I 5 I kolom 1 '--\1 ::; W 4527700 ::;

oe

20 >

oe

40 ::;

oe

84 =:. W/m2K 855

oe

53.377 kg/s 54.081 m2 99.210 guldens 56.08 guldens 92.23 ::; daaen 328.5 I 3 I 4 I 5 :. W 4550000 :. bar 40 :.

oe

410 :.

·e

246 ::; kj/kg 2151.4 >

oe

237 kg/s 2.11E+00 guldens 2324.5

oe

76.83 :. W/m2K 855 > 328.5 m2 69 . ouldens 75.0

•

•

•

.

'

•

•

•

•

•

•

•

5 3 3 Berekening kolomafmetingen

De kolomdiameter , schotel rendement en kolom hoogte zijn met behulp van de rekenmethode uit het diktaat Scheidingsprocessen2[ 33] berekend. De gebruikte formules zijn ingevoerd in een spremsheet en de resultaten van deze berekeningen staan vermeld in tabel 5.5. De tabel is tevens een gedeelte van het spreadsheet. In de bijlage worden de formules waarnaar in tabel 5.5 gerefereerd wordt

beschreven.

Voor het dimensioneren van de kolom is uitgegaan van: steek

schotel afstand over 1ooprend1engte hoogte over 100prend

0.035 0.5 0.5 0.05

m

m

m/m

2 m

Uit tabel 5.5 blijkt dat de diameter van top- en bodemsektie bij elkaar in de buurt liOO8n. Voor de diameter van de gehele kolom is de diameter van de bodemsektie aangehouden. Het schotel rendement van de topsektie is voor deze diameter uitgerekend maar bleek niet zodanig te zijn toegenomen dat er minder schotels geïnstalleerd hoefden te worden. De uite1ndel1jke kolom heeft de volgende afmetingen:

diameter t .5 m hoogte bodemsektie 8 m hoogte topsektie 4 m #praktische schotels bodem t 4

#praktische schotels top 6

totale hoogte kolom t 2 m

De geschatte kosten van deze kolom zijn bepaald met een 'Capital Cast Estimating' methode[ t 01:

schotel kosten ( $, t 968) 1600 ko lomkosten( $ , 1968) 12000

- - +

t 3600 $

Deze kosten z1jn gecorr1geerd voor infiat1e naar 1983 met een faktor 2.87[23] en omgerekend naar guldens met een koers van t $=3g1d.

Totale k.o1omkosten (exe1 warmtewisse1aars)= t 17,100.- gld.

5 3 4 Dimensioneren van de condensor< H2), rebojJer( H3) en çumulBtor< VI)

Van de kondensor ( en reboiler) is alleen het globale warmteuitwisselend

oppervlak en de bencxl1gde hoevee1he1d koe1water( of stoom )b~rekend, omdat een uitgewerkt warmtewise1aar ontwerp in dit stadium van het procesontwerp nog niet nocJig wordt geocht.

De bereken1ngen zijn u1tgevoerd op een spreadsheet en de gebruikte rekenmethode.

is ontleend aan het college diktaat Apparaten voor de procesindustrie [ 121 en wordt in de bijlage beschreven. In tabel 5.6 staan de resultaten voor de kondensor en in tabel 5.7 staan de resultaten voor de reboi1er. De accumulator heeft een volume van 1. 15m3. Dit volume is berekend OOPr uit te gaan van 5 minuten

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5.4 Ethyleenglycol-kolom

5 4 1 Uj~nwpunten EG- kolom

In dit hoofdstuk zal beschreven worden hoe het ontwerp voor de EG kolom is berekend. Uitgegaan is van de top en bodemspecifikaties beschreven in hoofdstuk 3.2.5. Voor de topstroom betekent dit een 99:t: zuivere EG stroom en in de bodemstroom m~ de fractie EG t.o.v. DEG niet hoger zijn dan 0.015. Voor de reflux-minimumreflux verhouding is 1.2 gekozen. De kolomdruk is 0.0118bar( =9mmHG). De voeding wordt aangeboden met een vloeistoffraktie van 0.5. Besloten is de voeding niet verder te verdampen omdat dan de totale stookkosten voor de kolom zullen toenemen.

542 Bereken1ng kolom parameters

De kolom is eerst binair berekend met de methode via het McCabe-Thiele

di~ram( programmatisch), en vervolgens is deze kolom doorgerekend voor de drie componenten met behulp van een multicomponent distillatie programma. In de bijlagen is een beschrijving te vinden van de gebruikte programmatuur. De gebruikte relatieve Vluchtigheden zijn berel<end uitgaande van gas-Vloeistof evenwichtsamenstellingen door PROCESS uitgerekend bij 9mmHG.

relatieve vluchtigheid van EG tev DEG=9. 1 relatieve vluchtigheid van DEG tev EG=O. 11 relatieve vluchtigheid van TEG tev EG=0.03

asfr actie , '{

c

---c

vloeistoffractie , X

rel. ref1uxverh 1.20 voedingsfr actie X 0.806 1iquidfr act, Ir, voed. 0.50 destillaatfractie van XO.9950

bodemfractie van X 0.0001 alpha 9.10 van Laar A 0.00 van Laar B 0.00 uitvoer: aantal trappen voedingstr ap destillaatstroom bodemstroom ls vs 1r vr ref1uxverh. 12.991 6.89 0.8101 0.1901 0.6631 0.4731 0.1631 0.9731 0.2017

Figuur 5.8 Het McCabe- Thiele di~ram voor 00 EG-DEG SCheiding met 00 in- en uitvoergegevens voor een l<olom2 met Q=0.5

De kolom die de binaire scheiding weergeeft van EG en DEG (figuur 5.8) wordt als basis gebruikt om de uiteindelijke multicomponent scheider (figuur 5.9) door te

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Voor de berek.ening van de multicomponentscheider is een waarde nodig voor het

totaal aantal schotels, de voedingsschotel en de refluxverhouding.

Deze waarden worden verk.regen door een binaire k.olom te berek.enen zoals in figuur 5.8.

Het blijkt dat de fraktie EG in de bodem stroom toeneemt wanneer de multicomponentk.olom wordt doorgerek.end.

De verdampingsenthalpiën die gebruikt zijn:

condensatie 58 KJ/mol( AS verdampingsenthalpie van zuiver EG bij 9 mmHG) rebollen 61 KJ/mol (AS verdampingsenthalpie van zuiver DEG bij 9 mmH6) Deze waarden voor de verdampingsenthalpiën zijn berekend uitgaande van de verdampingsenthalpiën van de zuivere stoffen bij 1 bar met de Watson vergelij king[ 16].

reflux liq. fr act. feed liq flow bodem

qas flow bodem Iiq flow top gas flow top

1=55.469 2=13.309 3= 1.92 0.2017 5.0e-1 46.5 31.3 11.1 66.6 7 5.0e+1 1. e+2 gasflow 1=55.33 99.79% 2=0.117 0.21% 3=0.000 0.00% condensorduty: 3862.6 KW 1 =0.1266 0.82% 2=13.18 86.57% 3=1.920 12.61% reboilerduty: 1906.7 KW

Figuur 5.9 De resultaten van de multicomponent berekeningen waarbij 1 =EG, 2=DEG, 3= TEG. De flows staan in mol/s.

Uit figuur 5.9 blijkt dat deze kolom aan de twee hierboven genoemde specificaties volooat: 99.8% EG in de topstroom fraktie EG t.o.v.DEG =0.0095 5.4 3 Berekenjng kolomafmetjngen spec= spec= 99.% 0.015

De kolom is gedimensioneerd met behulp van de rekenmethode uit het diktaat

Scheidingsprocessen2[ 33]. De gebruikte formules zijn ingevoerd in een spreOOsheet en de resultaten van deze berekeningen staan vermeld in tabel 5.8. Tabel 5.8 is tevens een geOOelte van het spreOOsheet, namelijk de berekende en ingevoerde waarden. Voor een volledige beschrijving van de gebruikte formules wordt verwezen naar de bij lage.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Voor het dimensioneren van de kolom is uitgegaan van: steek

schotel afstand over looprandlengte hOOJte over loop rand

0.035 0.5 0.5 0.05 m

m

m/m2 m

Met behulp van de flowparameter is de toelaatbare gassnelheid door de kolom berekend. De diameter van de kolom kan berekend worden. Om een indruk te krijgen van het schotelrendement is deze benaderd met de methode beschreven in de

bijlage[33].

Uit tabel 5.8 blijkt dat kolom 2 de volgende dimensies heeft topsektie: . diameter 3.6 m #praktische schotels 16 hoogte 9 m bodemsekt1e diameter 2.5 m #praktische schotels 13 hoogte 7.5 m totale hoogte 16.5 m

De geschatte 'capital costs' voor deze kolom zijn bepaald met behulp van een 'Cepital Cost Estimating'[ 10] methode:

schotel kasten top 6000 $-1968 schote 1 kasten bodem 7000

kolomkasten top 20000

kolomkasten bodem 23000

+ 56000.- $

Deze kasten 21jn gecorr1geerd voor 1nflaUe naar 1983 met een faktor 2.87[23] en omgerekend naar guldens met een koers van 1 $=3 gld.

Totale kolomkasten(excl. warmtewisselaars)=482 ,200.- gld.

5 44 Dimensioneren van konOOnsod H4). reboiled H5) en oc:cumulatorC V2) Van de kondensor( en reboiler) is alleen het globale warmteuitwisselend oppervlak en de benod1~ hoeveelhe1d koel water ( of stoom )berekend, omdat een u1tgewerkt warmtewiselaar ontwerp in dit stadium van het procesontwerp nog niet nodig wordt gea:ht.

De berekeningen zijn uitgevoerd op een spreadsheet en de gebruikte rekenmethode is ontleend aan het college diktaat 'Apparaten voor de Procesindustrie'[ 12] en wordt in de bijlage beschreven. In tabel 5.9 staan de resultaten voor de kondensor en in tabel 5.10 staan de resultaten voor de reboller. De occumulator heeft een volume van

1.15 m3. Dit volume is berekend door uit te gaan van 5 minuten verblijftijd voor de topstroom van de kolom in de accumulator.

:·1

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5.5 Diethyleenglycol-kolom 55 1 Uitgan~punten DEe-kplom

In dit hoofdstuk zal beschreven worden hoe het ontwerp voor de DEe kolom is berekend. Uitgegaan is van de top en bodem specifikaties beschreven in hoofdstuk 3.2.5. Dit betekend clat er 1 ~ TEe in het topprodukt aanwezig mag zij n. Het Ee clat meekomt ult kolom 2 wordt verondersteld volledig in het topprodukt van deze kolom aanwezig te zijn. Voor de bodemstroom is gesteld dat er niet een te groot verlies aan DEe mag onstaan via deze stroom. 2~ verlies aan DEe via de bodemstroom is gesteld als aanvaardbaar.

Voor de reflux-minimumreflux verhOUding is 1.2 aangehouden. De kolomdruk is 0.0066bar( =5mmHG). De voeding wordt aangeboden met een vloeistoffraktie van 0.96( =q).

5.5.2 Berekening kolpmparame1ers

De kolom is eerst binair berekend met de methode via het McCabe-Thiele diagram(programmatisch), en vervolgens is deze kolom schotel voor schotel doorgerekend met behulp van een multicomponent distillatie programma. In de bijlagen is een beschrijving te vinden van de gebruikte programmatuur. De gebruikte relatieve vluchtigheden zijn berekend uitgaande van gas-vloeistof evenwichtsamenstellingen door PROCESS uitgerekend bij 5 mmHG.

relatieve vluchtigheid van TEe t.O.v. DEe = 0.27.

asfr actie } Y

.L

rel. refluxverh _{voedingsfr actie X 0}1.20 _.873 liquidfr act} lr } voed. 0.96 destmaatfractie van X 0.9900 bodemfr actie Y·;m X 0.0001 alpha 3.70

-

van Laar A 0.00 van Laar B 0.00 uitvoer: aanta 1 trappen 17.421 yoedingstr ap 11.741 destmaatstroom 0.8821 bodemstroom 0.1181 1s 1.2951 . ys 1.1771 1r 0.3351

L

'Ir 1.2171 refluxvet-h. 0.3803 yloeistoffr actie} X

Figuur 5.10 Het McCabe-Thiele diagram voor de DEe-TEe scheiding met de in- en uitvoergegevens voor kolom 3.

Evenals voor kolom 2 is de kolom ook schotel voor schotel doorgerekend. In dit geval is echter niet de derde komponent meegenomen. Het programma kon deze kleine

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

De verdempingsenthalpiën die gebruikt zijn zijn:

conrensatie 65 KJ/mol ($t1 verdampingswarmte van zuiver DEe bij 5mmHG) reboilen 79 KJ/mol (jloj verdampingswarmte van zuiver TEG bij 5mmHG) Deze waarden voor de verdamp1ngsenthalp1ën z1jn berel<end uitgaande van de verdampingsenthalpiën van de zuivere stoffen bij 1 bar met de Watson vergelijking[ 161. 1=12.920 99.310% 2=0.090 0.69% condensorduty : 1167.3 KW 7 1 =13.184 2= 1.92 11 9 8 1=0.260 12.42% 7 _{2=1.830 87.58%} 6 reflux 0.380 rebol1erduty : 1370.9 KW liq.frad.feed 9.6e-1

~ ~

liq flow bodem 19.4

~as flow bodem 17.4

3 \ lq flow top 4.9

2 gas tlow top 18.0 1

5.0e+1 1. e+2

gasflow

Figuur 5.11 De resultaten van re schotel-schotel berekeningen waarbij 1 =DEG en 2= TEG. De flows staan in mol/s.

Uit figuur 5.11 blijkt dat deze kolom aan de twee hierboven genoemde specificaties volOOet:

O.2~

Tm in de topstroom

spec= 1 ~ 1.9~ DEe in de bodem stroom t.o.v.

DEG in de Voeding spec= 2~

5.5.3 Brel<enjng kolomafmetin~n

De kolomdiameter I schotelrendement en kolom hoogte zijn met behulp van de

rekenmethode uit het diktaat Scheidingsprocessen2[ 33] berekend. De gebruikte formules zijn ingevoerd in een spreadsheet en de resultaten van deze berekeningen staan vermeld in tabel 5.11. De tabells tevens een gecEelte van het spreadsheet. In

de bijlage worden de gebruikte formules die refereren met de regels in tabel 5.11 beschreven.