De bereiding van benzonitril uit tolueen en ammoniak

..

Technische Universiteit Delft

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

F. Be" ;nck

J.P.J. Bloos

onderwerp:

De bereiding yan

-

benzonjtrjl

en ammoniak.

opdrachtdatum:

Ol - 04 -1989

verslagdatum:

26 - 07 - 1990

F. 8ellinck Eiklaan 3'7 2282 AS Rijswijk FVO nummer 2805

De bereiding van

BENZONITRIL

uit

TOLUEEN en AMMONIAK

opdrachtdatum: 01-04-1989 verslagdatum : 25-0'7-1990 J.P.J. 8loos Hopstraat 29 2611

TA

Delft

Inhoudsopgave.

pagina Samenvatting.

Conclusies. 2

Inleiding. 3

1. Uitgangspunten van het ontwerp. 4 2. Beschrijving van het proces. 6

3. De procescondities. 9

4. De specificatie der gebruikte apparatuur. 12

5. De warmte- en massabalans. 21 6. Kostenberekening. 23 7. Veiligheid. 27 Literatuurlijst. 28 Symbolenlijst. 29 Bijloges: I Het processchema.

II Conversie- en temperatuurverloop in de reactor .

III Berekening van de afmetingen van de verschillende kolommen. IV a Spreadsheet pompen.

b Specificatieblad pompen . c Figuur IV.1 pompberekening.

V alj Spreadsheets warmtewisselaars.

klu Tabellen en figuren voor berekening van ww. v/x Specificatiebladen ww.

VI Massa- en warmtebalans .

VII aid Tabellen en figuren kostenberekening.

-Samenvatting.

In de ontworpen fabriek wordt uit tolueen via ammoxidatie benzonitril gemaakt. In dit ontwerp wordt een nieuwe katalysator gebruikt met een hoog rendement. Door het hoge rendement is er geen recirculatie nodig i . t . t . ammoxidatie processen met metaal-oxiden op silica of alumina .

De gebruikte katalysator is een gemodificeerde ZSM-5 zeoliet te weten CuH-[Fe]-ZSM-5.

Zowel de conversie van het tolueen als de selectiviteit voor de vorming van benzonitril is ongeveer 95%, het rendement is dan ongeveer 90%.

Bijprodukten zijn water, kooldioxide en benzeen.

De capaciteit van de fabriek is ongeveer 930 ton (99.95% zuiver) benzonitril per jaar.

De return on investment (ROl) is zeer hoog namelijk 544% en de pay out time (POT) zeer laag: 0.084 jaar.

Conclusies.

De in dit ontwerp ~ebruiKte Katalysator (CuH-[Fe]-ZSM-S) heeft een rendement, dat groter is dan de Katalysatoren die nu bij de produktie van aromatische nitrillen gebruikt worden. Hierdoor Kan benzonitril aanmerkelijk goedkoper geproduceerd worden.

Tevens is er geen (aantoonbare) produktie van waterstofcyanide. Echter, er zijn enige kont tekeningen te moken bij het voorontwerp:

Door de nevenreaktie waarbij tolueen wordt omgezet in benzeen (en water en kooldioxide), wordt het tolueen dat als oplosmiddel dient lan~zaam om~ezet in benzeen. Het oplosmiddel zal daarom regelmatig vervangen moeten worden. Er gaat een aanzienlijke hoeveelheid tolueen en benzeen met het afgas mee. Dit levert een aanzienlijke verliespost op (±J... 2.5 ton/jaar voor het verlies aan tolueen). Het is daarom wenselijk het verlies aan tolueen te beperken. De

chiller (H1S) Kan niet op een lagere temperatuur opereren

omdat er dan ijsafzetting optreedt. Mogelijke oplossingen zijn:

De chiller (H15) op een lagere temperatuur laten opereren. Dit kan alleen als eerst het water uit de stroom naar de chiller wordt gehaald, daar er anders ijsafzetting in de chiller optreedt. Het water kan bijvoorbeeld m.b.v. een zeoliet type A verwijdert worden.

Een oplosmiddel voor het benzonitril met een hoog kookpunt. Mogelijk geschikte stoffen zijn toluonitril en f t a l o n i t r i l . Van deze stoffen zijn echter te weinig (thermodynamische) gegevens bekend om mee te kunnen simuleren.

Het afgas opnieuw gebruiken. De hoeveelheden zuurstof en tolueen moeten dan aangevuld worden. Een nadeel is dat er dan een grote ophoping van kooldioxide in het systeem ontstaat. Een tweede nadeel is, dat de ophoping van benzeen sneller gaat.

Punten die aandacht verdienen:

Over de verdelingscoëfficiënt van benzonitril in een water-toleen systeem is niets bekend. Er is aangenomen dat de

hoeveelheid benzonitril die in het water oplost te

verwaarlozen is ten opzichte van de hoeveelheid die oplost

in het tolueen.

In de ammoniak recycle vindt ophoping van kooldioxide

p 1 a a t s. 0 e z e i 0 0 p t o p tot deo plo s b a a r h e

j-.9.

_

van k 0 0 1 d i 0 x i de ,) in water, in de vorm van CD 32 - en cNH~C03, bereikt is. Hierdoor zal de recycle stroom in v'o-rûm'e toenemen. Het _{lol' /t}

Co"'

kooldioxide is mogelijk selektief af te vangen m.b.V . <rt

zeolieten.

- 2

---Inleiding.

Deze opdracht werd gedaan vaar het behalen van het vak

fabrieksvoorontwerp.

Het onderwerp van de opdracht werd aan~ereikt daar de heer H.

van Bekkum en is gebaseerd op een promotie-onderzoek van F.J. van der Gaag [ 1 ] .

de

Zeolieten staan erg in

droger van een katalysator.

een ~root oppervlak en zijn

snel verloopt.

belangstelling voor gebruik als

Ze zijn thermisch stabiel, bezitten

zeer poreus, waardoor ~astransport

De in dit ontwerp gebruikte katalysator (CuH-[Fe]-ZSM-5) is een

zeoliet van het ZSM-S type, waarbij het aluminium is vervaneen

door ijzer en een deel van de waterstof-ionen is vervangen door

koper-ionen.

In de praktijk wordt benzonitril

benzoëzuur en benzylalcohol bereid,

v loeistof"-fase.

voornamelijk uit tolueen,

meestal in gasfase, soms in

Een op het ontwerp gelijkend proces opereert bij 450

oe

met

1.5% tolueen en 6% ammoniak in lucht als voeding. Voor een fixed

bed met een wolfraam-mangaan-komplex als katalysator wordt een

tolueen conversie van 97% en een selectiviteit voor benzonitril

van 87.4% bij een verblijf tijd van 2.4 seconden gerapporteerd

(rendement: 84.8%; de verblijf tijd in de ontworpen fabriek is 0.4

seconde). 8ijprodukten zijn waterstofcyanide en hoog kokende

producten [2].

Benzonitril wordt gebruikt als oplosmiddel. Het is zeer goed

voor lange tijd te bewaren en is inert (geschikt als oplosmiddel

waarin oxidaties kunnen worden uitgevoerd) .

Diverse polymeren lossen op in benzonitril, bijvoorbeeld

poly-methacrylaat, polyvinylacetaat, PVC, PS en nitrocellulose.

Ook is benzonitril een tussenprodukt voor de produktie van

benzoguanamine (een hittebestendig thermosetting resin dat

1. Uiteangspunten voor het ontwerp.

De eigenschappen van de verschillende stoffen, welke in het ontwerp voorkomen, zijn weergegeven in tabel 1.1 [3], [4] en [5] .

Tabel 1.1. De eigenschappen van de gebruikte stoffen . stikstof N12 zuurstof 012 ammoniak NH 3 tolueen CeHe CH3 benzeen CeHe benzoni-t r i l CeHe CN M=28.01 smpt.=-210°C kpt .=-196°C rho=0.9? kg/ma oplosbaarheid in water < O. 1 g/100 mI M~32.00 smpt.=-216°C kpt.=-190oC rho=1.1 kg/m 3

oplosbaarheid in water = 1 .0 mg/100 ml ( bij 20°C) M=1?03 smpt.=-???OC kpt .=-33.4°C rho=0.6 kg/m 3 oplosbaarheid in water = 53 f/./100 mI

vlampunt: brandbaar gos

explosiegrenzen in lucht:1S-29% MAC=2S ppm

M=92.13 smpt.=-9SoC kp .=110.6°C rho=86? kg/ma oplosbaarheid in water _{nie_i)' L.~, ~.1}

_d

n

( i ( (7)

(R_

=

vlampunt=4°C

ë.H VA I'"=412.3 kJ/kg ( 25°C) en 363.2 kJ/kg (110.6°C) explosiegrenzen in lucht:1.2-?0%

MAC=100 ppm ( word t gemakkelijk door de huid opgenomen M=?8 . 11 smpt .=S.SoC kpt.=80.1°C rho=8?9 kg/m 3 oplosbaarheid in water = 0.18 g/100 mI

vlampunt=-11°C

ë.H VA I'"=433.3 kJ/kg ( 25°C) en 393.9 kJ/kg (80.1°C) explosiegrenzen in lucht: 1 .2-8%

MAC=10 ppm ( word t gemakkelijk door M=103.12 smpt.=-13.8°C kpt.=191.1°C oplosbaarheid in water = 1 g/100 vlampunt='70oC ë.H VAP =366.9 kJ/kg ( 189°C) explosiegrenzen in lucht:1 .4-'7 .2% MAC=? mI de huid opgenomen) rho=100S kg/ma

kooldiox- M=44.01 subpt.=-'78.SoC rho= 0.15 g/100 ml

1.5 kg/m3 ide oplosbaarheid in water =

COe MAC=SOOO ppm (9000 mg/m a ) water M=18 .02 smpt .=OoC kpt.=100oC rho=1000 kg/m3 AH vAP =2258.9 kJ/kg ( 25°C) freon-1 2 M=120.91 smpt .=-158°C kpt.=-29.8°C rho=4.9 kg/m3 CCleFe ~HVAP=163.S kJ / kg ( - 28°C)

I

I I I

I

I

I

I

i

De capaciteit van de fabriek is bijna 1000 t on benzonitril per jaar , gedimensioneerd naar T. Ikeda [ 6]. De fabriek is continu in gebruik ( ploegendienst) .

-In de fabriek wordt lucht als dragergas gebruikt, waarin tolueen, ammoniak en stoom in de percenta~es van respectievelijk 1, 2 en 6 volume procent voorkomen. De percentages aan tolueen en ammoniak liggen onder hun explosiegrenzen (resp. 1.2 vol.% en 15 vol.%).

Voor de regeneratie van de katalysator wordt stoom gebruikt. Deze regenerotie gebeurt eens in de drie dogen en duurt drie uur.

De geproduceerde stromen zijn: benzonitril (99.95% zuiver). ofvolwoter 0.6 ppm ammoniak.

afgas naar fakkel: - 80.3 vol.% stikstof

-

18.2 vol.% zuurstof 2 ppm ammoniak 0.7 vol.% tolueen

-

80

ppm benzeen

0.3

vol.% kooldioxide 0.5 vol.% water

(zowel het tolueen als het benzeen worden in de fakkel verbrand) De benodigde utilities zijn stoom, koelwater en koellucht [7]. Voor de regeneratie is stoom van 500-550o_{C nodig.}

2. Beschrijving van het proces.

De beschrijving van het proces zal plaats vinden aan de hand

van het processchema van de ammoxidatie van tolueen naar

benzonitril zoals weer~egeven in bijlage I.

Eerst zal kort het proces worden beschreven zoals samengevat in

het blokschema in figuur 2.1. Daarna volgt een uitvoerige

beschrijving.

R

2 Figuur 2.1 T 6 ~ T12 ~ T18

-,

V 5

I

V

9 T19 ~

Het vereenvoudigde blOKschema van het processchema van de ammoxidatie van tolueen naar benzonitril. R

=

reactor, V

=

fasescheider, T

=

toren.

In reactor R2 vindt de reactie tussen tolueen en ammoniak naar

benzonitril plaats. Na de reactie wordt tolueen toegevoegd om het

gevormde benzonitril op te lossen. In fasescheider VS worden de

vloeistoffase en de gasfase gescheiden. De gosfase wordt in de

torens T6, T12 en T18 opgewerkt om de ammoniak te kunnen

hergebruiken. Dit levert twee afvalstromen op, een zo ver

mogelijk gezuiverde luchtstroom en een waterstroom. De

vloeistoffase wordt in fasescheider V9 gesplitst in een waterige

laag en een organische laag. De waterige laag wordt aan het

ammoniak recycle systeem toegevoegd. De organische laag wordt in

toren T19 gedestilleerd. Dit levert een productstroom benzonitril op en een tolueen stroom die gerecycled wordt.

Meer in detail ziet het proces er als volgt uit:

De processtroom, bestaande uit lucht, tolueen en ammoniak,

wordt opgewarmd (H1) door de reactor effluent.

In de reactor (R2) vindt de reactie tussen tolueen en ammoniak

naar benzonitril plaats. Deze reactie is exotherm waardoor de temperatuur oploopt tot 327°C, gecontroleerd door luc~koeling in

de reactor .

~

-Oe reoctor effluent wisselt eH1) een deel von de wormte-cappaciteit uit met de reactor voedin2 en wordt op druk (P3) gebracht voor transport doeleinden. Oe aldus verkregen stroom heeft een temperatuur van 167°C en een druk van 2.2 bar.

Op dit punt wordt tolueen toegevoegd om benzonitril in op te lossen. Hierdoor en een koeler temperatuur op 2SOC en de druk ~.S bar.

het ( H4)

gevormde komt de Vervolgens wordt de vloeiStöf- van de gasfase (VS) gescheiden. De gasfase wordt ge~t ( T6) met water om de ammoniak terug te winnen.

Dit water moet gekoeld stripper afkomstie is.

worden C HS) omdat het uit een andere De gestripte gasfase wordt met freon afgekoeld CH1S) tot 2°C om zo veel mogelijk tolueen en benzonitril uit de gasfase te winnen. Na de koeling wordt de vloeistoffase van de gasfase gescheiden (V16). De gasfase wordt gespuid en de vloeistoffase wordt, met een pomp CP17), bij de vloeistoffase uit de vloeistof-gas scheider VS gevoegd.

De vloeistoffasen uit de vloeistof-gas scheiders V5 en V16 worden in een vloeistof-vloeistof scheider CVg) gebracht waar de organische laag van de waterige laag wordt gescheiden. Deze scheider is geboseerd op:

- de onoplosbaarheid van tolueen in water

- het dichtheidverschil tussen tolueen en water resp. 0.87 en - de verdelingscoëfficiënt van benzonitril in tolueen en water De bovenste vloeistof laag uit de vloeistof-vloeistof scheider V9 bestoonde uit tolueen en benzonitril wordt gedestilleerd ( T 19) .

Oe voeding van de destillatiekolom wordt verwarmd CH13), tot 95°C, door het topproduct (tolueen) van de destillatie.

Het topproduct wordt aecondenseerd middels een lucht koeler (H20) en na een vloeistof-gas scheider (V23) op 2.3 bar. (P24) gebracht. Het aan de voeding gekoelde (H13) tolueen wordt aan de reactor effluent toegevoegd om de benzonitril in op te lossen.

Oe kwaliteit van het bodem product, benzonitril, wordt gecontroleerd via de reboiler (H21) van de destillatiekolom. De benzonitril wordt uiteindelijk, na luchtkoeling (H22), als productstroom verkregen.

De waterlaag uit de vloeistof-vloeistof scheider V9, samen met het water uit de absorptiekolom T6, wordt naar de top van stripper T12 gepompt (P7). Het water, met hierin opgelost het niet 2erea~eerde ammoniak, wordt verwarmd tot 103°C (H10) aan de bodem stroom.

Bij een druk van ammoniak concentratie

leiden.

1.5 bar. wordt in de stripper (T12) verhoogd door onderin stoom van 140°C

de te De bodem waterstroom, vr i j van ammoniak, wordt verpompt CPl l)

naar de koeling aan de voeding (H10) . Deze stroom wordt gedeeltelijk herbruikt in absorptiekolom T6 en verder gespuid.

Het topproduct wordt met

temperatuur teru~2ebracht om

verder te worden geconcentreerd. ~~ een in luchtkoeler een vole;ende (H14) iets in stripper (T18)

Oe ammoniak oplossing uit stripper T12 wordt bovenin stripper T18 geleid, bij een temperatuur van 92.5°C, om verder te worden

geconcentreerd. Dit gebeurt door bij een druk von 1.5 bor.

onderin stoom te leiden van 115°C.

Oe bodem waterstroom, vrij van ammoniak, wordt, samen met de bodem stroom van T12, gemengd met koelwater geloosd.

Het topproduct, ammoniak en stoom, wordt als recycle toegevoegd aan de voedingsstroom van de reactor.

-j

3. De procescondities.

In de reactor treedt de volgende (hoofd)reactie op [4,8]

CeHeCH3 + NH 3 + 1.5 O2 --> CeHeCN + 3 H2 0

(-AH~)a~~o"

=

508 kJ/mol tolueen

Er treden drie neven- en een vervolgreactie op, nl.

CeHeCH3 + 1.5 O2 --> CeHe + H2 0 + CO2

(-AH~)b_"z

=

605 kJ/mol tolueen CeHeCH3 + 9 O2 --> 4 H2 0 + 7 CO2

(-AH~)OC2

=

3784 kJ/mol tolueen

NH 3 + 0.75 O2 --> 0.5 N2 + 1.5 H2 0

(-AHA ) N 2

=

317 kJ/mol ammoniak

CeHeCN + 8.25 O2 --> 2.5 H2 0 + 7 CO2 + 0.5 N2

(-AH~)b"

=

3593 kJ/mol benzonitril

Van de kinetiek is weinig bekend [1]. Voor berekeningen wordt

gedaan alsof de reactie eerste orde in tolueen is en niet

afhan-kelijk van de concentraties van de andere reactanten. Tevens

wordt verondersteld dat er geen diffusie limitering optreedt. De

kinetiek vergelijking wordt dan [9]:

-r

=

kT [tolueen] [ kgjm3 _js]

k- exp{-EA /

CR

T)} [S-1]

De massabalans over de reactor is:

productie

=

invoer - uitvoer

Geïntegreerd over de gehele

waarin: -r kT [ tolueen]

K_ =

productiesnelheid [kg/m3 _/s]

reactiesnelheidsconstante bij temperatuur

concentratie (aan) tolueen [kg/m3 _]

preëxponentiële factor [S-1]

activeringsenergie [kJ/kg] ~asconstante [8.31441 kj/kg/KJ

temperatuur [K] ' - \v<-L~ VT reactorvolume [m3 ]

Cc beginconcentratie (aan) tolueen [kg/m3

] QVCL volumedebiet [m3 /s] ~ conversie [-)

r

= verblijf'tijd [sJ (3.1a) C3.1b) ( 3.2) ( 3.3)

-J'

...J

Indien de verblijf tijd en de conversie van tolueen bij een

bepaalde temperatuur bekend zijn, kan de

reactiesnelheidsconstan-te bij die reactiesnelheidsconstan-temperatuur berekend worden.

De activerin~senergie kan nu berekend worden door de reactie-snelheidsconstantes bij twee temperaturen op elkaar te delen:

waarin:

[ -] ( 3.4)

reactiesnelheidsconstante bij temperatuur T, [s-'J reactiesnelheidsconstante bij temperatuur T2 [ s - ' ]

temperatuur [K]

temperatuur 2 [K]

De preëxponentiële factor kan dan

vullen in

berekend worden door de

de vergelijking voor de gevonden waarde voor EA in te

reactiesnelheidsconstante.

De in de apparatuur voorkomende drukken en temperaturen en het

materiaal waarvan de apparaten gemaakt zijn staan vermeld in

tabel 3.1 [10].

Tabel 3.1: De druk en temperatuur in de apparaten, alsmede

het materiaal waarvan de apparaten gemaakt zijn.

apparaat nr. druk ( bar) temperatuur ( 0 C) materiaal

H 1 shell 0.9-0.7 327-167 ss 316 H1 tube 1.0-0.9 110-271 ss 316 R2 0.9 271-330 ss 316 P3 0.8-2.2 170 ss 316 H4 shell 2.2-1.5 68-25 ss 316 V5 1 .5 25 ss 316 T6 1.5 25 ss 316 P7 1.5-1 .8 25 ss 316 H8 shell 1.5 34-25 ss 316 V9 1 .5 22 ss 316

I

I H10 shell 1.8-1.5 111-34 ss 316 H10 tube 1 .8-1 .5 25-103 5S 316 P 11 1 .5-1 .8 1 1 1 ss 316 T12 • c. I • ~ 1 10 5S 316 H13 shell 1.5-1.0 22-95 ss 316 H13 tube 2.3-2.2 110-31 ss 316 H14 tube 1 .5 109-92.5 ss 316 H15 shell 1.5-1 .3 28-2 ss 316 V16 1 .3 2 ss 316 P17 1 .3- 1 .5 2 ss 316 T18 1.5 1 1 1 ss 316 T19 1 .0 1 1 0 cs H20 tube 1 .0 1 10 cs H21 shell 1.0 191 cs H22 tube 1 .0 191-35 cs V23 1 .0 1 1 0 cs P24 1.0-2.3 1 10 cs

ss: stainless steel; cs: carbon steel .

-J

.~

) . . /

In het fobrieksvoorontwerp komen drie fosen voor: een gosfose,

een waterige fase en een organische fase die voornamelijk tolueen bevat.

De vol~ende aannames zijn ~edaan:

benzeen en benzonitril lossen zoveel beter in tolueen op dan

in water dat gesteld wordt dat in de vloeistof-vloeistof

scheider al het benzeen en benzonitril in het tolueen

oplost.

ammoniak, kooldioxide

organische fase.

en lucht lossen niet op in de

Dit heeft tot gevolg dat in de vloeistof-vloeistof scheider

(Vg) een geheel anorganisch en een geheel organische fase

ontstaan.

In de gasfase kunnen alle stoffen aanwezig zijn, echter nooit

meer dan de dampspanning van die stof bij de heersende

tempera-tuur toelaat. Oe grootte is ±2 mmo Oe

waarbij het

een deel van ionen.

van de in dit ontwerp gebruikte katalysatordeeltjes

katalysator is een zeoliet van het type ZSM-5,

aluminium(oxide) is vervangen door ijzer(oxide) en

koper-4. De specificatie der gebruikte apparatuur.

De reactor C R2) .

Gezien de grootte van de deeltjes

(±2

mm) werd er gekozen voor een fixed bed reactor.

Daar de reactie sterk exotherm is, moet er ~oed gekoeld worden. Dit k~n op twee m~nieren, er kan een multitubular bed of een bed met interstage koeling worden genomen.

Voor plugflow in de reactor geldt [11], [12]:

1

_/

dp > 100 [ -] C 4.1)

0 / dp > 10 [ -] C 4.2)

met: 1

=

totale bedlengte [ m] .

dp

=

diameter kat. deeltje [ m] .

0

=

diameter bed [m] .

Echter voor goede warmteoverdracht, d.w.z. isotherme condities, moet de verhouding D/d p laag zijn. Rekeninghoudend met beide voorwaarden voor de D/dp-verhoudin~ zal een waarde gekozen worden niet ver boven de 10. Indien een bed met interstage koeling () gekozen wordt, zal dit leiden tot een zeer lange reactor. Er

I

wordt daarom gekozen voor een multitubular b~ Bij het reactorontwerp wordt de reactor van F.J. van der Gaag

[1] opgesch~ald. Dit wordt gedaan om de kinetiekparameters zoveel

mogelijk hetzelfde te houden, omdat daarvan (zeer) weinig bekend is.

De deeltjesgrootte, de verhouding weight hourly space velocity (WHSV) gehouden als in de literatuur [1]; verhouding tolueen ammoniak lucht en de WHSV voor tolueen katalysator per uur.

van de reactanten en de voor tolueen worden hetzelfde deze zijn stoom is is 0.1? re sp. d p

=

2 mm, de

Vo-t.'

.

1:2:6 en de rest is kg tolueen per kg

Voor de koeling van de reactor wordt (koel) lucht gebruikt. Met behulp van een computerprogramma met Runge-Kutta wordt het tempe-ratuur verloop in de reactor berekend (zie bijlage 11). Dit wordt gedaan om de maximum temperatuur in de reactor te weten te komen, alsook om de temperatuur van de uitgaande koellucht te verkrij-gen. Dit laatste is nodig om de hoeveelheid afgevoerde warmte te

,

'---berekenen. . . . .

-In bijlage II worden de dimensionering van de reactor gedaan. De benodigde hoeveelheid katalysator is 644 kg. Het volume hiervan is gelijk aan VT 0.60 ma.

Er wordt voor buizen met een diameter van 0

=

1 inch gekozen bij een buis lengte van 1 1 m. Het aantal buizen is 1185.

De absorptietoren (T6) .

Er is voor het terugwinnen van het ammoniak voor een absorptie-toren met water als vloeistoffase gekozen. Het ammoniak uit de gasstroom lost geheel op in het water. Nadeel is dat ook het

-kooldioxide oplost in het water. Tolueen en benzeen lossen respectievelijk niet en nauwlijks op in water. De vloeistofstroom onder uit de toren bevat (vrijwel) geen organische stoffen. De gosstroom boven uit de toren bevat (vrijwel) geen ammoniak meer.

Het aantal benodigde evenwichtstrappen is berekend m.b.v. een computerprogromma (CHEMCAD).

De hoogte van de evenwichtstrappen is berekend m.b.v. een op een spreadsheet geschreven programma (zie bijlage 111). Hierin zijn ook de kriteria voor: doorregenen, volpijpcopaciteit en de maximale vloeistofsnelheid in de valpijp opgenomen.

In de specificatiebladen van de torens staan de belangrijkste gegevens vermeld.

De twee stripkolommen (T12 en T18).

In de kolommen wordt m.b.V. stoom de ammoniak uit de stroom uit de absorptietoren CT6) gestript. De stroom, met de ammoniak, boven uit kolom T18 wordt naar de reactor teruggeleid.

De stoom heeft twee doelen:

De ammoniak zodanig concentreren dat een verhouding ammoniak/stoom van ongeveer 1/6 wordt bereikt. Nadeel is dat het kooldioxide uit de waterstroom ook geconcentreerd wordt in de stoomstroom.

Het is één van de componenten in de ingaande stroom van de reactor. De stoom moet koolafzettimg in de reactor verminderen.

Er worden twee kolommen gebruikt omdat het niet mogelijk is de gewenste ammoniak concentratie te verkrijgen met één kolom.

Voor de berekening van de afmetingen van de kolommen werd van eenzelfde spreadsheet gebruikgemaakt als bij de absorptietoren (zie bijlage 111).

Dok van deze twee kolommen zijn de belangrijkste gegevens vermeld in twee specificatiebladen.

De destillatiekolom (T19).

de destillatiekolom wordt het product (benzonitril) geschei-den van het oplosmiddel (tolueen) en het bijproduct (benzeen) Het product wordt verkregen met een zuiverheid van 99.95%.

De topstroom (tolueen en benzeen) wordt (opnieuw) gebruikt als oplosmiddel en teruggevoerd naar de reactor effluent.

De berekeningen van de afmetingen van de kolom staan in bijlage 111. Hetzelfde spreadsheet als bij de voorgaande kolommen werd gebruikt.

De belangrijkste blad.

gegevens staan vermeld in een

specificatie-De vloeistof-vloeistof scheider (V9).

In de vloeistof-vloeistof scheider wordt vloeistoffase van de waterfase gescheiden. Dit de fases verschillen in dichtheid ( resp. ±870 en

de organische is mogelijk daar ±1000 kg/m3 ) .

Voor een goede fose scheiding, scheider voldoen aan [13J

moet de vloeistof-vloeistof br 1 ). OVCL / Ud ( 4.3) met: br 1 OVCL Ud

breedte van de vloeistof-vloeistof scheider Cm]

=

len2te van de vloeistof-vloeistof scheider [mJ flow door de vloeistof-vloeistof scheider [m3 _/s] stij2snelheid van de lichtste fase Cm/sJ

Met de stijgsnelheid van de lichtste fase U_d

=

0.001 mis en OVCL

=

4.86.10-4 _{mals is br 1 : 0.49 m}2 _{. Neem br}

=

_{0.6 m en 1}

=

_{1.0 m,}

br.le is dan 0.6 m~ (±2S% mar2e). Neem de hoo2te van de vloeistof-vloeistof scheider h

=

0.1 m dan is het volume van de vloeistof-vloeistof scheider 0.06 m3 _{en de verblijf tijd ±2 min.}

Aangenomen is dat al het benzonitril in de organische fase zit. In de wateri2e fase CÖVCL : S .10- e m3 _{/s) kan maximaal 1.6}

gewichts procent van de totale hoeveelheid benzonitril in de vloeistof-vloeistof scheider oplossen.

De vloeistof-gas scheiders (V5 en V16).

De twee vloeistof-gas scheiders, te weten V5 en V16, worden gedimensioneerd door de gewenste verblijf tijd (1:) te vermenigvuldigen met de volumestroom (OVCL) .

( 4.4)

Om vloeistof en gas von elkaar te scheiden wordt over het algemeen een verblijf tijd van enkele seconden gehanteerd.

Met een verbijftijd

r

=

2 s en een volumestroom van QVCL

=

1.35 mals wordt het volume van vloeistof-aas scheider VS, V

=

3 m3

.

Met een verbijftijd

r

=

2 s en een volumestroom van ÖVCL = O.S mals wordt het volume van vloeistof-aas scheider V16, V

=

1 ma.

De pompen (P3 als berekenings voorbeeld).

De berekeningen van de pompen zijn gedaan zoals weergegeven in het spread sheet in bijlage IV. Hier zal uitgebreid worden ingegaan op de berekeningen van pomp 3, de berekeningen van de

overige pompen is analoog.

De berekeningen van de zuigleiding, de persleiding, de drukval over de pomp en uiteindelijk het benodigde vermogen van de

benodigde pompen worden gedaan aan de hand van een berekenigs

voorbeeld in het dictaat Apparaten voor de procesindustrie deel 111 [14J .

De druk en drukval wordt steeds uitgedrukt in meters hoogte van het te verpompen medium. Zo wordt een druk in Pascal dus gedeeld door de dichtheid van het medium en de zwaartekrachtversnelling.

Oe berekeningen van de druk aan de zuigzijde en de perszi jde van de pomp zijn in principe gelijk.

Eerst wordt de gewenste pijpdiameter (d) uitgerekend.

d

=

,[

[QvCL / Cv 11/4)] [ m] ( 4.5)

-Met het debiet Qvo~ 1.35 mals (massa flow gedeeld door de

dichtheid) en de gewenste stroomsnelheid door de pijp v

=

15 mis

is de gewenste pijpdiameter d

=

338 mm

=

13.3 inch.

De gewenste stroomsnelheid wordt gevonden in Warring [15]

Met de gewenste pijpdiameter d

=

13.3" wordt in Perry [4] tabel

6-6 de kleinste pijpdiameter opgezocht die aan deze maat minimaal

voldoet. Indit geval is dat d

=

15.6?"

=

398 mmo Hieruit volgt met:

v ~ Qvo~ I n/4 d~ [mis] ( 4.6)

dat de actuele stroomsnelheid v

=

11 mis.

Bij de berekening van het verlies van de opvoerhoogte (hw)

wordt gebruik gemaakt van een frictiefactor (f) welke uit het

Reynlods getal (Re) wordt berekend.

Re = rho v d / I) [ - ] (4. ?)

Met de dichtheid rho = o.? kg/m a , de stroomsnelheid v

=

11 mis,

de pijpdiameter d

=

0.398 m en de viscositeit ~

=

2.5 E-5 kg/m.s

is het Reynolds getal Re = 121000.

Met het Reynolds getal wordt de frictiefactor Cf) berekend die

echter, zoals algemeen gebruikelijk, wordt gebruikt in de vorm

van 4f. Afhankelijk van of de stroming laminair dan wel turbulent is wordt 4f berekend uit één van de onderstaande formules. Als Re kleiner dan 2000 is, is de stroming over het algemeen laminair en

wordt de eerste formule (4.8) gebruikt. Boven Re

=

4000 is de

stroming vrijwel altijd turbulent en wordt de tweede furmule

(4.9) gebruikt die bekent staat als de formule van Blasius.

4f 64 / Re [-] Re < 2000 C 4.8)

4f 0.316 Re-O . 2e [ - ] Re > 4000 ( 4.9)

Met Re 121000 is 4f 0.01? Hierbij moet er wel op gelet

worden dat de relatieve ruwheid (x/d) niet te groot wordt. De

relatieve ruwheid is het quotiënt van de ruwheid (x) van het

materiaal van de pijp en de diameter (d) van de pijp. De

relatieve ruwheid van stalen handelspijpen is x = 0.045 mm en d = 398 mm dus x/d = 0.0001 wat klein is.

De drukval als gevolg van de stroming door de pijpen wordt,

uitgdrukt in verlies van meters opvoerhoogte:

hw

=

(4f 1 / d + Kw) v:2 I 2 g [ m] ( 4.10)

Met de frictiefactor 4f 0.01?, de lengte van de pijp 1 = 5 m,

de diameter van de pijp d 0.398 m, het weerstandsgetal Kw = 1,

de stroomsnelheid v

=

11 mis en de valversnelling g

=

9.81 m/s2

is het verlies aan opvoerhoogte hw

=

7.2 m.

Het weerstandsgetal (Kw) is de som van weerstanden veroorzaakt

door diameterveranderingen, bochten en afsluiters.

De druk aan de zuigzijde van de pomp (pz) is gelijk aan de

begindruk (Pvoor) min het verlies aan opvoerhoogte (hw), de

toename van de kinetische energie en het te overwinnen

pz

=

Pvoor - hw - v2 _{I 2 ~ - z [ m] (4.11)} Oe druk voor de pomp is bar. min de drukval over warmtewisselaar H1 aan buiszijde Pvoor

=

13120 m, het verlies aan opvoerhoo2te hw

=

? m, de bewe2ingsenergie komt neer op 6 m en er geen hoo2teverschil te overwinnen z

=

0 m. Hiermee komt de druk aan de zuigzijde op pz = 1310? m.

Oe druk aan de perszijde van de pomp (Pp) is 2elijk aan de einddruk (Pna) plus het verlies aan opvoerhoo2te (hw) en het te overwinnen hoogteverschil na de pomp (z) min de toename van de kinetische energie.

Pp = Pno + hw - v2 _{I 2 ~ + Z [ m] ( 4 . 12)} Oe druk na de pomp is 2.2 bar. plus de drukval over warmtewisselaar H1 aan de shellzijde Pp = 34905 m, het verlies aan opvoerhoogte hw

=

? m, de bewe2ingsener2ie komt neer op 6 m en er geen hoogteverschil te overwinnen z = 0 m. Hiermee komt de druk aan de perszijde op Pp = 34906 m.

Oe opvoerhoogte (H~_n) waarvan wordt uitgegaan in de berekening van het benodigde vermogen van de pomp is het verschil in druk voor en na de pomp plus het hoogteverschil over de pomp (z).

[ m] (4.13)

Met het hoogteverschil over de pomp z

=

0.5 m is de opvoerhoogte

H~_n = 21800 m.

Met de specifieke hoeksnelheid (n.) wordt het rendement van de pomp bepaald.

Door het toerental (n) in plaats van de te gebruiken en voor de valversnelling g krijgt men het specifieke toerental (n q )

nq = 53 n.

(4.14) hoeksnelheid (w=2nn/6o) ~ 9.81 m/s2 _{in te vullen}

(4.15) Om het specifieke toerental te krijgen in de eenheid die gebruikt wordt in figuur IV.1 (bijlage IV.c) wordt n. met een factor 2884

vermenigvuldigd. Met het toerental n = 10000 rpm, het debiet QVOL

= 1.35 m3 _{/s en de opvoerhoogte Hm.n}

=

_{21800 m is het specifieke}

toerental nq = 352 rpm (US gal/min)o.e I fto.?e . Het debiet wordt vermenigvuldigd met een factor 15833 om van kubieke meters per

seconde naar gallons per minuut te gaan. Het totaal rendement van

de pomp is nu

1

= 85

%.

Het vereiste vermogen van de pomp wordt berekend volgens:

W = rho QVOL g Hm ... n / f1 [ W] (4.16)

Het vermogen van de pomp moet zijn W 237 kW.

-W~rmtewisselaar (H1 als berekeningsvoorbeeld) . Het ontwerp van de warmtewisselaars is gedaan aan het dictaat Apparaten voor de procesindustrie [16].

de hand van

Omdat de berekeningen van een warmtewisselaar, aan de hand van bovengenoemd dictaat, een i t e r a t i e f karakter hebben, zijn de benodigde functies in een spreadsheet ingevoerd (zie bijlagen v~

t / m V.j) .

Er worden verschillende warmtewisselaars gebruikt. Verschillen treden op in: de agregatietoestand van de te koelen en de koel media, de samenstelling van de koel media (processtroom, lucht, koelwater of freon) en de functie van de warmtewisselaar (warmtewisselaar, luchtkoeler of reboiler).

In de berekeningen wordt verwezen naar bijbehorende temperaturen zoals weergegeven (zie bijlage I ) . De berekening warmtewisselaar. van warmtewisselaar H 1 , stroomnummers (nr) en in het processchema

een shell and tube De reactorvoeding, de zogenoemde koude stroom, wordt verwarmd aan de reactor effluent, de zogenoemde warme stroom. De temperatuur van de reactorvoeding wordt gebracht van Tki

=

383 K

(stroomnummer C 2)) naar Tku 544 K C 3). Tki en Tku staan respectievelijk voor de temperatuur van de koude stroom de warmtewisselaar in

(2)

en de koude stroom de warmtewisselaar uit (3). Zo zullen Twi en Twu staan voor de warme stroom de warmtewisselaar in (4) en uit (5). De temperatuur van de reactor effluent is Twi = 600 K (4). De temperatuur van Twu (5) wordt berekend uit de hoeveelheid overgedragen warmte aan de reactorvoeding.

[ W] (4.17)

Met de massastroom Q~

=

0.94 kg/s, de soortelijke warmte C~

1107 J/kg.K en dT

=

Tku - Tki

=

161 K is Q

=

168 kW.

De soortelijke warmte van de warme stroom is C~

=

1117 J/kg. K en daarmee, en Twi en

Qm,

wordt berekend Twu

=

440

K

.

Het oppervlak (A) van de warmtewisseraar wordt berekend met de overallwarmteoverdrachtscoëfficiënt (ku ) , het gemiddelde

tempera-tuurverschil (aT) en de overgedragen hoeveelheid warmte (Q).

A = Q / (Ku L,T) ( 4 . 18)

Het gemiddelde temperatuurverschil (aT) wordt berekend uit een correctiefactor CF(P,R)) en het gemiddelde logaritmisch temperatuurverschil C aTJ.,.,)

L,T = _{FCP,R) L, T J. n} [ I) C] C 4. 19)

aT J.n = ( dTmax - dT mi n) / In (dTmax / dTmin) .) C] (4.20a)

De co~~ectiefocto~ wo~dt afgeleid uit de tempe~otuu~efficiency

CP) en de wa~mtecapaciteitsve~houding tussen de koude en de warme

st~oom (A). Deze wo~den be~ekend volgens:

P = (Tku Tki)

I

(Twi Tki) [ -] (4.21) R ( Twi Twu) I (Tku Tk i) [

-

] ( 4.22)

De co~~ectiefactor CF) wo~dt ve~volgens afgelezen uit de

figu~en V.1 t/m V.3 (bijlage V.k t/m V.m) en is ongevee~ 1 voor

vier passages.

Nu moet een ee~ste benade~ing gedaan wo~den voor ku uit tabel V.4 (bijlage V.n) (5.7 BTU/ft2 _{h.F W/m}2 _{K). Uit latere}

be~ekeningen blijkt ku

=

27 W/m2

_K.

Het ve~warmend opervlak moet nu minimaal

A

=

110 m2 _zijn.

Vervolgens wordt een configuratie gekozen uit tabel V.S (bijlage V.o) van het type 1" on 1~" 6. U-buizen. Hierbij moet in ee~ste instantie op een aantal dingen gelet wo~den.

Het totale oppe~vlak moet minimaal de be~ekende omvang hebben en is te berekenen uit het p~oduct van het aantal wa~mtewisselaa~s (in se~ie en pa~allel), n, het aantal buizen Cz), de buiten diameter van de buizen (dy

=

1") en de lengte van de buizen ( l

=

3 of 6 m).

De diameter van de warmtewisselaa~ (O~) is altijd een heel veelvoud van 0.05 m.

De lengte I diamete~ verhouding van de wa~mtewisselaa~

moet om constructieve ~edenen kleine~ zijn dan 10. 1

I

O~ < 10.

Met in acht neming van bovenstaande (en late~e be~ekeningen)

wo~dt het aantal buizen z 322 gekozen bij een binnendiamete~ van de wa~mtewisselaa~ O~

=

0.75 m en vie~ passages n

=

4.

Na de eerste elementaire toetsingen wordt het ontwerp gecont~oleerd op d~ukval, eerst de drukval door de buizen en later om de buizen. Er wordt over het algemeen naar gestreefd om

de d~ukval zo dicht mogelijk bij, maar niet boven, een halve bar.

te k~ij2:en.

De drukval door de buizen wordt be~ekend via de stroomsnelheid door de buizen (c), de volumestroom gedeeld door het totale buizen oppervlak.

c

=

(Qm I rho) I (n/4 z 1 #par) [ mi s] ( 4.23) Met de massastroom C~

=

0.94 kg/s, de dichtheid rho

=

0.69 kg/m3 _, de binnendiameter van de buizen d~

=

0.02 m, het aantal buizen per passage z1 80.5 en het aantal warmtewisselaars parallel #par = 2 is de snelheid c = 27 mis.

Het Aeynolds getal (Ae), nodig voor de berekening van de drukval, wordt be~ekend uit de snelheid door de buizen (c), de

binnendiameter van de buizen (d~) en de kinematische viscositeit

(V). De kinematische viscositeit is gelijk aan de dynamische

viscositeit (1)) gedeeld door de dichtheid (rho) .

Re = c d~ I v [ - ] ( 4.24)

v = ~ I rho ~m2/s] ( 4 .25)

--"

Met de dynamische viscositeit ~

=

25 E-6 kg/m.s en c, d~ en rho als boven is Re

=

15000. Met dit Reynolds eetal wordt in fieuur V.6 (bijlage V.p) een frictie factor ( f ) afgelezen, welke voor dimensiloze consistentie met 144 vermenigvuldigd moet worden, gebruikt in de uiteindelijke drukval berekening.

dP

=

~ rho c2 _{n (4 + (f 1 / d~)) ( 4.26)} Met de dichtheid rho 0.69 kg/m3 _{, de snelheid door de buizen c}

=

27 mis, het aantal passages n 4, de frictie factor f

=

144

*

0.00027, de lengte van de buizen 1 3 m en de binnen diameter van de buizen d~

=

0.02 m is de drukval door de buizen dP

=

9900 N/m2.

De drukval aan de buitenzijde van de pijpenbundel kan varieren met de keerschotafstand (B) en het daarmee samenhangende percentage baffle cut (keerschot opening). Begonnen wordt altijd met de grootste keerschotafstand waarbij O~ / 8

=

1 en wordt zo mogelijk verkleind tot D~ / 8

=

6 of 8

=

60 mmo De bijbehorende keerschot opening wordt gevonden in figuur V.7 (bijlage V.q). De drukval wordt gevonden via de inwendige hydraulische

m~nteldiameter (0.), de massastroomdichtheid (G.) en het Reynolds getal (Re).

D.

=

(1.72 s~ - n/2 du ) / (n/2 du ) [ m] ( 4.27)

Met de steek s

=

0.032 m en de buitendiameter van de buizen du

0.025 m is de effectieve diameter

O.

=

0.02 m.

G.

=

(Om /

#par) / (O~ C 8 / s) (4.28a)

met C

=

s - du [m] (4.28b)

Met de massastroom

Om

=

0.94 ke/s, het aantal warmtewisselaars parallel #par

=

2, de mantel binnendiameter O~

=

0.75 m, de afstand tussen de buizen C

=

0.007 m, de schotafstand B is O~

gedeeld door de gekozen D~/8

=

3 verhouding 8

=

0.25 m en de steek s 0.032 m is de massastroomdichtheid G.

=

12 kg/m2 _s.

Re

=

G. O. /

11

[-]

(4.29)

Met G. en O. als boven berekend en de dynamysche viscositeit ~ =

24 E-6 kg/m.s is het Reynolds getal Re = 9300.

Met Re en het baffle cut percentage (wat afgelezen wordt aan de hand van de O~/B verhouding) wordt in figuur V.8 (bijlage V.r) de frictie factor (f) afgelezen, welk getal met 144 vermenigvuldigd moet worden voor dimensiloze consistentie.

dP (f G.2 D~ (N + 1)) / (2 rho 0.) Met de frictie factor f

=

0.003

*

144, = 12 kg/m2 _{s, de mantel binnendiameter}

schotten N = 12, de dichtheid van de

( 4.30) de massastroomdichtheid G~

O~ = 0.75 m, het aantal stroom rho = 0.73 kg/m3 en de effectieve diameter D. 0.02 m is de drukval om de buizenbundel dP = 2 E4 N/m2 .

overall-De wormteoverdrocht5coëfficiënt (a~) vaar de 9tromin~ daar de buizen wordt berekend uit het Nusselt ~etal (Nu), de

warmte~eleidin~9coëfficiënt (~) en inwendi~e buisdiameter (d~)

(4.31) Het Nusselt getal wordt afgelezen uit figuur V.9 (bijlage V.s) met eebruikmakine van:

1) het Reynolds getal zoals reeds berekend Re

=

15000. 2) het Prandtl getal (Pr)

PI"

=

'1 Cp / " (-)

Met de dynamische viscositeit soortelijke warmte Cp

=

warmtegeleidingscoëfficiënt Prandtl getal PI"

=

0.6.

( 4.32) ~

=

25 E-6 kg/m.s, de 1117 J/kg.K en de

=

0.045 W/m.K is het 3) de binnendiameter - lengte d~ / 1

=

0.02 / 3

=

0.007.

verhouding van de buizen 4) PI" / Prw

=

1.

Met het Nusselt getal Nu = 20, de warmtegeleidingscoëfficiënt

~

=

0.045 W/m.K en de binnen diameter van de buizen d~

=

0.02 m is de warmteoverdrachtscoëfficiënt o~

=

45 W/m2 _K.

De warmteoverdrachtscoëfficiënt (au) voor de stroming om de buizen wordt uit dezelfde formule berekend als a~, echter de manier waarop het Nusselt getal wordt bepaald is anders en in plaats van de binnendiameter van de buizen wordt de effectieve manteldiameter gebruikt.

Nu " / D. (W/m2 _{KJ ( 4.33)}

Nu ( 4.34)

Oe Colburnparameter (jH) wordt met het Reynolds eetal en het percentage baffle cut af~elezen uit figuur V. 10 (bijlage V. t) . Met Re

=

9300 en de baffle cut 20 % is jH

=

60.

Het Prandtl getal wordt uit bovenstaande formule berekend. Met de dynamische viscositeit ~ 24 E-6 kg/m.s, de soortelijke warmte Cp = 1107 J/kg.K en de warmtegeleidingscoëfficiënt " = 0.043 W/m.K is het Prandtl getal Pr

=

0.6.

Met het Nusselt getal Nu

=

52, de warmtegeleidingscoëfficiënt " = 0.043 W/m.K en de effectieve manteldiameter D.

=

0.02 m is de

warmteoverdrachtscoëfficiënt au

=

112 W/m2 _K.

Uit tabel V. 11 (bijlage V. u) warden vuilweerstanden (R~ en Ru) afgelezen vaar de binnenkant en de buitenkant van de buizen. Deze gevonden waarden moeten gedeeld warden door 5.67. Gevonden wordt

R~

=

Ru

=

176 E-6 m2_K/W.

Nu wordt de overallwarmteoverdrachtscoëfficiënt berekend.

ku

=

1/ [du/d~.a~ + du.ln(du/d~)/2.~ + 1/ou + R~ + Ru] [W/m2 KJ

( 4 . 35)

De hier gebruikte warmtegeleidingscoëfficiënt is die van het

materiaal van de buizen" = 60 W/m.K. Nu is te bere~.enen dat ku

=

27.1 W/m2 _K.

Als deze waarde afwijkt van de waarde waarmee begonnen is moet

men opnieuw beginnen met het kiezen van een buizen configuratie.

-5. Oe massa- en de warmtebalans.

Voor het berekenen van de warmte-inhoud van elke proce9stroom

is eebruikeemaakt van de formule [7]:

T

HT = .lI.H"f' +

J

Cs:> dT + AH

215

In de berekenin~en van de warmte-inhoud wordt ~edaan

druk overal 1 bar is. Gezien de lage maximum druk (2.3

dit nauwlijks ten koste van de nauwkeurigheid (voor de

stoom wordt een uitzondering eemaakt) .

( 5 . 1)

alsof de bar) gaat hoge druk

In figuur 5.1 staan de soortelijke warmtes van de gebruikte

stoffen; voor sommige zijn zowel die voor de gosfase als die voor de vloeistoffase gegeven [21].

Oe massa- en wormtestromen staan vermeld in

elke stroom is opgesplitst naar componenten (zie

speciale stoten; bijlage VI).

.r-=---. 1=:=:-:.:

=,.-c~." ,·· · .

.

_

... . . -. .... -...

-:

:-_: .

.

.

:~~:_:-:~~

.

·.:r~._. +:::-.::::.:::: ... . 'l.:.

.

.. ::"::--.:: ... :.:::"::.: :.!-=---:-~_:'-':-:--,--

.

..

-..•. .._,._-" . .. -r---~.' L:. ... _{"', cL: : : "~: .. ,} .. ..". --.... .. .. . • 0- · ' _ _ • _ 0_ -_. ---' .. ---.... _. --_ .. ,--. _ .. --.. - -. r=' .. - ' .. - - -- - - --. -..:...:.-'---'---'---'---'---'--...:..:.:-:-'-:--C....c...--:.-:c .. :--:---:-:----:--;-:----.... - - f-:-. -.-:-._-_ .. _ - ' - - _ . ..' - -.. _-- - - -- -- ---_._ -_ ._ --- - - -, t--.

Oe soorteli ~ke 1l/,::II.,..rT'tto e I/Mr-'l1"" r-10 NohT'II~L.o""1"\ .-.+-_.C'.C'o""'

, -.,._~,.:: ... -.-... ... ;::.::-·:L.:·: . . . , . .. t·_·_· .. ..:

.

.

::.: . • - ••• • • j •.. . ..

_

... ..., ... .-.-"._._., . .._ ... .

.

---- ... ..

-6. Kostenberekening.

De totale kosten op jaarbasis (Kt), verbonden aan de productie

van benzonitril, kunnen voleens een vereenvoudied model (zie lito [18] H-II) worden opeesplitst in drie f'aktoren.

Ten eerste de produktievolume af'hankelijke kosten (Kp), welke

onder andere bestaan uit erond- en hulpstoff'en. Vervoleens de

investerings af'hankelijke kosten (Ki). De belangrijkste van deze

zogenaamde vaste kosten zijn de rente, afschrijfing en

verzekering. Ten slotte de loon af'hankelijke kosten (Kl). Deze

semi-variabele kosten zijn min of' meer een vergaarbak waarvan de

loonpost een belangrijk deel is.

Het model ziet er in f'ormulevorm als volgt uit:

Kt = Kp + Ki + Kl [f/jaar] ( 6. 1)

Of' in een andere vorm:

Kt = a kp P + f' I + d L [f/jaar] ( 6.2)

Waarin a, f en d "constanten" zijn waaraan de volgende waarden

zijn toegekend, op basis van beschouwingen van verschillende

bedrijven; a=1.13, f'=0.13 en d=2.6.

Produktiekosten.

Oe berekening van de produktiekosten (Kp), ook wel geschreven

als de produktiekosten per ton produkt (kp) maal de produktie (P) in tonnen, is weergegeven in tabel 6.1.

Oe produktiekosten bestaan uit de kosten van de grond- en

hulpstoffen, de kosten voor koeling en de kosten van het pompen.

In totaal bedragen de produktiekosten op jaarbasis 1.63 miljoen

gulden.

Investering.

De totale investering (Itot) kan worden onderverdeeld in vier

groepen: de investering in proceseenheden (18), de investering in

hulpapparatuur (lH), de investering in niet tastbare zaken (IL)

en het werkkapitaal (lW). Oe som van 18 en IH wordt ook wel

aangeduid met fixed-capital (IF).

Oe investering wordt berekend met de "stap-methode" van

Zevnik-Buchanan, welke als meest geschikt aangemerkt kan worden gezien

de beschikbare inf'ormatie.

IF = N IE 1.33 Cl / 219 [$] ( 6.3)

Het aantal functionele eenheden

eN)

in het processchema

bedraagt acht.

De investering per functionele eenheid (IE) wordt grafisch

(fig. VII-1, bijl. VII.a) bepaald uit de productie (929 ton/jaar) en de complexity factor (Cf). IE = 0.075 E6 $/N.

Tabel 6.1: Berekening produktiekosten. Uitgegaan wordt

van 23 uur per dag en 365 dagen per jaar in bedrijf en

een dollarkoers van 1.9'7 f/$. De prijzen komen uit lito

[ 19] en [20].

stroom mol/s prijs kosten [f/jr]

1 T 0.3300 0.80 $/gal 441256.66 NH3 0.2981 150.00 $/ton 45330.02

I

26 st 8 T 0.18'76 5.5000 22.'70 :f/ton 0.80 $/gal 25088'7.39 6'7981 .38

I

34 st 2.22'70 22.'70 :f/ton 2'7526.28

I

3'7 wa 19.4229 0.05 f/m 3

I

528.88

I

I

H 4 wa 63.3534 0.05 f/m3

I

1'725.12

_I

H 8 wa '73.0380 0.05 f/m3 _1988.83 H15 fr O. 12 :f/kWh 71046.89 H21 st 38.7763 22.'70 :f/ton 479284.87 pomp vermogen [ W] P 3 23'7123.1 O. 12 f/kWh 23887'7.81 P '7 203.7 O. 12 f l kWh 205.21 P 1 1 285.7 O. 12 :f/kWh 287.81 P1'7 3.6 0.12 :f/kWh 3.63 P24 277.7 O. 12 f/kWh 2'79.'75 totaal 1 .63 miljoen I

fr = freon st = stoom wa = koelwater

T = tolueen P = pomp H = warmtewisselaar

Oe complexity factor (Cf) wordt berekend uit: de

temperatuur-factor (Ft), de druktemperatuur-factor (Fp) en de materiaalfactor (Fm) .

Cf 2 . 10 A (Ft + Fp + Fm) [ -] (6.4a)

Ft 1 .8 E-4 (T - 290) als T > 290 K. ( 6. 4b)

Fp (0 < Fp < 0.3) wordt grafisch bepaald.

(fig. VII-2, b i j l . VII.b)

Fm (0 < Fm < 0.4) wordt uit tabel VII.3 ( b i j l . VII.c) bepaald.

De waarde van Cf

=

4.0 volgt uit: T

=

600 K dus Ft 0.0558. De

maximaal te bereiken druk is 2.3 bar dus Fp

=

0.05. De

materiaal-keuze valt op stainless steel 300 series dus Fm

=

0.2.

Ue Chemical engineering plant cost Index (Cl) wordt uit tabel

VII.4 ( b i j l . VII.d) via extrapolatie geschat; Cl = 325.

Met het fixed-capital (IF) is 80% van de totale investering is

Itot = 1.50 E6 $ = 2.96 E6 :f bij een dollarkoers van 1.97 :f/$.

-)

Ter kontrole kan de

geschreven worden als: IB = NO. 1 Cf P ~ m Cl [ $J waarin: IB P m investering productie degressie-exponent [ k $] [k.ton] [ 0 . 5]

van de investering ook.

( 6.5)

Met de investering in de proceseenheden (IB) is

totale investering is Itot = 1.57 E6 $ wat redelijk

met de Zevnik-Buchanan methode.

64% van de

overeen komt

Arbeidskosten.

Oe arbeidskosten (L) worden bepaald uit het product

aantal manuren maal vijf voor een kontinu ploegendienst,

.'~~

van het maal de arbeidskosten per uur.

Het aantal relatie:

manuren per jaar wordt berekend met de Wessel

manuren

waarin: k

N p

k N P (p 1 365)-o.7e [ uurl jaarJ

1.7 (cant inu proces 1986) aantal functionele eenheden productie (ton)

( 6.6)

Het aantal manuren per jaar bedraagt 6212. Met arbeidskosten

f 40.- per uur komen de arbeidskosten op L = 1.24 E6 f / j a a r .

van

Met gebruikmaking van bovenstaande formule voor de totale

kosten (Kt), de waarden van a , f en d en de berekende waarden van

kp P, I en L is te berekenen dat Kt = 5.45 S6 f/jaar . .,.//

Economische c r i t e r i a .

Economische afwegingen worden hier gemaakt op basis van de

verhouding tussen winst en gebruikt kapitaal, de r e n t a b i l i t e i t (een funktie van opbrengst, kosten en investeringen).

Statische methodes, welke het moment van beschikbaar komen of

nodig zijn van de gulden buiten beschouwing laten, die uitgewerkt worden zijn de Pay Out Time en de Return On Investment.

Bij de Return On Investment ( ROl) methode wordt de j a a r l i jkse

netto winst (W) gedeeld door het fixed-capital en het

werkkapitaal ( IF + IW) en vermenigvuldigd met 100 procent.

ROl = 100 % W I ( IF + IW) [ %1 j aar] ( 6 .7)

De bruto winst wordt berekend ui t de opbrengst van het

benzonitril verminderd met de t otale kosten (Kt ) . Na aftrek van 50 % belasting volgt hieruit de netto winst.

~

'

Oe som van het fixed-capital en het werkkapitaal bedraagt 86

%

van de totale investerin2.

IF + IW = 0.86 Itot Cf] ( 6.8)

Met de totale investering opbrengst is f 33.1 miljoen en miljoen is de ROl = 544

%.

(Itot) is f 2.96 miljoen, de de totale kosten (Kt) is f 5.45

Oe Pay Out Time (POT) wordt gedefinieerd als het aantal jaren dat nodig is om de oorpronkelijke investering terug te verdienen.

Oe oospronkelijke investering omvat, in deze definitie, alleen het afschrijfbare vastgelegde kapitaal

(lF).

De berekening van de POT ~aat uit van een exploitatie-overschot (Eo), welke wordt berekend door de opbrengst te verminderen met de produktiekasten (Kp) en de loonkosten (Kl).

Met bovenstaande en de verwaarlozing van de restwaarde en het werkkapitaal wordt de POT

=

J gegeven daar:

..J

r

Eo

=

IF

af in hierboven al berekende grootheden:

J = 0.8 Itot / (P prijs - 1.13 kp P - 2.6 L) Oe prijs van benzonitril is

time komt op J

=

0.084 jaar.

- 26

-( 6.9)

[jaar] (6. 10) waarmee de pay out

-'

7. Veiligheid.

In het proces zijn vier brandbare stoffen aanwezig (tolueen,

benzeen, benzonitril en ammoniak), waarvan de vlampunten lager

liggen dan de temperatuur in enkele apparaten van de fabriek.

Daar in de fabriek met lucht als dragergas wordt gewerkt,

bestaat de kans dat er brand ontstaat. Om deze kans zo klein

mogelijk te houden worden de stoffen in concentraties beneden hun explosiegrenzen gebruikt.

De fakkel die gebruikt wordt voor het verbranden van het

spui-gas wordt ook gebruikt voor het verbranden van de stromen uit de

pressure safety valves (PSV) op de vloeistof-gas scheiders en de

kolommen [21].

In de reactor bestaat het de verbranding van tolueen

veelheid warmte vrij komt.

het stainless steel 316 van tie van ammoniak (8] .

gevaar dat de ammoxidatie overgaat in

en ammoniak, waarbij een grote

hoe-Bij een temperatuur boven 673 K werkt de reactor katalytisch voor de

oxida-Indien de temperatuur te hoog wordt, kan kooldioxide

geinjec-teerd worden. Dit heeft twee doelen: het verhoogt de hoeveelheid

inert drogergas, waardoor het tolueen volume percentage verlaagd

wordt (dit om explosies te voorkomen) en het reageert met de

koolafzetting op de zeoliet. Deze reactie is (sterk) endotherm,

Literatuurlijst.

[1] Gaae, F.J. van der, ZSM-S type zeolites: Synthesis and use in easphase reactions with ammonia, Delft, (1987).

[2] Gerhartz, M., UIlmann's encyclopedia of industrial chemistry 5th rev. ed., Weinheim, (1985).

[3] Weast, R.C., Handbook of chemistry and physics 67th ed . , Boca Raton, (1987).

[4] Green, O.W., Perry's chemical engeneers handbook. 50th ed., Singapore, (1985).

[5] Chemiekaarten 5de ed., Amsterdam, (1989).

[6] Ikeda, T., and Oga, T., Chem. Eng., NY, 78 (11), (1971) ,

P

53.

[7] Montfoort, A.G. , Meijer, F.A. en Ham, A. van den, Handlei-ding voor het maken van een fabriek.svoorontwerp, Delft, (1987).

[8] Ridder, J . J . J . den, Ammoxidation of toluene and xylenes to n i t r i l e s , Delft, (1981).

[9] Bleek, C.M. van de en Gerritsen, A.W., Reactorkunde I (dik-taat m3), Delft, (1986).

[ 10] Evans, L. S., Chemical and Process Plant 2nd ed., London, ( 1980) . [ 1 1 ] [ 12] [ 1 3] [ 14] [ 15] [ 1 6] [ 17] [ 18) [ 1 g] [ 20] [ 21 ]

Carberry, J.J. and Wendel, M.M., AIChE J . , 9, (1963), p 129. Carberry, J .J . , Ind. E:ng. Chem., 56, nov. (1964), P 39.

Wesselingh, J.A., Scheidingsprocessen I (diktaat m2), Delft ,

( 1984) .

Jong, E.J.de en Bergh, W.J.B.van den, Apparaten voor de procesindustrie, Apparaten voor vloeistof en gastransport. Mengen en roeren. Deel l I l . , Delft, (1986).

Warring, R.H., Pumps: Selection, systems and applications, 2nd ed, Houston , (1984).

Apparaten voor de procesindustrie st42, deel IV apparaten voor warmte overdracht, Delft, (1987).

VDI-Wärmeatlas, Düsseldorf, (1974).

Montfoort, A.G., De chemische fabriek deel 11, Delft ,

(1986) .

Chemica I Marketing Reporter, (april 1988). Montfoort, A.G. et al,Handleiding voor fabrieksvoorontwerp, Uelft, ( 1987) .

Montfoort, A.G., De chemische fabriek. (1988) .

- 28

-het maken van een deel IB, Delft ,

a A A' Aioc>io b br 8 c C Ci'" Cl

Cp

Co d,O dl"

D.

O:!. E

E

A

Eo

f( 4f) F F( P , R) g

G.

hL he hw HETS HTU Hmen H • .,., HT Hv p Hw ~H ~HF ~Hp ~HR ~Hv .. p I jH J k k ' Symbolenlijst.

oppervlak per kubieke meter kolom (m~/m3)

oppervlak Cm~)

oppervlak per meter kolom (m2 _/m)

totaal warmteuitwisselend oppervlak (m2 ₎

lengte overlooprond per vierkante meter schoteloppervlak

(m/m2)

breedte (m)

keerschotafstand Cm) stroomsnelheid (m/s)

afstand tussen buizen (m) complexity factor (-)

chemical eneineerine plant cast index (-) soortelijke warmte CJ/k2/K)

be2inconcentratie (kg/m3 )

diameter ( m)

deeltjesgrootte (m)

inwendige hydraulische manteldiameter (m) diameter (m)

exponent (10 macht) (-) activeringsenergie (kj/kg) exploitatie overschot (f/jaar) frictiefactor (-)

fractie open oppervlak van de zeefplaten (-) correctiefactor C-)

valversnelling (m/s2 )

massastroomdichtheid (kg/m2 _/s)

heldere vloeistofhoogte (hold-up) (m)

vloeistofhooete in de valpijp nodie om stromine door de spleet onder de valpijp te bewerkstelligen (m)

verlies opvoerhoogte Cm)

hoogte van een evenwichtstrap Cm)

hoogte van een overdrachtstrap Cm) opvoerhoogte (m)

schotelafstand Cm)

enthalpie bij 1 bar en temperatuur T (kJ/kg) totale vloeistofhoogte in de valpijp (m) hooete overlooprand Cm)

latente warmte (fase overgang) (kj/kg)

standaardvormingsenthalpie (bij 1 bar en 25°C) (kj/kg) vloeistofkolom als gevolg van de drukval over een schotel

( m)

reactiewarmte (kj/kg) verdampingswarmte (kj/kg) investering Cf of $)

Colburn parameter (-) pay out time (POT) (jaar) proces constante (-)

factor (1.75) ( - )

koy doorgangscoëfficiënt voor de y-fase ( -) Kp productiekosten per ton (f/ton)

kT reactiesnelheidsconstante ( s-')

ku overallwarmteoverdrachtscoëfficiënt (W/m2 _K)

k. _y k_ K K Kw 1 L m n n n. nq N

-N Noy Nu p P P P PI" Q -I" R R R Re s S y T T~n Tom. Tu~t AT AT . d AT 1.n U d U UL UL • • P Uv V vL Vv V VT W W WHSV X z Z ZT J

stoToverdrachtscoëTTiciënt vaar de Y-Tase (-) preëxponentiële factor ( s - ' )

verdelingscoëTficiënt (-) kasten per jaar (f/jaar)

weerstands~etal (-) lengte (m) arbeidskosten Cf/jaar) deeressie-exponent (-) toerental (omw/min) aantal passages (-) speciTieke hoeksnelheid (-)

specifiek toerental Crpm (m 3 /s)c.e/mC .7e )

aantal functionele eenheden (-) aantal keerschatten (-)

door~an~skental voor de y-fase (-) Nusselt getal (-) productie (ton) productie (ton/jaar) druk (bar, m af N/m2) temperatuurefTiciëncy (-) Prandtl getal (-) warmte stroom (W) productiesnelheid (k~/m3/s) gasconstante (kJ/kg/K) wormtecapaciteitsverhouding (-) vuilweerstand (m2 _K/W) Reynolds getal (-) steek. (m) scheidingsfactor (-) temperatuur CoC OT K)

temperatuur van de inkomende stroom (K) temperatuur van de inkomende koellucht (K) temperatuur van de uit~aande stroom (K)

gemiddeld temperatuurverschil (Oe)

temperatuursvernoeine bij adiabatische omstandieheden (K)

ii!emiddeld loearitmisch temperatuurverschil (':OC)

stij2Snelheid van de lichtste fase (mis) vloeistofstroomdebiet (m 3 /s)

superficiële vloeistofsnelheid (m/s) vloeistofsnelheid in een spleet (m/s) superficiële gassnelheid (m/s)

snelheid (m/s)

molair volume van een vloeistof (m3 _/mol)

molair volume van een gas (m3 _/mol)

volume (m3 )

volume van de reactor (m3 ₎

netto winst Cf/jaar)

vermogen ( W)

weight hourly space velocity lS-1₎

relatieve ruwheid Cm)

aantal buizen ( - )

hoogteverschil (m)

lengteafstand in de reactor ( -)

-a

1

1

'"

'"

•

V ~ rh OL rho v t

0

OL

-'

Om

Op

!:!V QVOL W w~rmteoverdrachtscoëfficiënt (W/m~K) dynamische viscositeit (kg/m.s) rendement (-) warmtegeleidingscoëfficiënt (Wjm.K) belastingsfactor (m/s) kinematische viscositeit (m~/s) conversie (-) vloeistofdichtheid (kg/m3 ) gasdichtheid (kg/m3 ₎ verblijf tijd (s) flowparameter (-) vloeistofdebiet (m3 _/s) massastroom (kg/s)

correctiefactor voor ky, indien P=/1 (-) gosdebiet (m3 _js)

volumedebiet (m3 _/s) hoeksnelheid (rad/s)

<.. [J] t-'. LI. I-' n. (IQ ro H I ro M-D '1 0 0 ro lil lil 0 :::T ro 3 Ol ( (

'->-==_

...

__

Am_m_O_"I_O_k_+_S_I_o_om_-_r._c_yc_le _ _ __ _ _ _ _ _ _

~

_______ _ _ _ _

~

falullen recycle

T

-'---/

""

,

... ,

Regeneratio stoom In

-_

.

_-

--

.

--Koelluch I

-.----V-"-f-LLLLLj

RegeneratIo stoom uIt

--- -- -Tolueen make up

.

_-

.--_.

_

--

_0)--

-

-R2

lUl

.

...

.

---

- _. -

J

WARMTEWISSEl AAR BUISREAKTOR POMP KOELER

VLOEISTOF -GAS SCHEIDER A8S0RPTlEKOLOM

l

~ ~ lj~g~~ER

-

J

U~

-

1;1

~~~~~~SS~~A

-

AR

----V 9 LL SCHEIDER H 14 LUCHTKOELER

H 15 KOELER

H 10 WARMTEWISSELAAR V 16 VLOEISTOF-GAS SCHEIDER

P 11 POMP P 17 POMP T 12 STRIPPER T 1 B STRIPPER -- - - --- - - -- -- --' - --... --. -.- --.---.---'-i-->..----~---( ", : ' la ~ ' ... _ .... H13 Afvolwaler

1-;-

----m

Sloom """-",,,,-.- 1 -)J(--+-+ - _.

-<S>--_.-

-

---

.---

-- -._

-

.-

;J

T 19 DESnLLA TIEKOLOM H 20 LUCH TKOELER H 21 REBOILER H 22 LUCHTKOELER

V 23 VLOEISTOF -GAS SCHEIDER

P 24 POMP

.... _--

-PROCESSCHEt.1A VAN DE At.1t.10XIDA TIE VAN TOLUEEN NAAR BENZONITRIL F. Bellinck

J.P .J. Bloos

Fobr. Voorontwerp No.: 2805

Juli 1989

o

SIroomnummer

0

Temp. In ·C

0

Ab •. druk In bar

Bijla~e II. Conversie- en temperatuurverloop in de reactor. Om het verloop van de conversie en de temperatuur in de reactor te weten te komen, moeten de massa- en warmtebalans voor de reactor worden opgelost. Daar de twee balansen onderling samen-hangen moeten ze simultaan opgelost worden. Dit kan gedaan worden m.b.v. Runge-Kutta.

De twee balansen zijn [9] : de massabalans:

i '~-1'

d];1

dZT

=f)

.c

i

-];J

k- e xp{ -EA / (R Tl}

I

Ovac

en de warmtebalans:

( I I . 1)

dT/dzT = VT (1-~) k_ exp{-E A/( R T)} Co (-aHPI) /( Qvo~ rho Cp) - U Atocoto cr-Tcom.)/(!:!Vo~ rho Cp) (II.2) Anders geschreven geven deze balansen:

a (1-~) exp{-E A / CR T)} C 11. :3) a

a

(1-;) exp{-E A / CR T)} - T CT-T com .)

met: a

=

Voor de berekeningen van de activeringsenergie en de preëxpo-nentiële factor wordt gebruikgemaakt van de formules 3.1b, 3.3 en

Q

3.4. Hiervoor worden de reactiesnelheidsconstantes bij de (

temperaturen 315°C en 340°C uit literatuur [1] berekend. De gevonden waarde voor EA/R is: 9316 kJ/mol en de waarde voor de preëxponentiële factor is: 5.77 107 _·s-1 _.

De benodigde hoeveelheid atalysator is gelijk aan: 0.33 0.09213 kg tolueen/s gedeeld door 0.17/3600 kg tolueen/s per kg katalysator = 644 kg katalysator. Het volume (VT ) hiervan is

gelijk aan: 644/( 1787 0.6)=0.60 m.3 (1787 kg/m 3 is de dichtheid van de deeltjes en 0.6 is de porositeit van de bed stapeling).

Er wordt voor buizen met een diameter van één inch (2.539 10-2 m) gekozen; O/dp is dan 12.7 C >10). Oe buislengte wordt 1 m ~eko­

zen; l/dp is dan 500 (>100). Bij een bedlengte van 1 m hoort een

totale doorsnede-oppervlak van het bed van 0.60 m2 ; dit komt overeen met 1185 (0.60 / [n (0.02539)2 / 4]) buizen. Het totale warmteuitwisselend oppervlak

( 1185 nO. 02539 1).

van de buizen (A tooto ) is: 94.5 m2

De waardes voor de andere variabelen zijn: Qvo~=1 .58 m3 /s,

Co =0.0193 kg/m3, ( -,t:.H A) = 0.95 (-,t,HA) .. mmcox + 0.03 (-~HF'I)co2 +

0.02 (-.t:.HA)b.nz 0.95 5514 + 0.03 41072 + 0.02 6567 = 6602 kJ/kg, rho=0.597 kg/m.3, Cp =1 .106 kJ/kg/K en U=5 W/m2/K.

De koellucht zal in de reactor in temperatuur toenemen. In de Runge-Kutta wordt er van uitgegaan dat de koellucht in ~elijk­ stroom met de reactanten gaat. Er geldt dat de hoeveelheid met de koellucht afgevoerde warmte gelijk is aan de hoeveelheid geprodu-ceerde warmte min de hoeveelheid door de reactanten opgenomen