Produktie van aspartaam via onbeschermde koppeling van aspartaatzuur en L-phenylalaninemethylester, met behulp van elektrodialyse

FVO Nr.

I

3152c

I

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Produktie van aspartaam via onbeschermde koppeling van aspartaatzuur en L-phenylalaninemethylester, met behulp

van elektrodialyse

Auteurs

R.(Rob) Moerman

H.J.(Harmen) Udo

Keywords

Telefoon

0111-412484

015-2130340

Samenvatting

Er is een proces ontworpen voor de produktie van aspartaam (L-a-aspartyl-L-phenylalaninemethylester) uit aspartaatzuur en L-phenylalanine met behulp van elektrodialyse voor de reactanten terugwinning.

De reactie verliep in een gepakt bed van geïmmobiliseerd enzym, te weten die de inverse hydrolyse katalyseert. Als oplosmiddel wordt een mengsel van 60 %

dimethylacetaal en 40% water gebruikt. Voor het afscheiden van oplosmiddel wordt een combinatie van een tweetraps climbing film evaporator en een tweetraps falling film evaporator gebruikt.

Bij de kristallisatie is er gekozen voor de vorming van zogenaamde bundel-kristallen die superieure kwaliteiten bezitten waar het verwerking betreft ten opzichte van fijne naaldkristallen.

De produktie bedraagt 5184 ton aspartaam per jaar, opgesplitst in twee produktkwaliteiten.

De hoofdprodukt beslaat 4032 ton per jaar. De 2e produkt beslaat 1152 ton per jaar

De te verwachten winst bedraagt Hfl 140.000.000,- per jaar bij een initieel geïnvesteerd vermogen van Hll 100.

000.000,-De kostprijs van aspartaam bedraagt de eerste tien operationele jaren Hfl24.57, de jaren daarna Hll 21.00.

Inhoudsopgave

I

Inleiding

01

11

Uitgangspunten

02

2.1 Proces en reactie

02

2.2 Procesblokschema

03

2.3 Proceseisen

04

2.4 Componententabel

04

111

Proceskeuze

05

3.1 Bioconversie

05

3.2 Elektrodialyse

05

3.3 Oplosmiddel afscheiden

05

3.4 Kristallisatie

06

3.5 Eindbewerking produkt

06

3.6 Opwerking kristallisatie reststroom

07

IV Proces beschrijving

08

4.1 Algemeen

08

4.2 Bioconversie

08

VI Berekeningen

11

6.1 Bioconversie reaktor

11

6.2 Warmteberekeningen

12

6.2.1 Meertrapsverdampers

12

6.2.2 Warmtewisselaars

12

6.3 Climbing film evaporator

13

6.3.1 Apparaat ontwerp

13

6.3.2 Drukval

14

6.4 Elektrodialyse

15

6.5 Falling film evaporator

16

6.5.1 Apparaat ontwerp

16

6.5.2 Drukval

17

6.6 Kristallisatie

17

6.7 Apparatuur voor vacuum handhaving 17

6.8 Pompen

17

6.9 Filters

17

6.10 DKP vorming

18

VII Cycletijd diagram kristallisatie

19

VIII Veiligheidsanalyse

21

IX Economie van het proces

23

9.1 Algemeen

23

9.2 Variabele kosten

23

9.3 Investeringen met behulp van

Lang factoren

24

9.4 De investeringen volgens Taylor

26

9.5 Afschrijving en rente

27

9.6 Cashflow

28

9.7 Return on investment

28

X

Conclusie

30

11.1 Conclusie met betrekking tot

het proces

30

11.2 Conclusie Economisch rendement

30

XI Aanbevelingen

31

XII Lijst van gebruikte symbolen

32

XIII Literatuurlijst

35

I Inleiding

Aspartaam wordt gebruikt als alternatieve, laag calorische zoetstof met een zoeten de werking die 200 maal zo groot is als die van suiker. De markt voor aspartaam is groeiend en de fabrieken die op dit moment in gebruik zijn, zijn aan revisie, danwel vervanging toe. Dit mede gezien de groeiende vraag naar aspartaam.

In dit fabrieks voorontwerp worden drie verschillende proces opties bestudeerd. Dit rapport behandelt de procesvariant waarin gebruik wordt gemaakt van elektrodialyse. Voor een algemene inleiding zij verwezen naar het rapport dat de zogenaamde base-case behandelt.

Elektrodialyse wordt reeds toegepast in onder andere de melk verwerkende industrie, maar is een betrekkelijk nieuw fenomeen in de fIjn chemie. Het lijkt ook hier een aantrekkelijke procesoptie te kunnen zijn, vandaar deze studie hiernaar in een specifIek proces.

Het doel van de elektrodialyse in dit proces is om een hoge (totale) conversie van grondstoffen te verkrijgen, terwijl de reactie geen 100% conversie geeft.

11 Uitgangspunten

2.1 Proces en reactie

Het uitgangspunt van het ontwerp is de onbeschermde koppeling van aspartaatzuur met L-phenylalaninemethylester volgens de reactie vergelijking:

+ NH, s> H \" I1 1 0 HC- C-HN-Ç-C ~ 1 I \ CH, CH, O-CH3

/b~

);0"

HO 0

U

Aspartaatzuur + L-phenylalaninemethylester <=> Aspartaam

+

water Figuur 1; Reactie van reactanten met onbeschermde koppeling

De reactie vindt plaats in oplossing, waarbij een belangrijk gedeelte van het oplosmiddel water is. Zoals te zien is, in figuur 1, maakt water deel uit van het evenwicht. Een grote hoeveelheid water beïnvloed het evenwicht negatief en daarom wordt de reactie uitgevoerd in een water/monoglyme mengsel.

Aangezien het evenwicht met een ether/water mengsel nog steeds zeer ongunstig ligt, moeten de reactanten na de reactor worden teruggewonnen en gerecycled naar de reactor. Dit geschied met behulp van elektrodialyse.

Er zijn van aspartaam naast de reeds lang bekende naaldkristallen, ook zogenaamde bundelkristallen bekend.· Aangezien deze een superieure produktqualiteit geven en

Aspartaam diketopiperazine + methanol

Figuur 2; verval van aspartaam tot diketopiperazine en methanol

Aangezien DKP een bittere smaak heeft die reeds in lage concentraties de zoete smaak van aspartaam overheerst, waardoor het produkt waardeloos wordt, is het beperken van deze reactie in het proces een belangrijk richtpunt.

2.2 Proces blokschema

mixer A A .... .... '\17 ... Elektro ~ Reactor ~ Climbing

-t»

Elektro

_~

Falling ~ mixer ~

....

dialyse film dialyse film

~

...,

I

A ....

I

" "-_....

Kristalli-~ Centrifug

-t»

Falling ~ Kristalli-

_f-f7

Centrifug ....

satie e film satie e ...

~

~

drogen drogen

~

_t

2.3 Proceseisen

Aan de produktie capaciteit is als eis gesteld dat deze 5000 ton per jaar moet

bedragen. Het DKP gehalte in het eindprodukt mag niet hoger zijn dan 100 ppm daar het produkt anders ongeschikt is voor consumptie

2.4 Componententabel

T b a e 11 C omponen enta e t b 1

component molecuul M p Tm Tb Cp dHv prijs

formule· g/mol kglm3 C C kJ/ kJ/k HflI

k~K ~ kZ dimethyl C4HlOO2 90.0 870 349 4.50 acetaal water H20 18.0 998 0 10 4.20 2360 0 0 0.0025 aspartaat zuur C4H7N04 133.1 1662 270 1 L-PME CloHl3N02 179.3 1061 85 15 aspartaam Cl4Hl8N20S 294.3 1205 246 75 Zinksulfaat ZnS04 161.4 1970 100 - 7.75 Kaliumsulfaat K2S04 8.15 enzym 50

III Proceskeuze

3.1 Bioconversie reactor

De produktie van aspartaam vindt plaats via een onbeschermde koppeling. Om de benodigde selectiviteit en conversie te behalen wordt gebruik gemaakt van een enzymatisch gekatalyseerde reactie. De hier gebruikte reactie is in feite een omgekeerde hydrolyse reactie. Om te voorkomen dat de enzymen in andere delen van het proces, bij hogere temperatuer en verlaagde druk, terecht komen, worden ze geïmmobiliseerd in bolletjes, welke als een gepakt bed in de reactor worden geplaatst. De keuze voor een gepakt bed volgt uit berekeningen aan de kinetiek van het enzym, welke te vinden zijn in bijlage D

3.2 Elektrodialyse

De elektrodialyse is het basisgegeven van deze studie. Het is dus eigenlijk geen keuze, maar een vaststaand gegeven.

3.3 Oplosmiddel afscheiden

In het proces zal op een zekere plaats een gedeelte van het oplosmiddel verwijderd moeten worden. Om de volumestroom door het elektrodialyse apparaat niet te groot te·

laten zijn is ervoor gekozen een gedeelte oplosmiddel af te scheiden tussen de reactor en de elektrodialyse. De rest van het oplosmiddel wordt verwijderd tussen elektrodialyse en kristallisatie.

Voor eerstgenoemde verdamping is gekozen voor een tweetraps climbing-film evaporator. Het is hier niet van belang om de ether selectief te verwijderen ten opzichte van water, omdat dimethyl acetaal verderop in het proces geen nadelige invloed heeft en het bij gebruik van meerdere verdampingsstappen praktisch volledig verdampt.

Er is gekozen voor een climbing-film evaporator om de verblijf tijd bij hoge temperatuur zo kort mogelijk te houden in verband met het verval van aspartaam naar diketopiperazine (DKP),. welke sterk temperatuur afhankelijk is. De climbing film evaporator koppelt dit aan een grote te behalen dampstroom, hetgeen hier gewenst is aangezien in deze stap 45% van het oplosmiddel wordt verdampt. Er is gekozen voor een tweetraps apparaat om het stoomverbruik te reduceren. Zouden er meer trappen worden gebruikt, dan zou de temperatuur in de eerste trap zo hoog worden dat dit een te hoge omzetting van aspartaam naar DKP tot gevolg zou hebben.

De hoeveelheid oplosmiddel die kan worden verwijderd in deze fase wordt beperkt door de oplosbaarheid van de reactanten en door het elektrodialyse apparaat. Het

elektrodialyse apparaat stelt een maximum aan de concentratie opgeloste stoffen aangezien de membranen van het elektrodialyse apparaat doorslaan bij te hoge concentratie opgeloste stoffen. In het elektrodialyse apparaat stroomt 30% van de waterstroom en 15% van de etherstroom mee door het membraan, zodat deze stap ook een verhoging van de aspartaam concentratie met zich meebrengt.

Na de elektrodialyse moet de aspartaam concentratie worden verhoogt naar ongeveer 40g/l, in verband met de vereiste ingangs concentratie voor de kristallisator. Deze concentratie is van belang in verband met de gewenste vorm van de kristallen aan het eind van de kristallisatie. Hiertoe wordt er wederom oplosmiddel afgedampt. Dit gebeurt hier met behulp van een falling film evaporator, die zeer geschikt is voor warmte gevoelige materialen en goed opereert bij een laag temparatuurverschil om de verdamping te bewerkstelligen. Een falling film evaporator koppelt een nog kortere verblijftijd dan de climbing film evaporator aan een laag temparauurverschil over het warmte uitwisselend oppervlak. Dit is gunstig in verband met het contact van aspartaam met hoge temperaturen.

Dit wordt uitgevoerd in tweetraps operatie, om het stoomverbruik te reduceren en de temperatuur laag te houden.

3.4 Kristallisatie

Bij de keuze van het kristallisatie proces is voornamelijk de vorm van de uiteindelijk te verkrijgen kristallen het beslissende gegeven geweest. Uit onderzoek is gebleken dat onder een aantal condities grotere, beter hanteerbare kristallen onstaan die betere eigenschappen hebben bij de verwerking dan de anders te verkrijgen naaldkristallen.

Tevens leveren zij minder verliezen door verstuiving en dergelijke op bij de verwerking. De hiervoor genoemde kristallen bestaan uit bundels met een diameter van 50-100Jlm van lange naald kristallen met een maximale diameter van 10 Jlm. Deze bundels blijken niet uiteen te vallen bij verwerking en transport en zijn dus zeer aantrekkelijk in verband met apparatuur en te verwachten veliezen. Er zijn enkele methoden bekend om deze kristallen te verkrijgen, waarbij is gekozen voor de methode zoals beschreven door Kishimoto en Naruse [05], aangezien over deze methode de meest accurate gegevens bekend zijn hetgeen betreft de industriele operatie.

3.6 Opwerking kristallisatie reststroom

De vloeibare stroom die de kristallisator verlaat bevat nog 10 g aspartaam/liter. Dit komt overeen met 25% van de produktie en deze stroom moet dus worden opgewerkt om meer aspartaam terug te winnen. Dit geschied door wederom in te dampen met behulp van een tweetraps falling film evaporator, om eerder genoemde redenen en vervolgens te kristalliseren, op dezelfde wijze als dat voor de hoofd proces stroom is gebeurd.

Er is gekozen voor deze manier om de aspartaam recovery te verhogen omdat bij langer en verder afkoelen in de eerste kristallisator er nog steeds een te grote hoeveelheid aspartaam in oplossing blijft en deze methode dus niet rendabel is ..

- - -

-IV Procesbeschrijving

4.1 Algemeen

In het proces zijn pH, temperatuur en verblijf tijd belangrijke parameters in verband met het verval van aspartaam naar DKP. Deze worden daarom zo gekozen dat de DKP vorming minimaal is, maar wijken af van het optimum met betrekking op de DKP vorming, door eisen als oplosbaarheid van reactanten.

4.2 Bioconversie

De reactie vindt plaats in een gepakt bed van geïmmobiliseerd enzym. De reactanten zijn opgelost in een mengsel van 40% water en 60% dimethylacetaal. Dit oplosmiddel is gekozen om het thermodynamische evenwicht in gunstige richting op te schuiven. Tevens heeft de samenstelling van het oplosmiddel invloed op de oplosbaarheid van reactanten. De reactor wordt isotherm bedreven op 40

oe

en bij een constante pH van 6.

4.3 Climbing film evaporator

Om de volumestroom in het proces te reduceren wordt na de reactie 40% van het oplosmiddel afgescheiden. Dit geschied in een c1imbing film evaporator omdat deze een relatief korte verblijftijd koppelt aan de mogelijkheid tot een hoge dampstroom. De processtroom wordt door de binnenzijde van de pijpen gevoerd, de te condenserende damp aan de shell zijde. De c1imbing film wordt tweetraps bedreven om het stoomverbruik te reduceren. Met betrekking tot de DKP vorming is het geen bezwaar dat de processtroom korte tijd bij een enigzins verhoogde temperatuur verblijft. Dit aangezien andere apparaten in het proces grootte ordes meer DKP vorming met zich mee brengen.

4.4 Elektrodialyse

~

Voor het scheiden van de reactanten van het gevormde aspartaam wordt elektrodialyse toegepast. De reactanten worden op basis van hun lading gescheiden van het ongeladen aspartaam. Door middel van een aangelegd elektrisch veld, worden de reactanten door een semipermeabel membraan getransporteerd, waarna ze worden teruggevoerd naar de reactor.

Er is aangenomen dat de elektrodialyse een selectiviteit van 100% heeft.

4.5 Falling film evaporator

Voor de kristallisatie moet er wederom oplosmiddel worden afgescheiden. Dit geschied door middel van een falling film evaporator. Dit is een apparaat waarin een dunne film van het te concentreren medium op de binnenzijde van een pijp wordt gebracht. Deze wordt verdampt door middel van de afgegeven warmte van een condenserend medium aan de buitenzijde van de pijp. De processtroom heeft een korte veblijftijd in de pijp en is dus geschikt voor hitte gevoelige materialen.

4.6 Kristallisatie

De kristallisatie wordt uitgevoerd volgens het principe van de pilotplant van Kishimoto en Naruse [05] die de vorming van bundel kristallen beschrijven. Dit principe is opgeschaald. Hierbij zijn geen problemen te verwachten, aangezien uit de literatuur blijkt dat de kritische parameter de absolute afstand tot het koelend oppervlak is. Indien deze niet veranderd wordt, verandert er niets aan de kritische parameters. Een nadeel aan deze methode is dat er een bijzonder groot grond oppervlak voor nodig is, veroorzaakt door de lange kristallisatietijd van 3 uur in batch operatie. Een ander nadeel is dat de vultijd kort gehouden moet worden omdat het aspartaam anders te lang bij hoge temperatuur (65°C) verblijft hetgeen onevenredige hoge DKP vorming met zich meebrengt in vergelijking met de andere apparatuur.

4.7 Eindbewerking produkt

Na de kristallisator, worden de kristallen gescheiden van de vloeistof door midel van een scroll-discharge centrifuge. Hierna worden de kristallen gedroogd met een countercurrent rotary dryer, waarna ze klaar zijn voor verpakking en verkoop.

v

Warmtebalans en

massabalans

De warmte- en massabalans zijn gegeven in bijlage O. In deze balans zijn dikke pijlen de voortgaande processtroon. Dunne pijlen zijn hulpstromen zoals koelwater, die niet in direct contact komen met de processtroom. Pijlen met een medium dikte zijn recycle stromen.

Alleen die apparaten zijn weergegeven waarin de warmte enJof massa inhoud van de stroom verandert.

In het blok voor de eerste filmverdamper uit een serie van twee, is steeds de voedings voorverwarming meegenomen, zodat deze niet appart terug te vinden is.

VI Berekeningen

6.1 Bioconversie reaktor

Voor de bepaling van het benodigde reactorvolume is ten eerste de reactie snelheid nodig deze wordt bepaald uit:

-k ₂

*

1.5

*

(ASP)

*

(PME - AS?, _{0 0} + ASP) + k _-2

*

HO ₂

*

E. _,mm

*

(AS?' - ASP) ₀

*

K _asp

*

K_K pME

Rp(ASP) = (AS?' _ ASP)

*

K

*

K APM

(K

+

AS?')

*

(PME - AS?,

+

ASP+ ASP

*

K )

+

0 asp pme

a.fp 0 O O K. pme K

laSp apm

(1)

waarin:

(2)

Met behulp van de gevonden Rp(ASP) kan nu de verblijf tijd worden bepaald en daaruit het reactorvolume:

ASPo -1

'C(t)

=

_E_l_

*

f

dASP

1-El ASPo'O.9 Rp(ASP)

(3)

(4)

De drukval over de reactor volgt uit de Ergun relatie:

(5)

Voor toelichting op deze vergelijkingen en additionele vergelijkingen zij verwezen naar bijlage F

6.2 Warmte berekeningen

6.2.1 Meertrapsverdampers

Zowel de climbing film evaporator als de falling film evaporator wordt bedreven als een meertraps apparaat. Dit houd in dat de verdamping in verschillende units geschied, waarbij de verdampingsethalpie van de damp in de voorgaande unit wordt benut om meer damp op te wekken in de volgende unit. Hiertoe moet de hoeveelheid damp die wordt opgewekt in de verschillende units zo worden gekozen dat de verdampingsenthalpie meegegeven aan de ene unit correspodeert met de benodigde verdampingsenthalpie van de andere unit. Hierbij wordt ervoor gekozen het temperatuurverschil over iedere stap constant te houden. De grootte van de dampstromen worden berekend met de enthalpiebalans:

Unit 1:

(6)

Unit 2 : Overall (8)

6.2.2 Warmtewisselaars

In meerdere apparaten in dit ontwerp is de warmte overdracht de essentiele grootheid. Omdat hierbij vaak dezelfde relaties gebruikt worden, worden die hier eenmalig gegeven, zodat daar later naar verwezen kan worden.

~ _{Tlm volgt voor condensatoren uit :}

(11)

Hierbij wordt er zorg voor gedragen dat het temperatuurverschil boven 5°C blijft om een goede warmteoverdracht te garanderen.

Na de keuze van de pijpdiameter is de totaal benodigde pijplengte bekend en kan de layout van de wamtewisselaar bepaald worden.

De diameter van de warmtewisselaar volgt uit:

(12)

KI en nl zijn constanten die bepaald worden door de gekozen layout.

De waarde van U kan worden afgeschat met behulp van diverse tabellen en grafieken zoals onder andere te vinden in Coulson & Richardson [12]

6.3 Climbing film evaporator

6.3.1 Apparaatontwerp

Het benodigde oppervlak voor een climbing film evaporator, wordt berekend volgens de relateis (9), (10) en (11), zoals gegeven in paragraaf 4.2.2. Vervolgens is het apparaat verder te ontwerpen, waarbij de verblijftijd een belangrijke parameter is. Deze is af te schatten met de volgende relaties, uitgaande van het benodigde oppervlak.

Aan de ingang geldt:

_ _ _ <l>:...:v~,in~ _ _

v

-L,in - 0.25

*

1t

*

d~

*

NI

(13)

(15)

De vloeistoffilm wordt echter meegesleurd door de damp stroom, die door het grotere specifieke volume een veel grotere snelheid heeft. Door nu relaties op te stellen voor de dikte van de film indien er geen meesleuring zou zijn, kan een idee worden verkregen van de werkelijke situatie en kan de verblijf tijd worden afgeschat.

De gebruikte relaties zijn:

AIPijP = 0.25.1t.d~ (16) AOngewijzigd,Uil

=

0.6.AIPijP (17) d

=

AOngeWijzigd,uil ongewijzigd d 1t. 0 (18)

6.3.2 Drukval

De drukval aan de pijpzijde in klimmende film verdampers wordt berekend met de relaties [13]:

/).PIP

=

/).P Ir

+

/).P gr

+

/).P ace (19)

(20)

6.4 Elektrodialyse

Er wordt uitgegaan van dialyse-celdebiet van 500 mi/min. Het aantal cellen dat voor de scheiding nodig is, is:

(23)

De factor 2 in deze vergelijking is afkomstig van het feit dat tegenover de processtroom een evengrote stroom nodig is, om de reactanten af te voeren. Dit brengt dus een verdubbeling van het aantal cellen met zich mee.

De benodigde hoeveelheid elektrische stroom om de reactanten concentratie tot een bepaalde waarde te laten dalen wordt berekend uit:

(24)

waarbij geldt dat

ç

= n *11_s *11_w *Tjm = n * (Elektr.Eff) (25)

Met behulp van de bepaalde I, kan het benodigde memraanoppervlak bepaald worden via:

(26)

waarbij de stroomdichtheid gelimiteerd is tussen 5 en 20 mC/(Cm2) Vervolgens volgt voor de energieconsumptie

[2 * n * t * (R

+

R . )

E

=

F dIL (27)

6.5 Falling film evaporator

6.5.1 Apparaat ontwerp

Een falling film evaporator unit wordt doorgerekend als een normale warmtewisselaar, waarbij de overgedragen warmte wordt benut voor de verdamping, aangezien de proces stroom zich op haar kookpunt bevindt.

Voor het goed functioneren van een falling film evaporator is het van belang dat er een minimale bevochtiging van het oppervlak aanwezig is. Deze wordt uitgedrukt met de parameter

r :

vloeistof belading per eenheid afstand van de wand [kg/m.s]. Komt deze parameter onder een bepaalde kritieke waarde, dan ontstaan er droge plekken op de wand, hetgeen zeer ongewenst is.

r

wordt bepaald volgens :

r=~

1t.dO

Het hier gebruikte massadebiet volgt uit

• mlO(

m=-...:..::..:..-N pijpen

(28)

(29)

Npijpen hangt samen met de lengte van de pijpen, via het benodigde

warmteuitwisselingsoppervlak. Beiden hebben invloed op de perfomance van het apparaat. Omdat de lengte van de pijpen aan een maximum is gebonden, is deze als designparameter gebruikt, Npijpen volgt hier dan uit.

Met behulp van

r

zijn vervolgens de filmdikte (m) en de gemiddelde vloeistofsnelheid (V) te bepalen, waaruit het Reynolds getal te bepalen is, welke invloed heeft op de warmte overdracht in de film. Hiervoor geldt in het laminaire gebied:

6.5.2 Drukval

De drukval wordt berekend met dezelfde relaties zoals die gelden voor de klimmende filmverdamper, met als enig verschil dat in de vallende filmverdamper geen drukval is ten gevolge van de zwaartekracht en deze term dus dient te worden weggelaten.

6.6 Kristallisatie

Voor de berekeningen met betrekking tot de kristallisatie wordt verwezen naar bijlage M.

6.7 Apparatuur voor vacuum handhaving

Om een idee te krijgen van soort vaccum apparatuur en het verbruik daarvan, is gebruik gemaakt van Hoofdstuk 23 van Minton [06]. Waarden werden bepaald met behulp van grafieken, evenals de keuze voor de single stage steam ejector. Dit laatste wordt voornamelijk bepaald door het feit dat geopereerd wodt in het zogenaamde ruwe vacuum.

6.8 Pompen

De pompen zoals aanwezig, voor het verpompompen van vloeistoffen ZIJn centrifugaal pompen. Het pompvermogen dat benodigd is wordt berekend met:

(33)

Hierbij is het rendement van de pomp afhankelijk van de capaciteit van de pomp

6.9 Filters

Voor een sedimentatie centrifuge geldt:

waarin ug wordt bepaald door:

Dop

*

d2

*

g U = S g 18 *11 1 L= Qv

(

2*DoP*d~

*981J 18 *111 (35) (36)

Aan de hand van deze parameters wordt de keuze bapaald op een scroll-discharge centrifugal settler/filter. Hiervoor geldt:

L =

Q

scroU Eff

*

2

*

u g (37) waarbij Eff

=

0.6

6.10 DKP

vormning

Aan de hand van experimentele data betreffende de omzetting van aspartaam naar DKP al functie van temperatuur en tijd werd een functie bepaald voor deze omzetting. Zie ook bijlage C.

De verkregen relatie luidt:

[AP.MJ = [AP.MJ _o

*

(1-ex""/ _~

-t

*

k _o~

*

1d-o.o3971"(25-TJ») (38) waarmee de concentratie DKP berekend kan worden.

VII cycle-tijd diagrammen

Het gehele proces wordt continu bedreven, op de kristallisatie na. Hiervan wordt dus een cycle-tijd diagram geleverd.

Er wordt in verband met de klein gewenste vultijd, gewerkt met 54 kristallisatie compartimenten, opgedeeld in 9 tanks van 6 compartimenten.

Er wordt een cycle tijd diagram van een tank gegeven en een cycletijddiagram van de 9 tanks

De cycle tijd diagrammen zijn gegeven voor de kristallisatoren in de hoofdstroom. Deze zijn gelijkvormig aan de diagrammen voor de opwerkingstroom. Deze heeft slechts gering andere vul- en leegtijd.

unit 1 unit 2 unit 3 unit 4 unit 5 unit 6 uur

-vullen kristalliseren legen/schoonmaken

uur

VIII Veiligheidsanalyse

In de beschouwing van de proces veiligheid is een onderscheid aan te brengen tussen risico's voor personen en algehele risico's met betrekking op de procesvoering.

Om het risico voor personen zo beperkt mogelijk te houden, dienen tijdens operatie van het proces de normale veiligheids maatregelen, in acht te worden genomen. Het risico, bepaald door het procesontwerp is relatief gering, de druk bij normale operatie ligt tussen 0.1 en 1 bar, de temperatuur tussen 25 en 80

oe.

De gebruikte stoffen zijn in het operatiegebied niet explosief.

Er is geen risico voor een thermische runaway aangezien er slechts een reactiestap in het proces aanwezig is en deze geen significant warmte effect heeft.

De milieubelasting is laag. In de afvalstroom bevinden zich slechts water, aspartaam en DKP en eventuele aanwezige zouten in de reactanten.

Voor een eenvoudig overzicht van de veiligheidsaspecten van het proces is een HAZOP analyse uitgevoerd. Zie hiervoor tabel 2

b 1 HAZOP al

Ta e 2: an lyse

sleutelwoord verstoring oorzaak gevolg actie

Geen geen APM enzym is geen APM

produktie verouderd produktie

een van de reactanten is niet aanwezig

geen reactanten membranen zijn winstval, verwijdering doorgeslagen milieubelasting door

elektrodialyse

hogere hogere te grote aspartaam verval procesregeling

temperatuur verwarming- naar bijsturen

stroom ten DKPverdamper

opzichte processtroom te lage dampafvoer in te kleine koelstroom

Sleutelwoord Verstoring Oorzaak Gevolg Actie hogere hogere druk verstoppingen operatie criteria druk alarm

worden niet installeren gehaald,

uiteindelijk bezwijken van de apparatuur

defecte pompen pomp

herstellen

lagere lagere druk defecte pompen te lage conversie pomp

herstellen te weinig oplosmiddel verdampt te lage APM opbrengst langere verblijftijd vereiste produktie wordt niet gehaald

lagere defecte verwarmer

IX Economie

9.1 Algemeen

De jaarlijkse kosten van het in gebruik hebben van een chemical plant zijn opgebouwd uit een aantal onderdelen. Deze komen tot uiting in de volgende relatie

(39) Vanwege de complexiteit van de bepaling van al deze afzonderlijke factoren, wordt de volgende vereenvoudiging gebruikt:

KT =a.Kp +d.L+ j.! (40)

De gebruikte parameters zijn afkomstig van het zogenaamde "beste model" en hebben de volgende waarden: a

=

1.13

d = 2.6

f

=

0.13

De loonkosten, L worden bepaald met de Wessel-relatie:

L

=

32.N. C024 (41)

Invullen van de paramers geeft L

=

470 kHfl

Voor de totale kosten wordt (met behulp van de gegevens uit paragraaf 9.2) gevonden:

KT

=

105500 kHfl per jaar

De kostprijs van aspartaam bedraagt: de eerste tien jaar : Hfl24.57 de vijf jaren daarna: Hfl 21.00

9 .2 Variabele kosten

De variabele kosten, zijn die kosten die afhankelijk zijn van het jaarlijkse produktie volume en zijn dus afhankelijk van het percentage van de kapaciteit waarop de fabriek draait. Hieronder vallen dus grondstoffen, hulpstoffen, koelmedia, elektriciteit, stoom en dergelijke.

De grootte van deze kosten zijn te vinden in tabel 3.

Tbl3 AnI a e alyse van e vana e eosten d . b i k

component eenheid prijs per eenheid hoeveelheid per jaar kosten per jaar

(Hfl) (Hfl) dimethy I acetaal kg 4.50 2.21 10 proceswater m3 2.50 33101.64 82754 aspartaatzuur ton 1000.00 2412.40 2412400 L-PME ton 15000.00 3248.24 48723600 reactorvulling kg 50.00 790 39500 stoom ton 30.00 290159 8704770 elektrici tei t kWh 0.13 21477000 2792000 koelmedium m3 0.40 43915000 17566000 kristallisatie koelwater m3 0.10 4620000 462000 totaal 80783000

De toatale variabele kosten bedragen dus kHfl 80783

9.3 Inversteringen met behulp van Lang

factoren

Lang heeft een methode ontwikkeld om met behulp van factoren de totale projekt kosten te schatten .. Het gefixeerde kapitaal wordt bepaald als een funtie van het totaal van de aanschafkosten van apparatuur door de relatie :

De nu berekende waarde de kostprijs moet nog worden gecorrigeerd voor inflatie en worden omgerekend naar Nederlandse guldens. Hiervoor wordt de volgende vergelijking gebruikt, met behulp van de prijsindex:

prij sin dex1990 5 •

KHJI ,1995 = .. , .(1.06) .omrekenmgskoers

pnJ sm dex19xx (44)

waarin de omrekeningskoers de omrekeningsfactor van buitenlandse valuta naar Nederlandse guldens is. De factor (1.06)5 verrekent de infaltie na 1990 aangezien de prijsindex 1990 de laatst beschikbare is.

Tb 14 R a e ammg van d e aansc h atpnJzen per apparaat f ..

app soort een- opp/ aant prijs per prijs munt prijs Hfl

num apparaat heid vol eenheid eenh 1995

M101 elektrodialys m3 0.54 1 1.000.000 1.000.000(84 ) $ 2.460.000 e

•

zout R201 reactor# m3 0.94 2 10.000 20.000(79) pond 89.400 H303 c1imbing m2 253.8 1 75.250 75.250(79) pond 337.000 film# H304 c1imbing m2 257.8 1 75.850 75.850(79) pond 339.000 film# M401 elektrodialys 1 5.000.000 5.000.000(84) $ 12.300.000 e * reactanten

H502 falling film# m2 444.1 1 101.210 250.000(79) ~ond 1.117.500

H503 falling film# m2 512.5 1 109.200 250.000(79) pond 1.117.500 M601 kristallisator# 50 9 20.000 180.000(79) ~ond 804.600

M701 centrifuge * 2 50.000 100.000(80) $ 271.000

M702 drogen

•

1 60.000 60.000(82) $ 148.200

H802 falling film # m2 338.2 1 87.600 200.000(79) pond 894.000 H804 falling film# m2 418.4 1 98.000 200.000(79) ~ond 894.000 M901 kristallisator# m3 12.5 9 5.000 45.000(79) pond 201.150

M1001 centrifuge * 2 12.250 24.500(80) $ 66.400

MI002 drogen * 1 17.700 17.700(82) $ 43.700

Totale aanschafkosten 21.083.450

# : bepaald volgens relatie (43)

*

:

bepaald uit specifieke literatuur

9.4 De investeringen volgens Taylor

Volgens de methode van Taylor kunnen de investeringen worden berekend volgens:

I

B = 45.

hnd.

po.39. Cl

300 waarbij f bepaald wordt uit:

N

hnd

=

2:

(1.3)s,

De bepaling van f is in tabel 5 weergegeven

Tbl5 B a e epa mg

r

van d e cost me m ex voor

r

.

d proces throug reaction pressure

put /storage temp time water 3.5 0 0 dim acetaal -3 0 0 LPME -1 0 0 asp -1.5 0 0 el dial 3.5 0 0 reactie 10.5 0 0 verdampen 10.5 0 0.5 el dial 9 0 0 concentr 8.5 0 0.5 krist 6 0 0 centr/drogen -0.5 0 0 concentr 6 0 0.5 krist 3.5 0 0 drogen -3 0 0 h et proces total score 3.5 -3 -1 -1.5 3.5 10.5 11 9 9 6 -0.5 6.5 3.5 -3 costline index 2.5 0.4 0.8 0.7 2.5 16 18 10.6 10.6 4.8 0.9 5.6 2.5 0.4 (45) (46)

Als dit bedrag vergeleken wordt met het bedrag berekend in de vorige paragraaf voor de aanschafkosten, dan blijkt dat er een een zeer significant verschil te bestaan. Dit grote verschil wordt waarschijnlijk veroorzaakt door de erg dure elektrodialyse apparatuur. Omdat deze kosten in voorgaande paragraaf nauwkeuriger zijn verrekend, is de aldaar berekende investering gebruikt voor verdere analyses.

9.5 Afschrijving en rente

Het geïnvesteerde vemogen wordt in 10 jaar afgeschreven, waarna de fabriek op de balans niets meer waard is. Deze afschrijving wordt berekend volgens de rechtlijnige afschrijving. Deze methode wordt gehanteerd aangezien het niet te verwachten is dat dit proces aantrekkelijk is voor een startende ondernemer, echter wel voor grote ondernemingen, die meer baat hebben bij constante opbrengsten dan bij sterk fluctuerende. De jaarlijkse afschrijving wordt berekend volgens:

ao-s

R _r -n

(48)

waarin a de waarde aan het begin van de afschrijving representeerd en s de waarde aan het einde van de afschrijving.

Er wordt in tien jaar afgeschreven met een restwaarde van nul, hetgeen resulteerd in een jaarlijkse afschrijving van kHfl10000

De investeringen voor het bouwen van de fabriek worden voor 60% met vreemd geld gefinancierd. Hierom zal over dit geleende bedrag rente betaald moeten worden. De te betalen rente wordt berekend met de samengestelde interest berekening op continue tijsbasis aangezien het financiele verkeer tussen bedrijf en geldverstrekker een dynamisch proces is. De rente wordt berekend met:

S = 0.6. Po

*

ei.n (49)

Voor de interest is 8% genomen. De factor 0.6 is afkomstig van de veronderstelling dat 60% van het geïnvesteerd vermogen vreemd kapitaal is.

9.6 Cashflow

De investeringskosten worden in de eerste twee jaar uitgegeven, dan vindt de bouw van de fabriek plaats. Daarna gaat de fabriek draaien en begint de afschrijving

Tb16 Bar a e ep: mg van de netto cashflow

1-2 3-12 13-17 uitgaven 50.000.000 Cash flow 375.000.000 375.000.000 Totale kosten 105.500.000 105.500.000 Afschrijving 10.000.000 0 rente 7.350.000 0 belastbare Cf 252.150.000 269.500.000 belasting 126.075.000 134.750.000 netto Cf -50.000.000 126.075.000 134.750.000 diskount factor 1.735 5.178 1.208

De totale cashflow na discontering bedraagd : MHfl 784 Het proces voldoet aan de 10% gedisconteerde winst norm.

9.7 Return on investment (ROl)

Om inzicht te krijgen in de opbrengst van het geïnvesteerde kapitaal, wordt de ROl berekend. Hierbij wordt de gemiddelde jaarlijkse winst gedeeld door de totale investering volgens:

ROl

=

W .100% (50)

IF

+

lw

9.8 Internal rate of return (IRR)

Met deze methode wordt een return percentage bepaald over de investering, zodanig dat de som van de verdisconteerde cashflows over de looptijd nul is. Dit is een iteratieve methode die gebruik maakt van:

(51)

met D. = 1

I (1+r)n

(52)

X Conclusies

10.1 Conclusies procesvoering

Het is goed mogelijk om aspartaam te produceren via onbeschermde koppeling met behulp van elektrodialyse. Als voordelen van dit proces zijn onder andere aan te duiden: Het is een schoon proces, er zijn weinig apparaten aanwezig in het proces, er wordt 100% conversie behaald gekoppeld een een hoge produkt recovery en de kostprijs van het produkt is laag in vergelijking met de marktwaarde. Als nadelen zijn aan te geven: Een gedeelte van de gebruikte apparatuur (elektrodialyse en falling film evaporator) is gevoelig voor verstoringen, er wordt relatief gecompliceerde technologie toegepast en er zijn enkele erg dure apparaten. Indien deze apparataen bezwijken brengt dit zeer hoge kosten met zich mee. Bovendien moet door de lage aspartaam concentratie aan het eind van de reactor een grote hoeveelheid oplosmiddel worden verwijderd, hetgeen energie intensief is.

Gezien de resultaten van deze studie, wegen de voordelen veel zwaarder dan de voordelen en lijkt deze methode van aspartaam produceren een aantrekkelijke optie.

10.2 Conclusies economisch rendement

Het proces is goed renderend met een kleine risicofactor waar het het geïnvesteerde vermogen betreft. Financieel gezien is het een erg aantrekkelijke procesoptie.

XI Aanbevelingen

Een van de grootste manco's van dit proces is de lage concentratie apsartaam aan de uitgang van de reactor. Hierdoor moet erg veel oplosmiddel gerecyled worden, hetgeen uiteraard apparatuur en energie kost. Daar dit gebrek niet spectaculair te verbeteren valt met deze manier van de reactie bedrijven is, moet wellicht indien mogelijk voor een andere reactie wijze gekozen worden. Te denken valt aan een vast-vast reactie zoals bestudeerd door deel groep b van deze B-groep.

De kristallisatie is een essentieel onderdeel van het proces, hier is echter relatief weinig over bekend, zodat het kristallisatie proces wellicht nog voor verbetering vatbaar is.

XII Symbolenlijst

Hoofdstuk 6

A ASP ASP_o Cp Db D Dx

do

dH dp ds E Eo Eimm f F g H₂0 I F kobs k_2 Kasp Kiasp K pme KI L m m : oppervlak : concentratie aspartaatzuur : begin concentratie aspartaatzuur : warmtecapaciteit

: diameter van een warmtewisselaar : massa debiet damp

: massa debiet damp unit x : binnen diameter van de pijp : verdampings enthalpie

: diameter van de enzym bolletjes : diameter vaste stof deeltje : energie consumptie

: enzymconcentratie

: enzymconcentratie geïmmobiliseerd enzym : frictie factor

: massadebiet voeding : valversnelling : 9.81 : waterconcentratie : stroomsterkte per unit : Faraday constante

: vervalconstante aspartaam met betrekking tot de pH : reactiesnelheidsconstante

: dissociatie constante van enzym-aspartaatzuur

: dissociatie constante van enzym-L-phenylalanine-methylester : dissociatie constante van enzym-aspartaam

: constante ter bepaling pijpdiameter : lengte

: filmdikte

: massa debiet per pijp

m2 mol/dm3 mol/dm3 J/(kg.K) m kg/s kg/s m J/kg m cm W kg/dm3 kg/dm3 kg/s rnIs2 dm3/dm3 A C/eq s -I mol/(kg.s) mol/dm3 mol/dm3 mol/dm3 m m kg/s

R : elektrische weerstand Re : Reynolds getal S : massa debiet stoom

ti : inlaat temperatuur koelwater t2 : uitlaat temperatuur koelwater T : temperatuur

T_sat : verzadiging temperatuur van de damp ~T : temperatuur verschil

ug : snelheid van een deeltje dat settled

U : overall warmte overdrachts coëfficient v : vloeistof snelheid

V : gemiddelde filmsnelheid VR : reactor volume

Xg : kwaliteit van de damp, massa percentage verdampt van totaal

Es : porositeit bolletjes stapeling

r

: vloeistof belading per eenheid afstand van het oppervlak

11 : viscositeit

111 : viscositeit van vloeistof

11m : efficiëntie gerelateerd een lekkage van stroom door de

membraan houders

11 pomp : pomp rendement

11s : semipermeabiliteit afhankelijke efficiëntie

11w : efficiëntie bepaald door het watertransport door het membraan

11 : viscositeit

PL

: dichtheid vloeistoffase L : Amblers sigma waarde

1: : verblijftijd <l>v : volumedebiet

Hoofdstuk 9

a

ao

C Ce Cr Cfix d Di f find I I IB

: parameter van "beste model'

: waarde aan het begin van de afschrijving : produktie capaciteit

: kosten voor de aanschaf van proces apparatuur : cashflow

: het gefixeerde kapitaal : parameter van "beste model'

: discount factor

: parameter van "beste model'

: costline index : interest : investeringen

: investeringen volgens Taylor

Q kg/s

°c

°c

°c

°c

dmls W/Cm2.K) mis mis m3 kg/Cm.s) Pa.s Poise Pa.s kg/m3 s m3/s kHfl ktonljaar kHfl kHfl kHfl kHfl

IRR : internal rate of return % lp+lw : totale investering in ROl berekening

kHfl

KA : algemene kosten kHfl

Ke

: kosten van aanschaf van een apparaat munteenheid KI : kosten die van de investeringen afhangen kHfl Kp : fabricage kosten kHfl Ko : indirecte kosten of plant overhead kHfl Kp : kosten die afhankelijk zijn van het produktie volume kHfl

KT : totale kosten kHfl

L : loonkosten kHfl

n : periode waarover de afschrijving of lening loopt jaar N : aantal hoofd proces eenheden

P : capaciteit kT/jaar

Po : de hoofdsom aan het begin van de krediet periode kHfl r : internal rate of return

Rr : jaarlijkse afschrijving kHfl

ROl : return on investment % s : waarde aan het einde van de afschrijving kHfl S : het af te lossen bedrag aan einde lening kHfl Sj : complexiteit score behorende bij Taylor methode

XIII Literatuurlijst

[01] Handbook of Chemistry nad Physics, 70th edition (1989-1990)

[02] Coulson and Richardson, Chemical engineering, Volume 1, vierde editie, 1990, pag. 398,333,599.

[03] J, de Graauw en D. Bruinsma, collegediktaat Apparaten procesindustrie 11, TUDelft, Delft

[04] RB. Keey, Introduction to industrial drying operations, 1978, Great Britain, pag 75-78

[05] S. Kishimoto and M. Naruse, A Process Development for the Bundling Crystallisation of Aspartame, 1988, Journal Chem. Tech. Biotechnol, 1988, pag 82.

[06] Paul E. Minton, Handbook of Evaporation Technology, Park Ridge, 1986

[07] K. Nakanishi and R Matsumo, Recent developments in enzymatic synthesis of Peptide, 1988 ; Synthetic Peptides in biotechnology pag 170-191

[08] F.Paul, Dauriol and P.Monsan, Direct enzymatic synthesis of Aspartame, Enzyme Eng, 9, (1988)

[09] R Perry, Perry's Chemical Engineerings' Handbook, sixth edition, 1984, Don Green, New Y ork

[10] L. Ricci, Separation Techniques 1; Liquid-Liquid systems, Chemical engineering magazine, 1980, Mc Graw-Hill Publications Co., New York.

[11] K. van 't Riet, J. Trampen, Basic Bioreactor Design, 1991, Marcel Dekker, inc., New York

[12] RK. Sinnott, Coulson & Richardson's Chemical Engeneering Volume 6 (1983)

[13] RA. Smith, Vaporisers Selection, design and operation, Longman Scientific &

Technical,1986

XIV Lijst van bijlagen

A Het gebruik van triglyme ne monoglyme als oplosmiddelen ter verhoging van de aspartaam yield.

B Verval van aspartaam tot diketopiperazine

C Verval van aspartaam in de tijd als functie van de temperatuur

D

Kinetiek

- Het schatten van de parameters

E Aspartaam opbrengst in de reactor als functie van de tijd in grafieken

F Het ontwerp van unit 2, de reactor

G Ontwerp van de elektrodialyse-apparatuur

H Unit 1; Het ontzouten van de reactanten natrium-L-aspartaat en phenylalanine-methylester-hydrochloride

I Unit 4

M Unit 6+9

- Ontwerp van de kristallisatie apparatuur; hoofdstroom - Ontwerp van de kristallisatie apparatuur; opwerking N Unit 7+10

Unit 7

- Ontwerp van het filterproces; hoofdstroom Ontwerp van de droger; hoofdstroom

APPENDIX A

Het gebruik van triglyme en monoglyme als oplosmiddelen ter verhoging van de aspartaam-yield. De hoogste aspartaam-yield werd behaald met een oplosmiddel bestaande uit 40-45 gew. % water en

55-60 gew % triglyme. Een deel van de resultaten van Paul et al. volgt in tabel I en tabel Il.

De reactiecondities behorende bij tabel I zijn;

- Beginconcentraties reactanten; Natrium-L-aspartaat ; 0.1 mol/liter

L-phenylalanine-methylester-hydrochloride ; 0.25 moVliter

- pH = 6.4

Tabel I; Aspartaam productie bij verschillende reactie omstandigheden

N° Enzym Diglyme Triglyme Kat C(kat) Temp

U/g gew.% gew.% mM °C

1 100 0 0

-

0 40 2 200 60 0 - 0 40 3 200 0 60 - 0 40 7 500 0 56 - 0 40 10 500 0 70 - 0 30 13 500 0 56 Zn 0.1 40 14 500 0 56 Zn 0.5 40 16 500 0 56 Zn 1.5 40 18 500 0 56 Zn 0.5 30

Vervolgens de metingen 20 tot 24 met de begincondities; - Beginconcentratie reactanten; Tijd uur 2 30 30 30 30 6 6 6 6

Natrium-L-aspartaat ; wordt gevariëerd bij de metingen 20 tot 24. L-phenylalanine-methylester-hydrochloride ; 0.5 mol/liter - pH = 6.4

- Temperatuur is 40°C .

- I mM zincsulfaat

- enzymconcentratie ; 1000 U per gram reactievloeistof

- 55 % triglyme K.vn 0.03 0.4 0.56 0.68 0.22 0.73 0.73 0.73 0.70 YieldAPM mM 0.74 8.7 11.8 13.7 5.2 14.6 14.8 14.7 14.2

Tabel II; Aspartaam productie bij verschillende beginconcentraties L-aspartaat. Concentratie van

N° Natrium-L-aspartaat Kwn Yield aspartaam Yield aspartaam

mol/liter mM g/liter 20 0.025 1.10 8.0 2.35 21 0.050 0.68 12.5 3.68 22 0.100 0.66 24.0 7.06 23 0.150 0.53 30.0 8.83 24 0.200 0.42 34.0 10.0 YieldAPM g/Iiter 0.22 2.56 3.47 4.03 1.53 4.30 4.36 4.33 4.18

APPENDIXB

VERVAL VAN ASPARTAAM TOT DIKETOPIPERAZINE

Aspartaam vervalt als functie van de pH, de temperatuur en de tijd. Dit is de reden dat frisdranken waar aspartaam in verwerkt is bewaard moeten worden bij een temperatuur van 4

oe

of lager. De frisdrank is dan ongeveer 6 weken lang te consumeren. Aspartaam vervalt tot verschillende producten afuankelijk van de pH. Een vervalproduct dat een negatieve uitwerking heeft op de smaak (bitter) is diketopiperazine (DKP). Het aspartaam verval als functie van de pH bij een temperatuur van 25

oe

is bestudeerd waarbij is gebleken dat pH 4.2 de optimale pH is om het verval te beperken (Skwierczynski, R. D.). Skwierczynski heeft de vervalconstante k_{abs (S-I)} van aspartaam logaritmisch uitgezet tegen de pH (fig. V-2, pag 157). Tussen pH 4.2 en pH 6.4 vervalt het aspartaam voornamelijk tot DKP en methanol.

Aspartaam diketopiperazine + methanol

Figuur 2; aspartaam verval tot diketopiperazine en methanol

De aspartaam productie in ons proces vindt plaats bij temperaturen van 40 tot 70

oe.

De temperatuur-afhankelijkheid van het aspartaam verval is bestudeerd door prof. Belitz bij een constante pH van 4. Het aantal dagen is weergegeven waarbij 20 % van het aspartaam vervallen is tot DKP voor verschillende temperaturen. Deze getallen zijn uitgezet in tabel 3, appendix

e.

Figuur 6 laat een logaritmisch verband zien tussen het aspartaam verval en de temperatuur. De twee bovenstaande relaties zijn samengevat in onderstaande formule onder de aanname dat de k_abs niet afhankelijk is van de temperatuur.

[APMl

=

[APMl _o

*

(1-ex,rf -t

*

k

*

1 Ü( -0.03971'(25-1') »

p.. obs

Waarbij

[APM]

=

concentratie asspartaam [mol/liter]

[APM]o = concentratie aspartaam die de reactor verlaat t = tijd [s]

k_obs

=

vervalconstante m.b.t. pH [ S·1 ]

T

=

proces-temperatuur [Oe]

Het verval van aspartaam is m.b.v. deze formule voor alle procesapparatuur berekent. Vervolgens nemen we aan dat tijdens het kristalliseren een tiende van de DKP's die gevormd zijn meekristalliseren, hetgeen betekent dat het aspartaam aan het begin van het filtrerings-proces ongeveer 100 ppm DKP zal bevatten.

Bepaling van de fractie DKP per apparaat en in totaal Temp[C] 10 20 30 40 55 68 80 90 20% verlies regressie na dagen log(dagen)

387 2.587711 2.546074 Uitvoer van regressie:

134 2.127105 2.149023 Constante 2.943125 51 1.70757 1.751972 StandaardfoutY geschat 0.131165 22 1.342423 1.354921 R in het kwadraat 0.988918 5 0.69897 0.759345 Aantal observaties 8 2 0.30103 0.243179 Vrijheidsgraden 6 1 0 -0.23328 0.15 -0.82391 -0.63033 X-coefficient( en) -0.03971 Standaardfout 0.001716

FRACTIE DKP = 1-Cs/CO = 1-exp(-k(1/s)*tijd(s)*INVLOG((25-T)*-0.03971))

FRACTIE DKP

=

1-Cs/CO

=

1-exp(-k(1/s)*tijd(s)*INVLOG((25-T)*-0.03971))

pH k(pH) Temp(C Tijd(s) Cs/CO DKP

REACTOR 6 2E-06 40 22 0.999827 0.000173

volume reductie a 5 2E-07 60 20 0.999902 9.81 E-05

volume reductie b 5 2E-07 50 30 0.999941 5.9E-05

EDIALYSE 5 2E-07 50 45 0.999911 8.85E-05

falling film a 4.4 5E-08 70 12.5 0.999962 3.83E-05

falling film b 4.4 5E-08 60 20 0.999975 2.45E-05

KRISTALLISATOR 4.2 3E-08 65 150 0.999826 0.000174

kristperiode 2 4.2 3E-08 50 900 0.999735 0.000265

APPENDIX C : verval van aspartaam in de tijd als functie van de temperatuur Tabel 3; Verval van aspartaam tot diketopiperazine

Temp[C] 10 20 30 40 55 68 80 90

Uitvoer van regressie:

20% verlies nadagen 387 134 51 22 5 2 1 0.15 Constante 2.943125 Standaardfout Y geschat 0.131165 . R in het kwadraat 0.988918 Aantal observaties 8 Vrijheidsgraden 6 X-coefficient(en) Standaardfout -0.03971 0.001716 20% verlies log (dagen) 2.587711 2.127105 1.70757 1.342423 0.69897 0.30103

o

-0.82391 regressie 2.546074 2.149023 1.751972 1.354921 0.759345 0.243179 -0.23328 -0.63033 2. --- ---~. ---.---o 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Temp [graden Cl

At't'bNUiX U

KINETIEK.

Wij zijn uitgegaan van de kinetiek die gebruikt wordt voor de thermolysine-gekataliseerde synthese van het

condensatie product Z-AspPheOMe uit Z-Asp en PheOMe (Nakanishi and Matsuno). Hierbij geldt dat

reactanten en product voldoen aan Michaelis-Menten kinetiek en dat het Z-Asp affiniteit vertoont voor beide kanten van de active site. De vormingssnelheid van aspartaam uit de reactanten aspartaat-zuur en

L-phenylalanine-methylester is nu te schrijven als;

d[APMJ = _ _ _

~-=-[_E..:....o]_[A_s=-~[P_'M_E)_-_k_...:...2 [_H...:...20_]_[E-.::o_][_AP_MJ_K....:.::m:::::;asJ(,~mp~m:::.../_K....:.::ma:::!::p.:::..m

_ _ dt (Kmasp

+

[As~)(Kmpme

+

[PME]

+

[As~Kmpm/ ~asp

+

_{[APMJKmasj{mpm/ Kmapm}

waarbij in deze vergelijking;

k -2 = reactiesnelheidsconstante [mol*kg-1*s-l]

k_2 = reactiesnelheidsconstante [mol*kg-I*s-I]

Kasp = dissociatieconstante van enzym-aspartaatzuur [mol*dm-3]

K_pme = dissociatieconstante van enzym-L-phenylalanine-methylester [mol*dm-3]

K _apm = dissociatieconstante van enzym-aspartaam [mol*dm-3]

Eo

=

enzymconcentratie [kg*dm-3]

[Asp] = Aspartaat concentratie [mol*dm-3]

[PME] = L-Phenylalanine-methylesterconcentratie [mol*dm-3 ]

[APM]

=

Aspartaam concentratie [mol*dm-3 ]

[H20] = water concentratie [dm3_/dm3]

Verder geldt voor de evenwichtsconstante dat;

K = [APM] syn [Asp ][PME]

Tevens geldt dat;

d[APMJ = R -d[As~ -d[PME]

Het schatten van de bovengenoemde parameters.

De bovengenoemde dissociatie-constanten zijn geschat met behulp van een fit. De curve die gefit ~ordt is weergegeven in fig 4 A, appendix E.

De gevonden parameterwaarden zijn;

K asp :=0.06·mol·dm-3 K pme : = 0.25·mol·dm-3

K apm := 0.0004·mol·dm-3

K iasp := 0.03·mol·dm-3

Aangenomen wordt dat deze parameterwaarden hetzelfde zijn indien in plaats van triglyme, diglyme en monoglyme als oplosmiddelen gebruikt worden.

De reactiesnelheidsconstanten k2 en k_2 worden aangepast aan de gekozen omstandigheden. We maken gebruik van de data van proef 2 (N° 1) uit tabel I waarbij gewerkt is met diglyme. De aspartaam-yield is nu 8.7 mM terwijl onder dezelfde omstandigheden met triglyme een

aspartaam-yield van 11.8 mM wordt gehaald (N° 2). Aangenomen wordt dat in deze beide gevallen nog geen evenwicht bereikt is en dat de verhouding van 8.7/11.8 ook geldt indien evenwicht bereikt wordt. Nu wordt de aspartaam-yield (34 mM) van proef N024 uit tabel II met deze verhouding vermenigvuldigd en volgt;

8.7·mmol

=

0.737 en voor de aspartaam-yield op basis van diglyme en monoglyme volgt; 11.8·mmol

mmo I -3

0.737·34·--= 25.058 ommol·dm en nu volgt dat K_syn = 0.31.

dm3

De reactie-condities die wij gebruiken zijn;

[ASP]o

=

0.22 mol/liter [PME]o

=

0.37 mol/liter [H_20]

=

40 volume % [monoglyme] = 60 volume % Temp

=

40° C [ZnS04]

=

0.001 mol/liter

De waarden van k2 en k-2 behorende bij deze condities worden geschat op;

k

2 :=0.057·

s-l_·kg-l_.mol

k_₂ :=0.012·s-l·kg-l.mol

Nu volgt uit formule

,_ K apm

K syn ._{-k 2}·

k_ 2·H20·K asp·K pme

met H20 :=0.4

en voor de omzetting van L-aspartaat in monoglyme en water geldt;

K pme

-k

2·Eo.(ASP).(PME 0 - ASP 0+ ASP) + k_ 2·H20.Eo.(ASP 0 - ASP).K asp·- -_{K apm} R(ASP).: = = = : = \ : : : :

-APPENDIXE

Aspartaam concentratie f(tiid)

Cenzym=1.5 gil en Temp = 40 grad é

~.---~ 30 ---"5l

1

25 1;20 --- --- ---]I 15 ---

---~---~ ~ 10 I--'----!:...~~- -o [PME]0=0.25M 5 --- ---2 3 4 5 6 7 tijd[h] 8

Figuur 4; Aspartaam productie in 60 vol% triglyme en 40 vol% water

Aspartaam concentratie f(tiid)

Cenzym=1.5 gil en Temp = 40 grad é

APPENDIXF

HET ONTWERP VAN UNIT 2, DE REACTOR

Bepaling van het type reactor en het reactor volume

Verwezen wordt voor onderstaande naar van 't Riet en Tramperi. Voor de beginconcentraties aan reactanten wordt gekozen;

ASP 0 := 0.22·mol·dm-3 PMEO :=0.37·mol·dm-3

De enzymconcentratie moet zodanig gekozen worden dat met een korte verblijftijd in de reactor en dus met een acceptabel reactorvolume, 0.02 mollIiter aspartaam gevormd wordt.

Eo :=0.1.kg.dm-3

3

H20 : = 0.4. dm

en voor de hoeveelheid water geldt;

dm3

Indien nu -l/Rapm = l/Rasp uitgezet wordt tegen de concentratie aspartaatzuur dan wordt de beste reactorconfiguratie gevonden.

K pme -_{k 2·Eo.(ASP).(PME 0 - ASP 0} + ASP) + _{k_ 2}·H20.Eo.(ASP 0 - ASP).K asp·-K

-R(ASP) := . apm

(

A S P ) (ASP 0 - ASP).K asp·K pme (K asp + ASP 0)· PME 0 - ASP 0 + ASP + - _ . K pme +

-"---"---'---'---K iasp K apm

ASP := 0.2·mol·dm-3 ,0.202·mol·dm-3 .. 0.22·mol·dm-3

40r---~1---~

-o 1

200 210' 220

ASP

Uit het diaram volgt dat een PFR de voorkeur verdient boven een CSTR en een batch-reactor daar Het gebied onder de bovenstaande curve is de verblijf tijd van de vloeistof in de PFR. De verblijf tijd in de PFR wordt nog korter daar de PFR met 65% bolletjes beladen kan worden en dit scheelt een factor vier met een CSTR.

Gezien de belading van de reactor 65% bolletjes geldt;

Eo

Eimm:=-es

We nemen aan dat vanwege de immobilisatie de reactiesnelheid 1.5 maal zo hoog wordt.

K pme

- k 2·E imm·l.S.(ASP).(PME 0 - ASP 0 + ASP) + _{k_ 2 ·H20·E imm·( ASP 0} - ASP).K

asp·-K--R p(ASP) := apm

(K ASP). PME - ASP ASP _ _ . K asp pme

(

A S P ) (ASP 0 - ASP).K ·K

asp + 0 0 0 + + pme +

~---'---'---'---K iasp K apm

In geval van desactivering moet er een vervalconstante kd gekozen worden.

Wij nemen aan dat na 3 maanden het enzym voor 60% verbruikt is en vervangen zal worden. Ter compensatie voor de desactivering wordt de reactor groter gekozen en wordt van een gemiddelde jaarproductie aan aspartaam uit gegaan.

Voor de verblijf tijd in de PFR geldt nu;

10 I "t(t) : = - _ . 1-10 I

J

ASPO ASP 0·0.9 -I dASP R p(ASP) "te O·s) = 21.248' s

Het vloeistofdebiet noodzakelijk om met een concentratie van 20 mol/m3 aspartaam, aan de

productie-eis van 5000 ton per jaar te voldoen, is;

6 d 3 -I

<1> v := 32.5 . m ·s

Voor het reactorvolume geldt dat;

<1> v·"t(O·s)

Berekening van de maximale diameter van de bolletjes waarbij interne diffusielimitatie verwaarloosd mag worden en de berekening van de drukval over de reactor.

Voor V

_o

geldt nu volgens formule;

v

°

:

= (K "p + ASP 0)' [K pme t- PME 0 t- (_A_SP_O_.· K---,p,---m_e)

1

K 1asp

Interne diffusielimitatie is verwaarloosbaar indien de benuttingsgraad gelijk aan 1 is.

Het substraat wordt vooral in het begin van de buisreactor verbruikt en er is op basis van onze kinetiek sprake van nulde orde waarbij geldt;

11 0 := I

Voor de diffusiecoefficient van aspartaatzuur nemen we;

Voor de diameter van de bolletjes geldt nu;

d P :=

(V

4

0)

2 <l> 0 ·18·0 _asp ·ASP 0 d P = 0.823 ·mm

Bij het berekenen van de drukval wordt gebruik gemaakt van de Ergun-relatie waarbij voor de viscositeit geldt; 11 I := 5.4·1O-4·Pa·s en

-3

voor de dichtheid geldt; PI := 988.13· kg·m

óP = 1.507· 105 • Pa

APPENDIXG

ONTWERP VAN DE ELECTRODIAL YSE-APPARA TUUR.

Bespreking van de theorie m.b.t. de electrodialyse

Electrodialyse is dialyse op basis van een electrisch veld. De drijvende kracht voor electrodialyse is het e\ectrisc potentiaal verschil. Kationen worden door een kation uitwisselings membraan getransporteerd en de anionen worden door een anion uitwisselings membraan getransporteerd. De kationen kunnen niet door het anion membraan en de anionen kunnen niet door het kationmembraan. De membranen staan opgesteld tussen een anode en een kathode compartiment. De anionen verplaatsen op basis van het electrische veld naar de

anode en de kationen naar de kathode. Het resultaat is dat de feedstroom gestript wordt van ionen.

De hoeveelheid stroom die nodig is kan om de reactanten concentratie in de productstroom te laten dalen tot een bepaalde waarde kan berekent worden m.b.v. ;

I

=

F

*

Q

* (

CF -

C

dil )

ç

Waarbij geldt; I F Q

= de stroomsterkte per unit [Ampere (C/s)]

= de Faraday constante [96500*C/eg]

= het vloeistofdebiet per unit [dm3_/s]

Cpmeo = beginconcentratie L-phenylalanine-methylester in de productstroom [eg/dm3 ]

C _{pmeeind -}- eindconcentratie L-phenylalanine-methylester aan de uitgang van de electrodialyse [eg/dm3]

x = het stroomverbruik ( dit is direct gerelateerd aan het aantal cellen n in de unit en de eftïcientie

van het stroomverbruik)

ç=n*ll

_s

*ll

_w

*llm

=n*(Elec.Eff·)

etas = de efficiëntie die afhankelijk is van de semipermeabiliteit van het membraan

etaw = de efficiëntie die gerelateerd is aan het water transport door het membraan

etam = de efficiëntie gerelateerd aan de lekkage van stroom door de membraan-houders

APPENDIXH

UNIT!

Het ontzouten van de reactanten natrium-L-aspartaat en phenylalanine-methylester-hydrochloride Voordat de reactanten in de reactor worden gebracht worden ze ontdaan van het natrium en de

hydrochloride groep m.b.v. electrodialyse. Daar zowel de reactanten als de zouten geladen zijn moeten ze op basis van hun molmassa gescheiden worden. O.m. v. de juiste membraan-keuze blijven de reactanten dan in de feed-stroom. Daar de pH door de aanwezigheid van de H+ ionen in de oplossing laag wordt (1-2), wordt een buffer toegevoerd in de vorm van K₂PO 4 (20 mmol) om de pH op ongeveer 6 te krijgen. De reactanten en de buffer worden opgelost in water en in een tank geroerd. Er wordt een dusdanige hoeveelheid water toegevoerd dat 0.6 mol ionen per liter water aanwezig is.

Berekening van het aantal electrodialyse-cellen en units

Het debiet aan reactorvloeistof dat door de electrodialyse units verwerkt moet worden bedraagt;

3 d 3 -I

'I> v:= . m ·s

Per cel (ruimte begrenst door 2 membranen) gaat een vloeistofdebiet van; dm3

<1> vcel := 1 · - .

mm

Het aantal cellen dat nodig is om de zout-ionen van de reactanten te scheiden is;

<1> v

n .

-<1> veel

Dit aantal moet met 2 vermenigvuldigd worden daar de tegengestelde vloeistofstroom, waar de reactanten mee afgevoerd worden terug naar de reactor, het zelfde aantal cellen nodig heeft.

Het totale aantal cellen is; n tot := 2'n n tot = 360

Gebruik wordt gemaakt van 3 units van 120 cellen. We nemen een unit van 120 cellen extra indien een van de 4 units kapot gaat of schoongemaakt moet worden.

n unit:= 120 n = 180

Berekening van de benodigde hoeveelheid energie om de reactanten van de productstroom te scheiden en de bepaling van het membraanoppervlak.

Er moet 0.6 mails aan reactanten aan de reactor toegevoerd worden. Indien deze 0.6 mol natrium-L-asp en L-phenylalanine-methylester-hydrochloride in water wordt opgelost ontstaan; 0.6 mol L-PME, 0.6 mol L-Asp, 0.6 mol Na+, 0.6 mol H+, 0.6 mol CI-ionen. Er zijn dan 1.8 mol positief geladen en 1.2 mol negatief geladen ionen aanwezig. Het debiet aan water moet 3 liter per seconde bedragen om een concentratie van 0.6 mol/liter te verkrijgen.

Er is keuze uit vele soorten membranen (Perryl, 1984, H 17-32). We willen een hoge selectiviteit en kiezen voor het kation-membraan de CL-25T en voor het anion-membraan de AV-4T. De transportnummers zijn hoger dan 0.98 en wij gaan er vanuit dat de zout-ionen volledig van de reactanten gescheiden worden. Met behulp van de formules uit appendix G volgt;

C

eg := I·mol F:=

96500·-eg De electrische efficientie wordt geschat op 0.85

ç

:=0.85·n unit

ç

=

102

C opldil := 0·mol·dm-3

C oplF :=0.6·mol·dm-3

Nu volgt voor de benodigde hoeveelheid stroom dat;

We nemen voor de stroomdichtheid;

Nu volgt voor een membraanoppervlak Am dat;

A _m'= _' I unit _.

I

en Am =L*H;

A _m = 1 494-m_. 2

Neem voor de hoogte van het membraan H:= l·m Dan volgt; Am L ,-'-- - L = 1.494-m H ; Uitgangsconcentratie ionen ; Ingangsconcentratie ionen

Het spanningsverschil over een cel paar is V cel paar := 3·volt

Voor het spanningsverschil over een unit geldt; n unit

V unit :=-_·V cel paar

2 V unit = 180 -volt Voor de totale weerstand over de unit geldt;

V unit R unit

:=--I unit

R unit =0.317-n

Voor de weerstand over een membraanoppervlak geldt;