De produktie van Acrylonitril m.b.v. een Ficed-Bed-Reaktor, waarbij de scheiding volgens het SOHIO-proces verloopt.

(1)

b

o

o.

o

-

~-- -- ----~---~---~--~---...

Nr:

2392

Laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

!i~.H.~.~.~

...

x~.~

...

5?!:A~~~.~

...

~

...

~.~.~.·

....

~.~.SI~.~!':~.~~

...

.

onderwerp:

De produJdie ... v..an. .. Ac.r.~.l.oJ'l..i.t.r.il ... tO •• .b .... Y ... een .. F..i.xe.cj -Bed -R~ak tor,

waarb i,j ... de ... sc.hej.di.n9 ... \lo..1ge.n!5 ... he.t. .. saHIO::p.r.Q~.es ver! DOpt.

adres:

.

,

~l

... Z

opdrachtdatum :

Slptlllltr

1. verslagdatum :

Juuri

(2)

1915-I

c

1 ~

\

_c

~-.

1

~

C

...

Cl

o

--o

+--

-.,

.~ .-

_....

C

"

rf

.r

~

0

(3)

r

( ( (

o

- i -SAMENVATTING ============

In dit verslag wordt een fabrieksvoorontwerp (FVOl behandeld

van een acrylonitrilfabriek, waarbij de reactie plaats vindt in

een "multi staged fixed bed"-reactor en de scheidingen volgens

het Sohio proces verlopen.

Uitgaande van propeen, lucht en ammoniak wordt per jaar in

8000 uur 41000 ton acrylonitri 1 (ACRNl geproduceer-d. Als

bijprodukten ontstaan voornamelijk acetonitril (ACENl,

blauwzuurgas (HCNl en koolstofdioxide (C02l.

De gebruikte Bismuth Molybdaat-katalysator

conversie van 85% in een fixed bed reactor een

geef t bij

ACRN-yield

een

van

68.2% en een ACRN-selectiviteit t.a.v. de omzetting van propeen

van 79%.

De componenten die uit de reactor komen, worden in de volgende

scheidingskolommen van elkaar gescheiden: Absorber, Stripper,

HCN-kolom, water extractieve destillatie-kolom, ACEN-kolom en de ACRN-kolom. Het resultaat is een zuiver ACRN produkt met slechts

o .

Olm 0 I % \./ a ter- .

Het proces, zoals dat in dit verslag beschreven wordt, wordt

economisch gekenmerkd door een Return On Investment (ROIl van

+40% en een Present Worth (PWl van 122.5 Mf, bij een looptijd

van 10 jaar. De benodigde investering bedraagt 46 Mf. Deze

getallen zijn berekend aan de hand van gegevens voor het jaar

1982.

Bij de berekening aan het fixed bed is gebruik gemaakt van een

kinetisch model van Gelbstein voor de werking van de

katalysator. Bij de berekeningen aan de diverse scheidingen

gebruik gemaakt van het simulatieprogramma PROCESS.

is

Dit fabrieks voorontwerp is uitgevoerd in opdracht van prof. ir.

A.G. Montfoort in het kader van de studie tot scheikundig

ingenieur te Delft.

H.H./'I. van Grieken

Bosboom Tousaintplein 243 2624 DIJ Delft Tel: 015-618320 najaar 1984 N. J. Ing\l,ersen Thorbeckelaan 26 1981 CJ Velsen Zuid Tel: 02550-10662

(4)

('

c

o

i i Conclusies en aanbevelingen ===========================

de selectiviteit voor acrylonitril is bij de fixed bed reactor hoger dan bij de fluide bed reactor.

het proces is, in tegenste 11 i ng tot het vor i ge proces, we 1 economisch rendabel, door gunstiger bedrijfsvoering.

- het gebruik van 30 gew.% zwavelzuur blijkt achteraf bezien geen goede keus geweest te zijn, daar door de geringe hoeveelheid ammoniak die in de reactoruitlaat aanwezig is,slechts weinig zuur toegevoegd hoeft te worden en dus de temperatuurafname klein is. Dit betekerif dat er geen vloeistof ontstaat,

Door dit poeder zal

terwijl er wel ammoniumsulfaat ontstaat. de warmtewisselaar verstoppen. Beter is het om minder geconcentreerd zwavelzuur te gebruiken.

- als gevolg van vereenvoudigingen in de berekeningen in de reactoruitlaat geen componenten aanwezig plaatsing van een extra zuiveringskolom voor het nitril nodig maken.

zij n er die de

acrylo-- gezien de complexe temperatuurregeling en de limitaties aan de ingangsconcentraties, i.v.m. explosiviteit, is het beter om een fluide bed reactor te gebruiken, hoewel deze een lagere selectiviteit heeft. Zeker nu er een katalysator bestaat met een selectiviteit van 100% voor acrylonitril.

- voor een betere kijk op de verder gezocht wordt naar berekeningen van PROCESS wel

scheiding is het beginschattingen convergeren. Op kan dit proces geoptimaliseerd worden, en verschille~de scheidingsroutes wel met elkaar

gewenst dat !-Iaarmee de deze manier kunnen de

!-Iorden. Het reactormengsel moet dan !-Ie 1 steeds

vergeleken dezelfde samenstelling hebben.

(5)

( ( ( ( ( (

r

o

1 1.1 1.2 2 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.6.1 2.6.2 2.6.3 2.7 3 4 4.1 4.2 5 5.1 5.1.1 5.1.2 5.1.3 5.2 5.2.1 5.2.2 5.2.3 6 6.1 6.2 7 8 8.1 8.2 8.3 8.4 8.5 Inhoudsopgave Inleiding Acrylonitil bereiding Probleemstelling

Uitgangspunten voor het ontwerp

Kapaciteit

bI z. 1

1 1

Specificatie van grond- en hulpstoffen Afvalstromen 2 2 2 2 3 3 Utilities Fysische constanten Corrosie 4

Materialen voor opslag van grondstoffen 4

Materialen voor opslag van produkten 4

Materialen vaar het proces 5

Veiligheid 5 Procesbeschrijving Proceskondities De Reactot' De Scheidingen Apparaat berekeningen De Reaktor' Mot i ver· i ng

Berekeningen aan de reaktor De Warmtewisselaars

De Scheiding Inleiding

Procesberekeningen met PROCESS

Resultaten met PROCESS

Massa en warmtebalans Stroomspecificatie

Blokschema

Specificatie van apparatuur Economische aspecten Inleiding Investeringen Produktiekosten Opbrengst Rentabiliteit Symbolenl ij s t Bibl iograf ie 7 9 9 12 14 14 14 14 17 17 17 18 19 20 20 21 26 33 33 33 35 36 36 38 40 Bi i lagen: I 11 III IV Reaktor Berekeningen Kolom Berekeningen Processchema Sohio-proces Processchema BI BlO B19 - i i i

(6)

-( ( ( ( (

o

- 1 -1 Inleiding § 1.1 Acrylonitril bereiding

Sinds in 1960 de bereiding van acrylonitril volgens de ammoxidatie van propeen geintroduceerd werd, en zodoende een goedkoop proces voor handen was, is de jaarlijkse groei van de acrylonitril produktie 16 tot 20 %. In 1975 werd 95 % van de ACRN- wereldproduktie, 2.4 Mton/jaar, volgens het Sohio-proces geproduceerd. Voordelen van dit proces zijn de goedkope grondstoffen en een lang actief-zijnde Bismuth Molybdaat-katalysator met een hoge selectiviteit. Fluide bed reactoren genietende voorkeur boven fixed bed

temperatuurregeling in fluide bedden.

r"eactoren door de betere Tevens zal een fluide bed flexibeler zijn door het verdwijnen van de begrenzingen aan de propeen- en ammoniak- concentratie i.v.m. de explosiviteit van de voeding. Fixed beds zijn daarentegen goedkoper en geven in het algemeen een hogere selectiviteit.

In de laatste 20 jaar is de snel groeiende markt voor meer en meer verschoven van de acrylonitril elastomepen

ACRN (NBRJ

naar de acryl-vezels en de acryl-harsen (ABS en SANJ. Hoog

schokbestendige, laag poreuze acryl copolymeren, met meer dan 75% acrylonitril, worden tegenwoordig gebruikt bij het

vervaardigen van flessen en containers. In de zal de vraag naar polyacrylamide een groot deel acrylonitril bepalen [10].

§ 1.2 Probleemstelling

nab i je toekomst van de mar"~<t van

In een vorig FVO [4] is een ontwerp gemaakt voor een ACRN-fabriek die werkt volgens het Sohio proces [1,2~3], dus m.b.v. een fluide bed reactor. Door een lage selectiviteit en een

optimale scheidingssektie rendabel te zijn.

Uitgaande van dit FVO

bleek dit ontwerp economisch

is de opdracht een ACRN-fabriek niet niet

te ontwerpen met eenzelfde capaciteit, die werkt met een fixed bed reactor en een hogere selectiviteit t.o.v. ACRN bezit. Tevens moeten de scheidingen effectiever gerealiseerd worden.

l

r.\

~

v\

"

CJr'

(7)

C-( ( ( ( ( i

b

o

0

- 2

-2 Uitgangspunten voor het ontwerp

§ 2.1 Kapaciteit

Bij het ontwerp is uitgegaan van een produktiekapaciteit van

40000 ton acrylonitril per jaar, geproduceerd in 8000 uur. De

stroomfactor is hierdoor gelijk aan 0.913 (= 8000/8760).

§ 2.2 Specificatie van qrond- en hulpstoffen

Bij de berekeningen van het proces is aangenomen dat er

gewerkt wordt met geheel zuivere stoffen. In de praktijk is

niet haalbaar en ook niet noodzakelijk. Volgens Sittig [SJ

dit mag

de voeding geen zl"Jave I bevatten om katalysator-vergiftiging

tegen te gaan. Eventueel aanwezige zwavel dient dus voor invoer

in de reactor verwijderd te worden. De specificaties van de

stoffen die gebruikt kunnen worden, zijn:

"Refinery-grade"-propeen, dat meer dan 10% verontreingingen

van het n i et - reagerende propaan en "eo-theen mag bevatten.

Aangenomen is dat dit als vloeistof bij 263K en 7.2

atmosfeer beschikbaar is.

"fertilizer-grade"-ammoniak, met de volgende samenstelling:

99.5 gew% ammoniak, 5000 ppm water en

ammoniak wordt als atmosfeer. vloeistof geleverd 5 bij pprn olie. Het 283 K en 8

stoom van 25 atmosfeer en 497K dat geproduceerd \.'JOr-d t bij

de koeling van de reactor.

droge lucht van 293K en 1 atmosfeer. De grote hoeveelheid

stikstof in de lucht heeft niet

invloed op de gt~oot te van de

zuurstof-plant economischer is. 30 gew% zwavelzuur in water.

een zo grote nadelige

reactor dat een apar-te

§ 2.3 afvalstromen

De jaarlijks gespuide hoeveelheden zijn vemeld in

De gespuide gasstroom bevat ook nog kleine

hoeveelheden ammoniak, acrylonitril, acetonitril,

tabel 2.1.

onbekende blauwzuurgas en onbekende bijprodukten. Deze gasspui dient daarom verwerkt te worden door een incinerator.

Tabel 2.1 De jaarlijks gespuide afvalstromen.

Gasspui Watersl;!ui

C02 5.24 kton/jaar H20 19.44 kton/ jaar

02 7.11 kton/jaar ACEN 49.20 kg/jaar

N2 205.34 kton/jaar

"'"

Prooeen 6.68 kton/

(8)

( ( ( ( ( (

c

o

§ 2.4 ut i l i t i e s

Naast gebruikelijke diensten als electriciteit wordt gebruik gemaakt van :

- 3

-en werklucht,

verzadigde stoom van 3 atmosfeer absoluut en 407 Kelvin. koelwater van 293 Kelvin.

koud-koelwater-systeem van 278K. Dit koelwater wordt in de condenser van de HCN-kolom opgewarmd tot 288K, waarna een deel hiervan in de absorber als koelwater gebruikt wordt.

§ 2.5 fysische constanten

In tabel 2.2 worden fysische constanten gegeven van de meeste grondstOffen en produkten zoals ze door het simulatie programma PROCESS gegeven worden.

Voor de berekeningen aan de reaktor is gebruik verschillende benaderings- en mengformules. Voor

gemaakt van het schatten van de specifieke warmte (Cpl is gebruik gemaakt van de Dobratz-vergelijking, \.'Ielke gegeven is in Perry (6, blz. 3-2363. Hierbij wordt van de verschillende produkten de Cp als funktie

temperatuur gegeven. De totale soortelijke warmte werd vo I gt ber'ekend:

van de dan als

(2.1)

De viscositeit van de gassen met de volgende formule [7] berekend voor elke component:

(2.2)

~C~ = 7.70

*

M·~

*

Pc~z/~

*

Tcr-1/~

~r = EXP «-0.1208 + 0.1354

*

In <TITer» 10.2)

en op de volgende manier gemiddeld:

(2.3)

De warmte geleidings coefficient volgende manier volgens de methode benaderd: van van de gassen Eucken [6, \.'Ier·d blz. op de 3.243] (2.4) À~ = ~i

* (

Cp i + 2.48 I Md

en op bijna identieke manier als voor de viscositeit gemiddeld: (2.5)

À. = (E n ~ • À ~ • M ~ . :S:S) I (E n i • M ~ • :S~ ) Voor de berekeningen met PROCESS

PROCESS in zijn bibliotheek heeft,

zijn waarden gebruikt of zelf berekend heeft.

(9)

( ( (

c

( ( ()

o

(I Tabel :OMP NO COMP TYP LIB NO NAME MOL IIT NBP. DEG K STD COND.LIQ SP GR D~G API KGS/M3 UOP K

rc,

DEG K PC, ATM VC.CC/G-MOL~ ZC ACENTHIC fAC MOLAR VOL,CC H fORMATION G fORMATION COMP NO COMP TYP LIB NO NAME MOL IIT NBP, DEG K STD COND.LIQ SI? GR DEG API KGS/M3 UOP K

rc,

DEG K PC, ATM VC,CC/G-MOLE ZC AC~NTRIC fAC MOLAR VOL,CC H fOHMATION G fOHHATION COMP NO COMP TYP LIB NO NAME MOL IIT NBP, DEC K STD COND.LIQ SP GR DEr. API KGS/M3 UOP K

re,

DEC K PC, ATM VC.CC/C-MOLE

ze

ACENTRIC fAC MOLAR VOL,CC H fORMATION G fORMATION § 2.6 Corrosie - 4 -Fysische constanten van gebr-Llikt e stoffen, zoals die in PRCCESS gegeven worden.

1 H20 LIBHAHY 16020200 H20 10.015 373.150 0.9996 10.063 997.497 1l.7615 647.350 216.301 55.400 0.2277 0.348 18.13 7 -241.997 -228.796 5 C02 LIBRAH Y 16020040 C02 44.010 194.670 0.8270 39.600 825.300 8.524t! 304.190 72.850 91f.000 0.2744 0.231 44.000 -393.493 -394.383 9 N2 LIBRARY 16020160 N2 28.013 77.3~0 0.8081 43.600 806.449 6.4137 126.2~0 33.500 90.100 0.2914 0.045 53.000 0.000 0.000 2 ACRN LlBHARY 111010020 ACRN 53.064 350.lf50 0.8113 42.921 609.567 10.5716 540.150 110.600 210.000 0.1933 0.261f 66.241 150.213 148.754 6 NH3 LIl:lHARY 16020020 NH3 17.031 239.750 0.6169 97.142 617.600 12.2107 40~.550 111.501 72.470 0.2426 0.252 28.187 -45.947 -16.452 10 112S04 LIBHARY 16030063 H2S04 98.073 610.000 1.8487 -54.960 1844.900 5.5801f 925.000 50.001 300.000 0.2000 0.322 53.456 -735.130 -653.470 3 ACEN LlBRARY 14010010 ACEN 41.053 354.750 0.7666 46.367 764.967 10.9473 547.650 47.700 173.000 0.1636 0.321 52.637 87.847 105.591 7 02 LIBRARY 16020170 02 31.999 90.170 1.1275 -6.000 1125.173 4.8380 151l.750 50.100 76. If 00 0.3014 0.019 28.400 0.000 0.000 ti HCN LIBHARY 16020110 HCN 27.026 298.650 0.6990 70.932 697.563 11.6349 456.650 118.900 139.000 0.18111 0.410 39.686 132.014 121.559 8 PROPENE LIBRARY 11010160 PROPENE 42.081 22~ .1l50 0.5220 139.573 520.927 14 .1B 31 361l .950 Il 5 .600 181.000 0.2756 0.143 79.000 23.461 53.931l

§ 2.6.1 l1aterialen voor opslag van grondstoffen

Er wordt uitgegaan van een voorraadbuffer van 2 a 4 weken. Dit

houdt in dat ammoniak in een tank van ongeveer 1600 mA₃

opgeslagen moet worden. De tank za l dan al s een bol u i tgevoer-d worden, omdat deze const ructie het meest economisch is. Het const ruct iemateriaal is onge legeerd st aa 1, dat spanningsarrn

(10)

( ( (

(

\ ( ( ( (

C,

o

() (' - 5

-gegloeid wordt Dm de kans op spanningscorrosie te ver'm inder'en. Om dezelfde reden moet de ammoniak zuurstofvrij zijn en minimaal 2000 ppm (m/ml water bevatten.

Het zwavelzuur wordt als 96% opgeslagen in ongelegeerd stalen cilinders. Er moet voorkomen worden dat er vocht in de tank komt. Rond de luchtinlaat dient de cilinder aan de binnenkant bekleed te zijn met een kunststof om corrosie

plaatselijk minder geconcentreerd zwavelzuur vocht in de lucht) tegen te gaan.

ten gevolge (als gevolg

van van

Het propeen kan lolorden .

in een ongelegeerd stalen bol

§ 2.6.2 ~aterialen vaar opslag van producten

Het geproduceerde acrylo- en acetonitril stalen tanks opgeslagen worden [8J Het

kan in ontstane

opgeslagen

onge I egeer-d HeN I'lOrdt opgeslagen in tanks van spanningsarm gegloeid, ongelegeerd staal. Dit om de kans op waterstof scheuren te verkleinen. De aantasting van dit materiaal door HeN bedraagt minder dan

~emiddeld 0.05 mm per jaar [9].

§ 2.6.3 ~aterialen voor het proces

Voor het verdampen en het transport naar het for-nuis van de ammoniak dient spanningsarm gegloeid, ongelegeerd staal gebruikt te worden. Zo ook alle leidingen en apparaten na de reactor tot en met de HeN-kolom. Voor de overige apparatuur kan gewoon ongelegeerd staal gebruikt worden.

Als het gevormde acrylonitril niet verkleurd mag zij n i . v. m. de gebruikstoepassing, is gebruik van het duurdere, ongelegeerde aluminium als constructiemateriaal aan te bevelen.

§ 2.7 Veiligheid

Van de meest gevaarlijke stoffen worden parameters gegeven

explosiviteit.

betreffer,de de

in tabel 2.3 enkele

giftigheid en de

Uit deze tabel volgt dat acrylonitril en acroleine de meest toxiogene eigenschappen bezitten. Acroleine komt in het proces slechts in zeer kleine concentraties voor, zodat, ook al door de extreme traanopwekkende werking van acroleine, de risico's

kleiner zijn. Acrylonitril is qua toxiogene eigenschappen ongeveer gelijk aan blauwzuurgas; het voorkomt de opname van zuurstof in de weefsels door het blokkeren van de ademhalings-enzymen. Goede ventilatie is dus noodzakelijk in de gebouwen. Bij onderhoudswerkzaamheden dienen extra veiligheid

s-maatregelingen getroffen te worden, zoals het dragen van beschermende kleding en perslucht maskers.

(11)

-

<-( ( ( ( ( (

IC-i I

:0

o

- 6

-Tabel 2.3 Enkele gegevens bet reffende de gift igheid en explosiviteit van de belangrijkste componenten.

~ .Jv~ (10 ~ 11]

~~'-

~

AC

reukgr. . .,~ ... component ! ppm ppm ppm expl.grens ontst.temp. K flashpoint K

---+---ACRN 20 4 20 ACEN 40 40 HCN 10 10 2 Acroleine! . 1 .3 Ammoniak 5 25 5 Propeen

De meeste stoffen zijn, explosieve eigenschappen. 2.8

-

28 754 3

-

16 5.4

-

46.6 273 275 253 255 2.8

-

31 15

-

29 2

-

11 gemengd met Echter' of 551 924 770 165

lucht, brandbaar en hebben de processtromen met de

relatief grote hoeveelheid stoom explosief blijken uit proeven. Eventueel kunnen dan in de

zijn, zal r'eaktor

moet extra veiligheidsmaatregelingen getroffen worden, of

aangepast worden. Tevens kan het propeen pas

kan de voeding i n de r·eaktor· bijgevoegd worden, zodat pas in de reaktor een explosief mengsel ontstaat.

(12)

( ( ( ( ( (

o

- 7 -3 Procesbeschrijving

Het proces gebruikt als grondstoffen stoom, ammoniak, lucht en propeen. De verzadi9de stoom met een druk van 25 atmosfeer wordt over een afsluiter afgelaten tot 7.2 atmosfeer. De ammoniak van 283 Kelvin en 8 atmosfeer \-Ior-dt in een warmtewisselaar

verdampt. De lucht van 1 atm. en 293 K wordt gecompr-i meerd

(Hl>

tot 7.2 atm.in C2. Er wordt aangenomen dat propeen bij een druk van 7.2 atm. en 263 K voorradi9 is. Dit wordt bij elkaar gevoe9d en 9aat via het fornuis (H3), alwaar de voedin9sstroom tot 725 K oPgewarmd wordt, naar de reactor.

De reactor- bestaat uit een stel in serie g e plaatste

) atal satorbedden. De I engte van de bedden i s steeds zo genomen Tussen de uit9aande

rj

\_/ ( dat de temperatuur- van het 9as tot bedden 1"lor-d t het gas te I kens gekoe I d tot ~ 725 oploopt. K. De

, stroom van de reactor heeft een temperatuur van 785 K en een druk van 4.76 atmosfeer.

Het r-eact i emen9se I bestaat uit I-Iater-, ac r-y Ion i t r-i I , acetonitril, bI aUI"lzuur, koolstofdioxide, ammoni ak, zuut~stof , stikstof en propeen. Dit mengsel wordt gemengd met zoveel 30 gew% zwavelzuur dat alle ammoniak geneutral iseer-d kan I-Ior-den. Vervolgens wordt de stroom via twee warmtewisselaars (H5

&

H6) en een expander (M7) op 1 atm en 323 K gebracht.

I n de absor-ber- (T8) I-Iordt alle koolstofdioxide, zuur-stof, propeen en stikstof afgescheiden van de rest. Hiertoe wordt de bodemstroom grotendeels via een warmtewisselaar (H9) van 313 K

op 293 K gebracht en aan de top de absorber binnengebracht. De rest van de bodemstroom wordt via een afsluiter en warmtewisselaar H5 naar de stripper (TIO) geleid. Deze stroom bevat nog evenveel water, organische stoffen (behalve propeen), ammoniak en zwavelzuur als de voeding van de absorber en heeft

(J

nu een

\.vV

, tEfmperatuur van 333 K en een druk van 0.5 atm.

-,j

fM

lP

r,,',

h

De stripper werkt bij lage druk om de oplosbaarheid

..)

~--van acrylo- en acetonitril in \-Iater laag te houden. In de str-i pper wordt alle ammoniak en ZI-Iave I zuur- met behulp van stoom afgescheiden. Het verlaat de stripper in een waterstroom aan de bodem. De topstroom wordt met een compressor (Cll) weer op 1 atm gebracht en heeft dan een temperatuur van 463 K.

Deze stroom komt in de HCN - kolom (TI2). Het topproduct is HCN met spoortjes water, ACRN en ACEN. De temperatuur

zijn 298 K en 1 atm. De bodemstroom wordt van 345 K tot

en dr-uk

378 K

( in H15) en _{9 aat} naar- de wa ter-extrac ti eve

(13)

(

o

- 8

-In de waterextractieve destillatiekolom worden acrylo- en

acetonitril van elkaar gescheiden. Dit gaat gepaard met de

toevoer van een waterCrecycle)stroom aan de top van de kolom.

Het topproduct wordt na de condensor door een vloeistof /

vloeistof- scheider geleid. De waterfase wordt als reflux

gebruikt, de organische fase, het eigenlijke topproduct, bevat

acrylonitril en water. Het bodemproduct, dat bij 388 K en 2 atm

de kolom verlaat, wordt via een afsluiter afgelaten tot 1.1 atm.

Deze bodemstroom bevat acetonitril en water.

hiervan vindt plaats in een destillatiekolom

acetonitril, bij 1.1 atm en 355 K, als topproduct.

bodemstroom wordt gedeeltelijk als recyclestroom in

de extractieve destillatiekolom ingevoerd.

De scheiding

CT20) met

De waterige

de top van

Het topproduct van de extractieve

destillatiekolom CT24) gesplitst in

destillatie wordt in een

een acrylonitril- en een

water / acrylonitril stroom. De topstroom van

de condensor door een vloeistof / vloeistof

deze kolom gaat na

scheider. Hier

wordt de organische fase als

wordt, vanwege de acrylonitril

recyclestroom in de top van

reflux gebruikt. De waterfase

die het nog bevat, volledig als

de extractieve destillatiekolom

ingevoerd. Het bodemproduct is acrylonitril.

Achteraf gezien zal het topproduct van de acrylonitril-water

kolom hoogst waarschijnlijk nog wat HeN bevatten. Om ophoping

hiervan in het proces te voorkomen zal dit verwijderd moeten

(14)

( ( ( ( ( ( (

o

- 9 -4 Proceskondities § 4.1 De Reactor

Sinds 1960 wordt acrylonitril voornamelijk via de ammoxidatie van propeen gefabriceerd. Sindsdien wordt er gezocht naar een katalysator die een hoge selectiviteit voor het gewenste produkt bezit. Als er een katalysator is gevonden dient er een kinetisch model gevonden worden dat het kinetisch gedrag van de katalysator beschrijft. Dit model dient dan o.a. om een zo optimaal mogelijke reactor te ontwerpen. Ondanks dat er sinds kort een katalysator bestaat die 100 % selectief is t.a.v. acrylonitril, maar waar (nog) geen model voor gevonden is, is er gekozen voor de veel

met een selectiviteit

gebruikte Bismuth van ongeveer 60

Molybdaat-katalysator, tot 70 %. Van deze katalysator wordt nog steeds gezocht naar het kinetische model. Echter een model dat het totale gedrag van deze katalysator beschrijft is in de literatuur nog niet aangetroffen.

Een model dat de kinetiek in een beperkt temperatuur-bereik redelijk beschrijft is dat van Gelbstein uit 1965

een katalysator met de volgende eigenschappen:

- samenstelling:

-

3 gel-I% MoOl

-

3 gel-I% Bi203

-

3 gel-I% Si02

- 0.1 gevl% P20S

[ 128<13) voor

-- rest Aluminaat als dragermater· i aal - diameter deeltjes: DI"

=

3 - 4 mm

dichtheid deeltjes: E?p = 2000 kg/m3

Bij dit model is aangenomen dat het propeen in vijf produkten kan I-Iorden omgezet, tw. acrylonitr-il, acetonitr-il, acroleine, blauwzuur en koolstofdioxide. In tabel 4.1 worden deze reacties samen met de reactiewarmten weergegeven.

Tabel 4.1 De vijf belangrijkste reacties bij de

ammoxidatie van propeen met de reactiewarmte.

CJH6 + CJH6 NHJ + + 02 --

>

02

-->

CJHJN + 3 H20 C3H40 + H20 2 CJH6 + 3 NHJ + 3 02 - -

>

3 C2HJN + 3 H20 CJH6 + 3 NHJ + 3 02 - -

>

3 HCN 2 C3H6 + 9 02 - -

>

3 C 02 + 6 H20 + 3 H20 Hr [kJ/moll -512.5 -353.1 -362.3 -315.1 -641.0

(15)

c

r

c

(

c

o

-

10

-waarbij C3H6 is propeen (Al

I'lH3 is ammoniak (E)

02 is zuurstof (c) C3H3N is acrylonitr-i I (D) H20 is \-Iater (E) C3H30 is acroleine (F) C2H3N is acetonitril (G) HCN is blauwzuur (H) C02 is koolstofdioxide ( I )

Aangezien de acroleine in zeer kleine hoeveelheden wordt gevormd is deze in het model verwaarloosd. De vier overgebleven reacties kunnen als volgt als funktie van de partiaaldrukken opgeschreven worden:

- voor de afname snelheid van propeen:

(4.1)

- voor de vormingssnelheid van acrylonitril:

(4.2)

Rz [ P s . (k2 .PA -k 3 .P o ) +

Pt. (k4 .PA -k e .P o ) ] / [ k6 .P. + Pt ]

- voor de vormingssnelheid van acetonitril:

(4.3)

- voor de vormingssnelheid van blauwzuur:

(4.4)

- de vormingssnelheid van koolstofdioxide volgt uit een

massabalans: (4.5)

Re

=

R1 - Rz - R3 - R4

Deze snelheden hebben als dimensie mol per kg kat. per

kunnen door te delen door 3.6*10A₆ _in _{gebruikelijke} [kmol/kg.sJ worden omgewerkt. De partiele druk kan

uur, en dimensies bij de heersende druk Pt volgens de wet van Raoult worden berekend uit

de molfracties: (4.6)

Pi

=

P~

*

ni / nt

Voor elk van de stoffen kan dan een vergelijking worden opgesteld:

totale reactiesnelheids

(4.7-4.14)

r.

= -(

Rz + 1.5 R3 + 3 R4 ) / 3.6*10·

(16)

( ( (

C

o

c

o

- 11 -rD R:z / 3.6*10'" '"\ rOe:

--

(3 R:z

+

3 R::s

+

6 R4

+

3 Rel/3.6*10'" ro = 1.5 R::s / 3.6*10'" rH = 3 R4 / 3.6*10'" rz = 3 Re / 3.6*10'"

Voor de snelheidsconstanten geldt de formule van Arrhenius met een temperatuur bereik van ongeveer 725K tot 785K. De waarden van de frequentie factor (kOl en de activerings energie

worden gegeven in tabel 4.2.

( Eal

Tabel 4.2 De frequentiefactor en de activeringsenergie voor het Gelbstein model. 725K

<

T

<

785K l

---k1 EA ka k k [KJ/moll [ ? ] ₇₂₅ _K _{785 K}

+---+

1 74.3 4.54 E5 2.01 5.10 2 98.6 4.02 E9 316.27 1104.21 3 91.8 1. 07 E7 2.60 8.33 4 70.7 1. 92 E5 1. 55 3.79 5 70.1 2.75 E3 0.024 0.056 6 19.4 5.06 E3 202.48 258.95 7 74.4 9.06 E6 39.50 101.46 8 14.5 2.36 E3 212.90 255.88 9 75.0 1. 16 E7 45.78 118.50 10 14.7 2.68 E3 233.88 281.80

[ ? ] : de dimensie is steeds verschillend

Door de sterk exotherme aard en de gr-ote temperatuur--gevoeligheid van de reacties is een goede temperatuur regeling

in de reactor noodzakelijk. Dit is dan ook de reden dat gekozen is voor een "Multi Staged Fixed Bed"-reactor, waarbij de processtroom tussen de katalysatorschotels gekoeld wordt. Door het beperkte bereik van het model is besloten dat de temperatuur in een katalysator schotel van 725K adiabatisch tot 785K opgewarmd mag worden. In een warmtewisselaar wordt de stroom dan weer tot 725K afgekoeld.

Door de drukval in de kolom en vnl. in de warmtewisselaars is het nodig om de ingaande voeding met een vrij

zeven atmosfeer in de reactor te voer-en;

hoge druk de druk van

van de uitgaande stroom wordt dan 4.8 atm. Bij aanvang van een lagere druk is de drukval veel groter doordat de volumestroom dan groter is, bijv. als de ingaande druk 5 atmosfeer is,

druk naar 0.4 atmosfeer.

(17)

l

c

(

C

( (

c

o

- 12

-Stoom in de voeding heeft vele voordelen:

- verlaagt het explosie gevaar

- bevordert de re-oxidatie van de katalysator

- verhoogt de selectiviteit

- gaat de ontleding van ammoniak tegen,

en wordt daarom in dubbele molverhouding toegevoegd. Tevens

voor de voeding een praktisch stoechiometrisch~ verhouding

lucht en ammoniak toegevoegd.

Resumerend ziet de voeding van de

8.2 mol% pr·opeen

9.1 mol% ammoniak

-

16.5 mol% stoom

-

14.0 mol% zuurstof

52.2 mol% stikstof

0.02 mol% koolstofdioxide

- 725 Kelvin en 7 atmosfeer

§ 4.2 De Scheidingen

reaktor er als volgt uit:

in de vor·m van lucht

is aan

Als ther·modynami sch model zij n de NRTL-vergelijkingen

gebruikt, dit op advies van dhr. van der Kooi. Als

toestands-vergelijking is de Soave-Redlich-Kwong vergelijking gebruikt

voor het berekenen van o.a. de enthalpie en de entr·opie. De

gebruikte NRTL-parameters worden in tabel 4.3 weergegeven. Voor

de niet genoemde interacties wordt idealiteit verondersteld.

Tabel 4.3 NRTL-parameters voor 1=H20, 2=ACRN, 3=ACEN, 4=HCN bij 298 K en 1 atm. [14]. j a~.J IR a.j ~ IR ()( ~ .j

---+---1 2 966.609 397.726 0.318 1 3 531.926 248.901 0.264 2 3 171.294 -117.355 0.293 1 4 271.716 653.661 0.3836

Bij de berekening van de extractieve destillatie kolom en de

acrylonitril kolom is een fasendiagram gebruikt voor het systeem

~Iater , acrylonitr·i I en acetonitril bij 342 Kelvin en 1

atmosfeer. Dit fasendiagram, zie figuur 4.1, is m.b.v. een

programma berekend met bovenstaande NRTL-parameters.

De oplosbaarheid van ammoniumsulfaat in water bij 293 Kelvin

is 76.4 gram per 100 gram water. stripper is daardoor geheel een

De uitgaande stroom van de

vloeistof (5.5 9 per· 100 g

water). De oplosbaarheid van acrylonitril is bij 293 Kelvin

slechts 7.3 gram per 100 gram water, maar groot genoeg voor een

(18)

(

( (

(

o

- 13

-acrylonitri l-water-scheiding treedt in het topprodukt ontmenging

op, waarvan gebrui kt gemaakt wordt om

bewerkstelligen.

J.

een goede scheiding

ACRN/ACEN/H20

r

'.5

X AC EN

'

.

4

'.3

'.2

'.1

IJ.! 8.2 '.3 8.4 '.5 X H20 ~

'.6

'.7

Temp Druk

'.B

'.9

Figuur 4.1 Fasendiagram voor het systeem H20/ACRN/ACEN bij 342 Kelvin en 1 atmosfeer.

Bij de berekeninge n aan het proces zijn bij apparaten de volgende drukvallen aangenomen:

- warmtewisselaar - kolom (bodem-topI

0.2 atm. 0.1 atm. - condensor/reboiler 0.0 atm.

Met de drukval in de leidingen is geen rekening is nihil verondersteld.

de verschillende

gehouden, deze

= 342

K

(19)

c

( ( ( ( (

c

o

- 14 -5 Apparaat berekeningen § 5.1 De Reaktor § 5.1.1 Motivering

Doordat de reaktie sterk exotherm en temperatuur-gevoelig is,

moet er gezorgd worden voor een reaktor met een goede

warmte-overdracht. In eerste instantie is gedacht aan een multi tububar

reaktor, maar doordat aan het begin van de reaktor veel meer

koeling nodig is dan aan het einde, is het niet mogelijk

gebleken een stabiele, economische reaktor te ontwerpen. ALs

tweede mogelijkheid is gedacht aan een gelaagde multi tubular

reaktor, waarbij de katalysator in verschillende bedden gemengd

wordt met inerte deeltjes. Echter door de grote verdunning aan

het begin van de reactor en de lage reaktiesnelheid aan het

einde van de reaktor zal de lengte van de reaktor te lang worden

om economisch aantrekkelijk te zijn. Namelijk voor een optimale

isotherme reaktor zouden dan 10.000 buizen nodig zijn met een

lengte van ruim 16 meter.

Een fixed bed reaktor die bovengenoemde nadelen niet heeft

de "multi staged fixed bed"-reaktor met koeling tussen

is de

bedden. De koeling van de gassen kan of in de reaktor zelf door

koelspiralen plaats vinden, of in een warmtewisselaar buiten de

reaktor. Door een voor handen zijnde rekenmethode is gekozen

voor koeling buiten de reaktor in horizontale warmte wisselaars

met kokend water van 497 Kelvin en 25 atmosfeer.

§ 1.1.2 Berekeningen aan de reaktor

Bij de berekening van de reaktor is aangenomen dat de

in propstroom door de katalysator bedden voortbewegen, er

warmte door de wanden wordt afgevoerd (adiabatisch)

temperatuur in het katalysator-deeltje gelijk is aan

temperatuur van het gas in de bulk. De reactiesnelheden

gassen geen en de in de de massabalansen volgen uit het kinetische model van Gelbstein.

De volgende tien differentiaal vergelijkingen kunnen dan

opgesteld wnrden:

- 8 massbalansen:

(5.1) dni/dX = ri*(11'Dtz_{/4>*eb/fd.alA.o}

- energie balans:

•

(5.2)

(20)

l

( ( ( ( ( ( (

o

- 15

-- drukbalans IErgun-vergelijking [o.a. 15]

15.3) dP/dX = -

e

ç . . vtz I DL I 1 - [ ) I [3

*

[170. 72.. 11-[ ) I I

e

Ç I ' vt • Dt) + 1.75]

Het programma in bijlage I berekent iteratief de benodigde dikte van het katalysator bed om de temperatuur van de gasstroom te laten stijgen van 725 K tot 785 K. Vervolgens wordt de stroom weer in een warmtewisselaar afgekoeld tot 725 K, waarna de procedure zich herhaalt tot mjnimaal 85% van het propeen is omgezet. Het flowschema van

figuur- 5.1.

deze procedure wordt gegeven in

fIguur- 5.1 Het f IOI'lschema van het programma dat de

reaktor doorrekent.

De selectiviteit yield (Y) van stof

en

n1

(S) voor een bepaald produkt en de behaalde i worden op de volgende manier gedefinieerd:

(5.4)

(5.5)

tt mol I tt mol propeen in voeding

Hierbij is a de stoechiometrische verhouding tussen stof en worden van de propeen. De selectiviteit kan overigens ook gedefinieerd

als de fractie van stof i van het totaal aantal mol

gevormde produkten. De hier berekende selectiviteit heeft echter als betekenis de fractie van het propeen die naar stof is omgezet.

(21)

( (

c

( (" ( ( (

o

0 c

'

1 e::.

-DE' 1--es ui t Et ten v E\ n d e t' e êl_ k t 0 r- bel' C' k e-n i n '3 .0' n l'l G :--den i I-I tab e l :::;. 1 , i r, of i g II U ï- 5. 2 e n i n b i j I a '3 e I ( u i t geb r-E i d e t-- filet het

programma) gegeven.

Tabel 5.1 Enige resultaten van de reaktor berekeningen.

De uiteindeliiAe re~ultdten ziin:

- Conversie propeen :86.2

- Totale bed hoogte :5.74

- Aantal W.Wisselaars:12

- Temperatuur gas :785.4

- Druk gas :4.76

- Gasflow :6.865

: Proren ACRIi Am HeN C02 NH3 02

"t. m K Atm. m .... 3/s

"2

Concentratie [Eclt.A_3l _B.Bf2 _3.9₇₆ I'.6e2 79.!3 1.623 g. Je7 8.26 1.314 t.225 8.71 t.6B3 f.1lJ4 4 g.H? 1.123 28.844 36.919

YieJd [rol i I lol propeen] : SeJe~tiviteit ['l

Voor- een produktie

3 2 ~.5 S.5 6 6.5 P ----t fi9uur 5.2 De van 41728 tOt,

f

<

a t a ] )' 5 a t 0 r-Pr-opeen Lucht Ammon i al: l.Ja terd 3rnp ACRf-l per-56.4 481J77 271091 21582 41507 jaar- (=8000 L<L<r-) ton ton/jaar-ton / j aar-ton / j aar-ton / j aar-is nodig 6,,---, 6,r---~ 5 4 4 2 2 7 7.5 788

m

788 8.2 8.4 8.6 U T ----t n1 ---+

+

Propeen 0 ACRN X ACEN 0 : HCN

•

CO:>:

druk [atm.], temperatuut' (K] en dirnensieloze

concentratie van de belangrijkste stoffen

(22)

~ L ( ( (

c

C

r

,

()

o

§ 5.1.3 De Warmtewf5~elaar5

Voor de warmtewisselaars zijn

gebr-uikt, omdat steeds

ongeveer-afgevoerd moet worden. Voor het

steeds dezelfde ont"lerpen - 17 -dezelfde afmetingen hoeveelheid "larmte

van deze "larmte-wisselaar is een methode gebruikt die beschreven wordt in het

uit collegediktaat i-20A van prof. de Jong (16], Hierbij "lordt

handelsmaten een warmtewisselaar geconstrueerd, die voldoet aan een voldoende grote V.O. en een voldoende kleine drukval . Als koelmiddel is water van 25 atmosfeer op zijn

(497 K) dat verdampt wordt naar stoom.

kookpunt gebruikt

Deze ontwerpsessie levert de volgende warmtewisselaar op:

- "one-pass fixed tubes" met een vierkante steek van 1 op 1.25 inch.

- 111 buizen met een lengte van 1.75 m, een buitendiameter van 1 inch en een binnendiameter van 2.2 cm.

- equivalent diameter van 0.438 m

- een V.O. van 13.43 mZ

De drukval, het benodigde V.O. en de effectiviteit van elke warmtewisselaar worden in het programma steeds af zondet' I ijk berekend en zijn gegeven in tabel 5.2 en in bijlage I.

Tabel 5.2 Resultaten van de berekeningen van de horizontale

warmtewisselaars behorende bij de reaktor.

Gegevens Lengte 1. 75 m

-

Aantal BL.:izen 111

-

Bu_iten Diameter' .0254 r~

- Binnen Di arneter- .022 m

- Vierk.Steek 0.03i8 m

Equiv. Romp Diam. 0.43';:; n-.

- Druk stoom 25 a trr.

-- Temper-a tuur- stoom 497 f<

War.te Visselaar 2 3 5 6 7 8 9 ti 11 12

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

---V.O. [,A21 : 12.148 12.151 12.154 12.156 12.158 12.161 12.163 12.US 12.167 12.169 12.171

fff~étiviteit [l] : 9l!.486 9B.5!!6 9l!.525 9f.543 9f.561 9S.578 9".594 98.61 98.625 98.639 96.m

Druknl [ah] : B.1576 8.1615 t.1657 B.17B2 B.175 6.1863 8.186 8.1923 B.1992 6.2869 1.2154 FloN Stoor [kg/sJ: jf.7847 g.7eSl 6.7tS4

e.me

6.71361 8.71365 e.7269 f.7272 S.7li76 8.7!l6 6.76ó4

§ _5.2_De _scheidin<;l § 5.2.1 Inleidin<;l

Voor- de scheiding van het reactormengsel in de componenten zijn verschillende routes in de literatuur

diverse gevonden

(2,4,17~18J. De routes verschillen van elkaar in de volgorde van

het afscheiden van bepaalde componenten en in het al dan gebruiken van hulpstoffen bij bepaalde scheidingen. Er gekozen voor de simpelste variant, de

Sohio-proces. De voordelen van snelle vermindering van het

deze aantal

scheidingsroute van scheidingsroute zij n componenten dat bij

niet is het een de scheiding is betrokken, en het niet gebruiken van hulpstoffen

12.173

9,ö.671 8.2251

(23)

c

(

c

(

C

.'

o

(,

- 18

-die weer teruggewonnen moeten worden.

De opzet was eerst deze simpele route met het simulat ie

-programma PROCESS door te rekenen, vervolgens enkele andere varianten om deze daarna met de eerste te vergelijken. Echter bij de eerste route al konden niet alle scheidingen met PROCESS gesimuleerd worden. Om toch zoveel mogelijk scheidingen met PROCESS te kunnen berekenen zijn over de onoplosbare scheidingen bepaalde aannamen gemaakt. Dit alles nam dermate veel tijd in beslag dat er niet meer aan het doorrekenen van andere varianten is toegekomen.

§ 5.2.2 Procesberekeninqen met PROCESS

Process biedt de mogelijkheid procesberekeningen uit te voeren door het proces op te splitsen in een reeks unit operations. Er

is gebruik gemaakt van de volgende unit operations: - warmte wisselaars - compressoren - expander (HX) (COMPRESSOR) (EXPANDER) - mengen van stromen (MIXER)

- afsluiter (VALVE)

- kolommen (SHORTCUT, COLUMN L EXDIST)

Het doorrekenen van de eerste vijf operations heeft nagenoeg geen problemen opgeleverd, echter het doorrekenen van de diverse kolommen heeft erg veel tijd gekost.

Het doorrekenen van een scheidingskolom gebeurt in twee stappen. De eerste stap is het doorrekenen van de kolom m.b.v. SHORTCUT. Dit stuk programma berekent met eenvoudige methoden de uitgaande stromen, het minimum aantal theoretische schotels, de capaciteit van eventuele condensors en reboilers en de minimum reflux-verhouding. Bovendien worden voor vijf verschillende verhoudingen tussen het aantal gebruikte schotels en het minimum aantal schotels de refluxverhouding en de

condensor en reboiler gegeven. Uit deze

capaciteiten van resultaten wordt

de een mogelijkheid gekozen en als invoer gebruikt voor het programma COLUMN, dat de scheiding nauwkeuriger simuleert.

Het kan echter gebeuren dat de resultaten van SHORTCUT niet als goede schatting voor COLUMN gebruikt kunnen worden. Door de invoer van COLUMN, dus de resultaten van SHORTCUT, aan te passen kan geprobeerd worden om toch een oplossing te verkrijgen. Nog lastiger wordt het als SHORTCUT niet tot een oplossing komt. De invoer die hiervoor gebruikt wordt, is gebaseerd op literatuur-gegevens betreffende druk, temperatuur en soms samenstelling van produktstromen. In dit stadium zoeken naar de juiste invoer wordt bemoeilijkt door het feit dat de literatuurgegevens de enige bron van kennis zijn.

(24)

( ( (

c

\.

~

y

c

( ( (

o

- 19

-basis van literatuurgegevens en inzicht produktstromen van de betreffende scheidingen scheidingsroute is dus niet zodanig aangepast proces kan berekenen

§ 5.2.3 Resultaten met PROCESS

getr-acht te bepalen. dat PROCESS de De het "'laren

{ De eerste kolommen die getracht werden door te rekenen

Ude absorber en de stripper. In het begin is getracht, variatie op het Sohio-proces, de stripper voor de absorber plaatsen, maar al spoedig bleek dat SHORTCUT de

niet kon doorrekenen. Ook de absorber kon niet in berekend worden m.b.v. PROCESS, waarschijnlijk hoeveelheid stikstof het probleem. Daarom zijn aannames gemaakt over de werking van de absorber, bij I age I I. stripper als te dan zijn geheel i s de gr-ote er bepaalde zie h i

er-voor-Met behulp van SHORTCUT is getracht te berekenen hoeveel water met het ammonium en het sulfaat mee uit de bodem van de stripper komt. Hierbij is na enige tijd de SOUR WATER-optie gebruikt, die ammonium en sulfaat als een electrolyt systeem

dit na verschillende pogingen geen resultaten

beschou"'lt. op I ever-de is

Toen de stripper met SHORTCUT en COLUMN zonder ammonium en sulfaat in de voeding doorgerekend. Er is aangenomen dat het ammonium en sulfaat met de bodemstroom meegaan, en zodoende

en de enthalpiebalans zijn aangepast.

de massabalans

De HCN-kolom kon zonder problemen met SHORTCUT en COLUMN

De waterextractieve destillatie kon zOI'lel niet met SHORTCUT als met EXDISTIL berekend worden. De werking van deze kolom is toen benaderd m.b.v.literatuurgegevens en fasendiagrammen.

De acetonitril-water-scheiding is na vele pogingen alleen SHORTCUT berekend.

met

De ACRN-water-scheiding kon niet met m.b.v. worden. De oorzaak hiervan was dat het

PROCESS berekend berekenen van de refluxstroom via de vloeistof/vloeistof scheiding nauwkeurige beginschattingen vereiste. Daar deze niet bekend waren, is de werking van de kolom op dezelfde wijze benaderd als de werking van de extractie-kolom.

(25)

( (

iC

'

( ( ( 10

I

i

1

I 1

j

o

1

_i

0

i

I ('I 6 Massa en Warmtebalans § 6.1 StrooMspecificatie Strm Temp Druk no.

K

atm. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 498 25.0 283 8.0 293 1.0 263 7.2 440 7.2 291 8.0 517 7.2 386 7.2 725 7.0 785 4.8 298 4.8 711 4.8 584 4.6 350 4.4 323 1.0 293 1.0 313 1.0 293 0.8 313 1. 0 313 1.0 313 0.7 333 0.5 463 0.6 338 0.5 359 0.6 463 298 345 298 298 298 378 370 368 388 340 340 340 371 357 372 355 355 355 372 372 344 351 343 343 343 1.0 1.0 1.1 1.0 1.0 1.0 0.9 1.0 1.0 2.0 1.0 1.0 1.0 1.1 1.1 1.1 1.1 1.1 1.1 1.1 1.1 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 Enth. kW 4210.0 4.7 -1898.9 -54.4 3843.6 969.4 226.7 4985.3 11272.5 18303.8 46.1 18350.0 15726.9 3342.8 3184.4 -929.2 7345.0 3244.7 6538.1 806.9 806.9 3429.7 2919.7 3296.7 3052.8 3533.9 4950.0 456.1 315.8 300.3 15.6 3186.9 1654.7 6612.1 2232.1 793.8 537.1 256.6 2232.1 11558.0 1880.4 2237.9 2204.6 33.4 279.7 1600.8 3209.8 242.3 543.2 503.8 39.4 Mtot k9/S H20 ACRN ACEN 1.441 1.441 0.000 0.000 0.749 0.000 0.000 0.000 9.311 0.000 0.000 0.000 1.683 0.000 0.000 0.000 1.441 0.749 9.311 13.185 13.185 13.184 0.558 1.441 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 1.441 0.000 0.000 1.441 0.000 0.000 3.468 1.448 0.176 0.390 0.000 0.000 13.742 3.859 1.448 0.176 13.742 3.859 1.448 0.176 13.742 3.859 1.448 0.176 13.742 3.859 1.448 0.176 7. 905 0.115 0.000 0.000 53. 120 34.070 13.182 1.598 47.283 30.326 11.733 1.423 47.283 30.326 11.733 1.423 5.837 3.743 1.448 0.176 5.837 3.743 1.448 0.176 5.837 3.743 1.448 0.176 1 .050 1.050 0.000 0.000 2.543 0.676 1.448 0.175 4.343 4.117 0.000 0.000 2.543 4.959 2.300 4.959 4.715 0.244 2.300 4.021 3.694 4.711 3.694 2.086 1.608 4.711 11.753 4.536 11.753 11.578 0.175 0.675 3.861 3.225 1.448 3.225 3.065 0.160 0.676 0.022 0.675 0.022 0.021 0.001 0.675 3.994 1.448 0.010 1.448 0.010 0.009 0.000 1.448 0.027 0.175 0.000 0.175 0.000 0.000 0.000 0.175 0.000 1.939 1.755 0.000 4.536 0.000 0.175 1.939 1.755 0.000 1.806 0.280 0.000 0.133 1.475 0.000 4.536 0.000 0.175 0.003 0.000 11.750 4.536 0.000 0.000 0.003 0.000 11.750 0.003 0.000 11.575 0.000 0.000 0.675 0.000 3.861 0.000 0.387 2.838 0.000 1.448 0.387 2.838 0.254 2.811 0.133 0.027 _ ... -

.

0.175 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 - 20 -HCN C02 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.005 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.005 0.000 0.005 0.000 0.005 0.244 0.182 0.000 0.000 0.244 0.182 0.244 0.182 0.244 0.182 0.244 0.182 0.000 0.182 2.219 0.000 1. 975 0.000 1. 975 0.000 0.244 0.000 0.244 0.000 0.244 0.000 0.000 0.000 0.244 0.000 0.000 0.000 0.244 0.000 4.926 0.000 0.002 0.000 4.926 0.000 4.684 0.000 0.242 0.000 0.002 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 NH3 02 Propeen 0.000 0.000 0.000 0.749 0.000 0.000 0.000 2.176 0.000 0.000 0.000 1.683 0.000 0.000 0.000 0.749 0.000 0.000 0.000 2.176 0.000 0.749 2.176 1.683 0.749 2.176 1. 683 0.058 0.247 0.232 0.000 0.000 0.000 0.058 0.247 0.232 0.058 0.247 0.232 0.058 0.247 0.232 0.058 0.247 0.232 0.000 0.247 0.232 0.529 0.000 0.000 0.471 0.000 0.000 0.471 0.000 0.000 0.058 0.000 0.000 0.058 0.000 0.000 0.058 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.058 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 • r... N2 H2S04 T ase 0.000 0.000 0.000 0.000 7.130 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 7.130 0.000 7.130 0.000 7.130 0.000 7.130 0.000 0.000 0.167 7.130 0.167 7.130 0.167 7.130 0.167 7.130 0.167 7.130 0.000 0.000 1.522 0.000 1.355 0.000 1.355 0.000 0.167 0.000 0.167 0.000 0.167 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.167 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 / ( V L V L M M V V V V L V V M M V L L L L L trI V V L V V L L L L V L V L L L L trI V L L L L L L V L L L L

(26)

(

- 21

-§ 6.2 Bial/schema

c

(

IN

Voor-

_{Massa -en}

waarts

Warmt ebal ans

Retour

UIT

tv1

Q

M

tv1

Q

~ (

Q

AmmonL.k

0.75

4.7

0 J

c

H1

0 .4

42 ?

stoom

Condensaat

- - - - 1

0 .

442 ?"'

964 .7

(

9.29 -1897.2

_Lucht

J

Q)

_I

C2

( I

2

123.5

Ot ....

c

'.

-5

4 .4

Pr

op

een

1.6

8 @

stoom

_H3

1.44

38L~3.6

~

)

628

7.2

(

13.16

--(2)---11~'12 •

.?

o

R4

,

22542

.1

Reactie-'Warmte

koel'Water

stoom

('I

₈

_.4805

_?

?+155îO.S

1---18.4

805

~

Z'Wavelzuur

.

1

4

6 _{• 1}

0.56

_~Qj) ,::. ('

(27)

,..._

.. " " -- '

1':)

'

70-

~--- -..J. -

- -(2)- - -

-

--1

8')50

.

0

- 1-,' _., ...: Á • ---.. _ ,

H5

5 .

84 @--3

4

29 .

7

~-

-

- - - --

₈₀₆

5 .

34 _.

₉

I

R6

147.

9

0 ?

koehJat

-

er

147.90 ?+1

2.384 .2

1 ,

1

7

Q\,J

158.4

1.3 .

72

_{- -} _-

_-

_{- -Q2)-,}

3184

.

4

I off gas

I

@

7.88 -

9

29 .

2 T

3

,

R9

o

39

• .3.3

?

koelwater

39.33 ?+.329.3.4

- @- ---

47.29

'121...1....7

o

T10

,

, I

J

1.0

5

29

1

9 .

7

stQom

o

eb

_Arnr.1_{. sulf.}

_4.3

₄

₃₀₅

_2.8

@----" I ~

I

(28)

r ,~ \ (

i

I

t

-I

I

I I

I

(

I

~

i

I I I

C

o

Cl

237.~

110.7

?

0 .736

?

1 .

252

?

6

0 .

243

?

2 .

54

3 --@---

-Q;] ~

Koel

Wh

ter

2 .

5 3

@--3533

.

9 Sto

2 ID

2 .

30 -

-@----456

.1

Sto.om

Koel....,at

e

r

2 .30

3186

.

9

---~ .- ₂₃

-Cll

-

---

--@----

4 .

959 H

13 4950

.0

-110.7

~+4633.9

I

f-

-0

'-

244

15 .

6 H

e

N

dJ

T1

2 H14

Cond

ensaa

t

0 .7

36 ?

-1

6C

4.?

R15

1.

252 :-2730.4

R

17 1",8

.

243 :+53

1

3

• .3

~

- - - -

6612.1

3.694

(29)

- - - - -

---- - ---r

r

r-

I.-o

o

1.

589

111.

3

4 .1

33

1 .

6

1

256 .

6 ?

4 .711

2232

.

1 ?

? --

---

_v19

®-

r

-H

1

8 Stoom

----Q9--H2

1 Koelwatcl'

T

2

0 S

t

o

m

1

I t t - 24 - I

---

-2.

09

537.1

4.021 -1654.7

Con~nsaat

1.

589

:

3465

.3

111.3 ?+9

3

2

0.1

0.17

5

33 .

4

0.675

2

7

9 .7

Co

r.

dens

a

_4.1

₃₃

_?

_';_013.₂ r:

0.16

39.4 _---

(30)

-(

₃₁

_.

₈₅

(

. ( ( ( (

1.233

( ()

541.96 o

(i -. .. _

-@

₀

-

::2 !::~ H2L, ?

Koelw:.t

c

r

3

1.

85 .

I I

V

2

6

3.07 _-

_-

_-®-

_--@----

3 .

23

503 .

8 3209

.

8 T23

ACRN

_1.448

@

H?5

?

stoom

Condens

2.a

t

1.233 36C88.5

• _Totaal

•

541.

95 Massa

in

kg/s

Warmte in kW

Fa bri

eks

vooront werp

No:

.-?ö206G

.

6 :242

.3

1?-26

9

0.3 36011.7

(31)

(

<-( ( (" ( (

0

0 o

7 Specificatie van apparatuur

Apparaat No:

_R4

T8

Benaming,

Reactor

Absorber

type

Abs.of eff.

!I{

_Pa

druk in bar

_7.0

_{/ 4.76}

1.0 temp. in

°c

_{452 / 512}

₂₀

I

40

/

Inhoud in m

3 Diam.

in m

2.5

1

of

h

in

m

5.7 Vulling:

schotels-aant.

₁₃

vaste

pakking

katalysator-

BislIluth

-type

Holybdaat

-

,

_-

vorm

rond

~=3-4mr.l

...

. .

.

.. ..

.

.. .. ..

.

..

...

Speciaal

te

ge-bruiken mat.

aantal

serie/parallel

1

T10

Stripper

Pa

0.5

65

I

eG

/ Î

.1

3.0

6

1

- 26 -T12

HeN

-

kolom

Pa

1.0 .

25 / 72

2 .0/1.

2

7.0

14

1

T16

Waterextrac-tieve

destil-latie

Pa

1.0 _/

2.0

95

/ I

115

1 I

I

L---______

~

____________

~

______________

L _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ~ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ~ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _J I