3 : St44-STUDI ES

DEEL 3 : St44-STUDI ES

f)

N'I"")'~lll)

1~'I'III~I~N·f)XII)I~ 1~\llllll~l(

G .. QPRACH T 1987

XI

DEEL 3 (s

t

445 t

udies)

M. Bedaux

0)9550 lil!

W.B. Broeksmi

t · UOHOIWI

S.A. Broersma

. U0950 IWI

H.B.Emanuels

21327011011

D.

Havenaar

312 15511011

J

.B. Herrewiinen

U0200 ISI1

H. Y.

Hoekstra

34564011011 M.R. J.

de Lannoy

50161011011

E.B. Simon

1U010 IWI

F. Welp

n.1001W DELFT DEC 1987

LABORATORIUH VOOR APPARATEN BOUW PROCESINDUSTRIE

..Lnhcu.j:;Q;Jg~ve Hoofdstuk 1 Optimalisatie 1.1 Warmtewisseloors H5 t/m He 1 .2 Compressors 1.3 Etheenoxide obsorber 1.4 MOEA/ Kz C03 1 .5 Reactor 1.6 Destillatiesectie Hoofdstuk 2 Veiligheid 2.1 Inleiding

2.2 Met behulp van arbeids-veiligheidsrapport 2.3 De mondindex Hoofdstuk 3 : Kostprijsberekeningen 3. 1 3.1.1 3.1 .2 3.1 .3 3.2 3.2.1 3.3 3.4 3.5 Stopmethodes Zevnik Buchanan Taylor (ICI) Wilson Foctormethodes Lang

Return on investment (ROl) Present worth

Voriabele kostenbepoling

-iA OPTIMALISATIE WARMTEWISSELAARS HS, H6, H? EN H8

Zoals in fig . 1 is te zien moeten de ven de reectoren afkomstige stromen S en ? worden gekoeld tot een temperetuur van 40

oe.

Het verwarmend oppervlak (Va) dat hiervoor nodig is, is dermate groot det de

warm~ewisseleers in tweëen zijn gesplitst (H1/H2 en HS/H6). Het is dus theoretisch wel mogelijk om de warmtewisselaars HS en H6 te vervangen door slechts één arote warmtewisselaar, echter deze zou dan een lengte moeten hebben die om prektische redenen bijna nooit wordt toegepest.

Omdat de reactoren identiek zijn, zijn ook de wermtewisseleers HS en H6 gelijk aen H? en H8. HS en H6 zijn dus twee warmtewisselaars in serie die parallel staan aan H? en H8. Bij de optimalisetieberekeningen van dit hoofdstuk worden slechts de warmtewisselaars HS en H6 beschouwd.

Bij de berekeningen die tijdens de G-opdrecht-werkzeemheden zijn gedeen (zie versleg G-opdrecht 198?-II), is eangenomen det de wermtewisselears HS en H6 zijn te beschouwen als een in tweëen gè~eelde y warmtewisselear. HS wordt den gevoed met koelweter det ~;; afkomstig is van H6. Indien HS met dezelfde hoeveelheid ~ koelwater wordt gevoed dat niet ~oor H6 is

JP

~' opgewarmd, dan is het duidelijk dat het totale 'f<'~'" l.v':'1. verwarmend opperv lak van HS en H6 (VO.,+VO.,) kleiner za 1 J

lJ

zijn dan de bij het in fig. aangegeven configuratie

,,"

}

V

ti' behorende va.

0[

Aangenomen wordt, dat alleen de warmte die overgedragen wordt, bepalend is voor de variabele kosten. Voor een gegeven stroom is dit dus een constante.

De totele investering zeI efhankelijk zijn van het totale va. Bij het zoeken naar een optimalisatie-criterium moet dus gekeken worden naar het totale va (VO.,+VO.,). Bij de volgende optimalisatieberekening wordt dan ook als criterium (doelfunctie [St44]) een zo klein mogelijke va gehanteerd. Uit het bovenstaande'betoog blijkt du. dat HS met vers koelwater moet worden gevoed (zie fig 2). De warmtewisselaar HS zou dan vanwege de hoge intree-temperatuur van stroom 5 een grotere LMTD hebben dan H6, zodat deze ook kleiner zal zijn.

HS H6 IIMI 1 1 · _ 1 FIG. 2 . q . . . - - - ... - - - , I I I I - - - , I I I I I I I I I I I •• ~-"1. ,r-· ... \ , I , ... I ' I I ,'O, I, I Lj LJ' \ I. ~ L.!' ...

-

~ ... -.• : ; ",,' ... ...

"',

: .. :-' '-.. -H7 H8

FIG. 1

co.

-absorptiesec tie

lt

Processchema Reactorsectie G -opdracht 1987][

"ONTWERP ETHEEN-OXIDE FABRIEK"

1280

FI G

. 3

1270 A,+ A₂ (m~ 1260

Î

,,~

1240 1230 1220 1210 1200 40 50 Nabeschouwinien 60 bij t 2= 63

oe

en A.,+A.z= 1203,0 A,:600.S m' Al: 602.5 mL 100 ~e1 110 120

Tot nu toe werd aanienomen dat het totale VO bepalend is

voor de investerini. In de praktijk houdt men echter

vaak, afhankelijk van de corrosieve eiienschappen van de

media, een extra pijpenbundel in voorraad. In een

dergelijk ieval zal dan iestreeft moeten worden naar

ielijke afmetinien van de warmtewisselaars HS, H6, H? en H8. Men heeft dan een batterij van vier warmtewisselaars

waarvoor slechts één pijpenbundel in voorraad ie houden

hoeft te worden. Daar de hier berekende optimale VO's,

A, en A., niet zo veel verschillen, zou het uit

financieelooiPunt aantrekkelijker kunnen zijn om de

warmtewisselaars identiek te maken.

Eén van de irote verschillen met de confiiuratia zoals

die is berekend in het verslai van de G-iroep, is dat er

nu twee kear zoveel koelwater nodii is. Dit brenit weer

extra koeten met zich mee die, afhankelijk van de

locatie van de fabriek, hOOi op kunnen lopen.

Stel nu dat de aan lei van irotere pijpleidinien

ieen noemenswaardiie invloed heeft op de totale

inveeterini (fabriek op de oever van de Maae). Dan zou

alleen het extra pompvermoien nOi eniie invloed kunnen

hebben op de variabele kosten. Deze blijkt echter ieen

verschil van betekenis te vertonen. De benodiide

volumestroom van het koelwater neemt welliswaar toe,

maar het drukverlies neemt af omdat het koel~ater nu

maar door één warmtewisselaar hoeft te stroman in plaats van twee.

Verder kunnen de vooriaanda optimalisatieberekeninien

nOi worden verfijnt door de ierinie condensatie die in

In de bij lage is een aantal formules afgeleid die voor de optmalisering nodig zijn.

Toepassing van formule (6) (zie bijlage) =>

t₂= (1·GzlxT,. ((iR lx t3

1 - R

t,= (1-C,lxT,.(C,-R)xt2

1 -R

Voor elke waarde voor te kan

voor A,+AR . Met de definitie

bijlage is gegeven, kunnen

geschreven worden als:

II

men nu een waarde vinden

voor

e,

zoals die in de

de formules I en II ook

A,=lnUl(1-~!,:,rl.R.tz)_

._

_ ______ . _______ ---111 U ( 1/Z -1/8 1 ' " In (t,( 1-Rl -1j. R. t~ .. ln(t11-Rl:1j+R . t3) A+A - \' t2 T, t) T, , _ _ .

,

v

." r U(1/Z -1/8) . I

e

21 1 -R ) - T,. R, t₃₎ / ' A = n f3-T, - - - _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ . _ _ _ -IV 2 U I1/Z -1Iel

Geaevens warme medium (stroom 5) <c.>= 21?S J/kg.K massastroom =89.3 kg/s t, =121

oe

t 3 -40

oe

Geaevens koelwater: <c.>- 4180 J/kg.K massastroom -198.1? kg/s warmtewisselaars gelijk). T, ~2S

oe

Overige aeaevens: (voor beide

U -32? W/m-.K (betrokken op de buitendiameter van

de pijpen)

De waarden voor U en <cp> worden over beide

warmtewisselaars constant gedacht.

Met bovenstaande gegevens kan nu voor elke waarde

voor tR het totale VO berekend worden. Formule V leent

zich uitstekend voor programmering in d. gangbare

handrekenmachines, zodat fig 3 nu eenvoudig kan worden

I\..bcx--

olL

jr.

?i~

A

OCt'\otogV,(ln

'WO.(VVI02w,·SS1~r

'\JO{tH YllA

Û~

OAr'li-ec.L

~vvfa.s a..f~iof. ~

~('YV\.vJ.u ~~"" n.oot(~

,g~

oJa.

O(Jt-i r-c..l('~~&f"~kenirtOf''t1.

+i~.A.

_t,

~~~

:~;1

_~m:

TEMP.

r-

t₂

i

2 T, T₂ T,

I~

l

j

'

~.: ~ ~_~\t.\t ~ ~ ~ ~~ (k04i~G\.vr) .

'2. "

.\ I'V~ ~ ~~ t'Y\AOIt .... ""'.

Q::

dil

~~~ c

u.A.

LMTO

-& Z (

t, -t1.)

. . .. .

Ó)

a

S

(~-1";)

c:i

eX()

C

U.A.{2-liJ}

lY\

c .

lA

A

(i -

i)·

'4t- -

~

,

."

., .. ,.

(1)

~

_

T~ -

TI ....

(l)

t,

-~

lMiO

T1.

4.

lmo

:: (

~t-~)

-

(T ...

-T.)

(~I-'() - (ta.. - -r;)

"" (t. -

T1. ) f:",·T, t, -Tl. . " . ~

c=

~~ ~ -ij

. .

. -

.

. (4)

- _. é;)

(4~ ~

C,

=

c.

t't, -

C.

.T. 't Tl.. ~

-ç -:.

Ti

+ 'R (tl -

t\)

~

( .. )

~

t ••

Ca-C).T, +(C.-~).t:.,. . . . _. _ _ _ _ _ _ _ (') I-~

"

1 OPTIMALISATI~ ~DMPRESSOA

.

..

Zoals al in het verslag van de G-groep 1987-11 is vermeld, zijn er drie compressieconfiiur~ties

onderzocht. Deze compressieconfigureties (I ~/m 111) zullen in dit hoofdstuk hetzelfde worden genummerd els in het versl~i.

Compressieconfiguretie I I I is uitvoerbaar gebleken en z~l bij optimalisatiebeschouwingen n~tuurlijk

gelaten worden. Er wordt dus elleen configuraties I en 11. de technisch niet nu volgende ook achterwege gekeken neer de In het versl~g is ~l eengegeven weerom configuretie I gekozen is als meest w~~rschijnlijke configur~tie. Dit was echter geen definitieve keuze. Er zijn immers geen argumenten genoemd waaruit afdoende kon blijken dat de overige configureties uitgesloten zijn. Toch is er een keuze geme~kt. Voor de verdere berekeningen ven het proces w~s een keuze immers noodz~kelijk. L~ter z~l

blijken d~t er in dit hoofdstuk ook geen definitieve keuze ged~en wordt.

De compressoren C1 en C2 zijn identiek. Eniga verschil in investeringskosten zou alleen opgemerkt kunnen worden bij de vergelijking v~n C3 met de smoorklep v~n

configuretie I. Hierin wint configuratie I het van configuretie 11. Een uitgebreide kostencalculatie, zo~l9

in het verslag is geïnsinueerd, is voor een dergelijke conclusie niet nodig. Het zijn dan ook de variabele kosten die enigszins nog voor verdere calculatie in

a~nmerking komen. BENODIGDE ENERGIE:

Configuratie I

De compressor C1 vergt met een tot~le rendement van 70% een vermogen van 7.6*10& [W].

Configuratie II Benodigde energie Benodigde energie Totaal: C2 - 6.9*108 _[W] C3 - 0.5*108 _[W) 7.4*108 _{(W] (?O% rend.)}

Het versohil in benodigde energie bedraagt 200*103 _(W).

Indie~ VQO~ 1 [kWh] een prijs van 0.12 gulden gerekend mag worde",· . dan komt dit verschil overeen met ongeveer f192.00a;- per jaa~.

Het investeringsvoordeel van configuratie I is niet in geld uitgedrukt. Afhankelijk van het verschil in investeringskosten tussen de beide configuratie. kan een keuze worden gemaakt.

Uit zuivere kostenoverwegingen kan vrij eenvoudig een keuze worden gemaakt tussen de twee configuratie. (zie

REACTOREN

FIG. 6.5.3.1

I I- - - -1--_---. COMPRESSIE I EO absorblr vent

ABSOLUTE DRUKKEN REACTORSECTI ~ ST ROOMNUHMER

D

DRUK (~) abs. vereenvoudigde blokschema

FIG 6.5.3.2

COMPRESSIE-CONFIGURATIE I naar C -abscrbtr

15 waaierkransen

~ STROOMNUMHER

FIG. 6.5.3.3.

COMPRESSIE -CONFIGURATIE 11

FIG.

6.5.3.4.--COMPRESSIE-CONFIGURATIE 111 van CO~-absorber n~r C Ca: ibsorber

o

STROOHNUMHER

o

DRUK I blIr I abs.

) - -_ _ _ _ Vin

COs-lIbsorblf

) - -.... IIMr C<\-sectie

o

STROOHNUH"ER

dictaat Bt44). In de praktijk zijn er echter andere invloedsfactoren. Zo zou bijvoorbeeld de

vestigings-ploots van de fabriek ook van invloed kunnen zijn op de

uiteindelijke keuze. Indien bijvoorbeeld de

onderhoudswerkzaamheden zoveel mogelijk moeten worden beperkt, dan biedt de toepassing van een smoorklep weer extra v09rdelen. Dit zou bijvoorbeeld het geval kunnen zijn in 2ebieden (bijv. in ontwikkelin2s1anden), waar weinii personeel en/of expertise voorhanden is (hier 2elden dan andere kWh-prijzen).

~.3 ETHEENOXIDE ABSORBER

In het voorontwerp van de EO-fabriek is er impliciet

van uitgegaan dat een schotelkolom voor de EO-absorptie het

beste alternatief is. Hier wordt bekeken of een kolom met

losgestortte pakking een goed alternatief zou kunnen zijn.

Een kolom met Sulzerpakking is ook bekeken, maar er zijn

geen gegevens bekend van kolommen onder hoge druk.

In principe worden eerst de dimensies van de gepakte

kolom bepaald, vervolgens de totale drukval, en als laatste

de kostprijs van de kolommen.

Nu bleek dat de diameter van de gepakte kolom buiten

het interval lag die de kostenberekeningsmethoden aangaven.

Het was derhalve niet mogelijk een kostenvergelijking te

maken.

In onderstaande tabel staat de dimensionering van beide

kolommen aangegeven, met de voor beide kolommen

karakteristieke parameters. Voor berekening zie bijlagen.

SCHOTELKOLOM GEPAKTE KOLOM Oiameter Schotelafstand Hold up Orukval schotel 4.52 m O.? m 0.035? m 0.0064 bar 0.22 0.30 Rendement Ep Rendement Murphree Aantal schotels 33 Kolomhoogte Totale Drukval Pakking 2" Diameter Hold up HTUa • HETP Hoogte kolom Totale Drukval 25.1 m

o .

21 bar Pall ringen 4.91 m 0.0236 m 0.81 m 0.58 m 1? . 15 m 0.03.6 bar

Het 'blijkt dat de diameters elkaar niet veel omtlopen.

Alleen de hoogte blijkt aanzienlijk te schelen. Als

benadering atellen we dat de kosten van de kolommen elkaar

niet ve.l zullen ontlopen; Oe extra hoogte van de

scho~elkolom compenseert de meerkosten van de gepakte kolom.

Het verachil in drukval is ook groot (0.21 bar en 0.036

bar) . Een schatting van de besparing op het

kompressorvermogen is: P (schotels) - V P (kolom) - V BESPARING p p -10 0.21 -10" - 210 kW. 10 0.036 10" - 36 kW. 1?4 kW. Op jaarbasis betekent dit een besparing van

8000 (uur) x f 0.12 (kWh) x 1?4 kW. - f 16?000

Naar alle waarschijnlijkhèid kan men dus stellen dat een

) - 1

!-v' UA...<../~

- - _ L ~

'.~ ', ,v .'-'" V l . '-I-~I..-'o.A..-. j

\

'

' , ! , /

-""f

=!

If:

JiL

~

/

;)/.

h{~I;()Oy.A.,

fd4

:

I/i

=

Iq

IJ

-+

~A

fit

+;1

~

j

ij :-

2,/ti

d?aat

-3

..4Pdraxj

=

11

-l,61~

J :

I.

i/

ut

l

J

~

et<-

hl

$

Mt

140

0j

e

CJ,a2J6'

tu.

t?

=

auu

.

o/~. ~

~

h6aIt

ttudval;u~'

dfll{

s

tro

lk/

....

~

~It. ~

.UQ.~~.

~

Ittttor

/I(Tk~

,

ó,H

U

fratu

bil-

fit iiztJ

J

;~«<û -~.9

,

ff'rutkJf.

~

kt-á

1

~

ÓlfTtt:'

~~'1-C'

dl..

f1!f(áfica(kuJ,Á

.~

0/'-

reJ,J

u..d'

~.w...

'c.;,fc·

,

1

_lluddY

atI.tkt)

=

q/J;.IO-~ ~h

Itta e.JJ-..

q

2f'

jO'.J

uI

4

J

i .

ti!'

t~)

:

~t~l

,i

6

klu;;

=-

1.059

.

~

1/T1totj.,

~ó)II«·

LJ

~

g

flap

=' '

J=i '

ItT~lIf

=

tJ,5~~

.

l)cu

at

ftu;~

U1ft

rit-

~fM7idÇ ~

.

,

./J

10

(~ch,

~1eA)

f"lu. 1..

B-

₂₃ - -- .-

--

--

-

-,

22 : 9 6 12 15 17 11 20 21 FIG. 2 202 209 208 ~-..., 207 210 201 211 219 212 213 218 217

-I.y MOEA/K2C03 INLEIDING

Bij het voorontwerp van de EO-fabriek is het Ke C03-proces

gebruikt bij de COe-absorptie. Deze keuze was met name

iebaseerd op het feit dat van de endere reëele mOielijkheden de ieaevens te summier waren om een verentwoordde berekenina te kunnen doen.

Hierna volgt een berekenina van het MOEA-proces

(Methyldiethenolemine) ,een de hend ven een Cenedees petent.

Deze berekenina heeft els doel een veraelijkina te meken

tussen CO z ebsorptie door KZC03 en door MDEA.

VOORDELEN MOEA-PROCESS

Het belangrijkste voordeel ven de. fysische

ebsorptieprocessen ten opzichte ven de chemische is det de

oplossing aereaenereerd ken worden door de oplossing te

flashen in plaats van de oplossing te strippen met stoom.

Regeneretie door fleshen resulteert in hoae

energie-besperinaen.

Een nedeel ven de fysische ebsorptieprocessen is dat de

oplossing veel ven de koolwaterstoffen die in de gasstroom

voorkomen absorbeert.

Een ideaal proces zou zijn een proces det weinig

koolweterstoffen ebsorbeert en weinig energie verbruikt.

De aeschetste. voordelen blijken gevonden te worden in

een 2.5 tot 4.5 molair oplossing van Methyldiethanolamine

(MDEA) in weter. Doordat de temperaturen in de bodem van de

ebsorber vrij hoog genomen worden (tussen ?O en 110°C),

hoeft er weinig warmte tussen de absorber en de stripper

uitgewisseld te worden. Hoge eindzuiverheden kunnen worden

bereikt met een lage ciculatiegread en weinia

energieverbruik.

En~.ltr.p.-u1tvo.rlnl (f11.1).

Een schtitelkolom wordt gevoed met MDEA-oplossing van

on&." • .-r ?0-90 °c. Het te reinigen gas wordt onderin

tO.I~~o.rá. Op de bodem is deze temperatuur opgelopen tot

on • • " ... r- f10 °C. Oe oplossing wordt vervolgens geëxpandeerd

in

-

.en

turbine of _{een flashvat , waarna de resterende CO z}

verwi~ct.rd wordt door direkte of indirekte verwarming. De

oplossing toegevoerd aan de desorptiekolom kan vervolgens

verwarmd worden door de bodemstroom van de desorber in een

tegenstroomwarmtewisselaar. Over het alaemeen zal dit echter

niet nodia zijn in verband met de hoge bodemtemperaturen in

de absorber. De oplossing wordt vervolaens gekoeld tot de

juiste (absorber)toptemperatuur. Tweetraps-uitvoering (fig.2).

Deze is bijna identiek aan de enkeltraps met dien verstande

det een gedeelte ven de oplossina op een lagere

temperatuur aan de top ven de absorber wordt toegevoerd,

terwijl de rest op een hogere temperatuur ergens in het

midden van de absorptiekolom wordt toegevoerd. Het

CO

2

solution isotherms

IQ

1I

70 ...,j

I

IQ ... ~~

~

/

1 r--

~r ....

v-

i/

lICl

'''V

_/

S ... MPI' ~ _oU

f

40

~MDfA'iI'

L/'

30 ~

ff

'1

j 'UIA .. , 1IIIIIf • • 'C. _ 20

,

V

tMDIA 4.1 ... 10 'C. '~"""~'C. 10

~"

_,-.

_.

0 2 4

•

•

10 12 14 .,'

co. ...

aal .. '

.

.

.

(

i

J ; " 1 _,

I

, ....,

!

_.u --~--,.·_---...;.~---, .... t- -.".., _{""' .}

hogere eindzuiver heid van de gasstroom kan bereikt worden. De hoofdstroom uit de ~bsorber wordt in twee tr~ppen

gefl~sht. Het grootste gedeelte wordt d~n direct in het midden von de obsorptiekolom teruggevoerd. Oe rest von deze stroom wordt opgew~rmd door middel von een feed/produkt warmtewisselaar van de desorptiekolom en vervolaens aestript met laie druk stoom. Na koeling wordt deze (kleine) stroom bovenin de top van de absorber weer toeaevoerd. De gasstroom von de 1- flashtrap wordt afaevoerd als hoae druk flashgas, de gosstroom van de 2- floshtrop, welke gestript is door het stripaas dat bij het strippen vrij komt, wordt gecondenseerd en afgevoerd.

De enkeltrops- uitvoering werkt bij drukken van 20 tot 100 atmosfeer, van 1000 tot 2000 ppm CO z in de uitgangsstroom. De tweetraps-uitvoering komt tot 100 è 200 _{ppm CO z} in de uitgaande gasstroom. Beladingsgroad tussen de 10 en 65 Nm3

CO z per m3 _{oplossing is mogelijk (fig.3) . Het}

energieverbruik van het eentrapsproces ligt ongeveer in de orde van 300-800 kca 11 Nm3 _{CO z • he t geen laag is,. maar daar}

stoot don wel een groot pompvermogen (tussen d~ 1 en de 2 MW) tegenover.

COz-ABSORPTIE EO-FABRIEK.

Doelstelling is de absorptie van 48 mol/s (2. 12 kg/sJ CO. gas uit een gasstroom van ongeveer 500 mol/s, totoaldruk is 20.5 bar. De uitgaande gasstroom bevat bij het Kz C03-proces nog ongeveer 0.6 % CO z . Het MoEA-proces reduceert de CO. goshoeveelheid tot ongeveer 0.01 %.

Kosten installatie. Met behulp van figuur 3 is de omloop te bepalen. Oe partiaaldruk van CO. is 2.12 bar. Oe hoeveelheid te verwijderen CO z is 1.09 Nm3 _{/s. In de stripper}

is de totaaldruk verlaagd tot 1.1 bar. Daar wordt bij een temperatuur van 100

oe

de partiaaldruk van de CO. ongeveer 0.1 bar. Bij deze partiaaldrukken horen de volgende beladingsgraden:

p - 2.12 bar; p - O. 1 bar:

bel.gr.- 42 Nm3 _CO./m3

bel.gr.- 15 Nm3 _{CO z /m}3

HOEVEELHEID OPLOSSING 4.5 MOL.MDEA - 41 lis Het endere proces heeft een vloeistofomloop ven 54 lis.

Energiekosten. Het Kz C03-proces gebruikt ongeveer 12 MW

oon energie. Met dien verstande dot er geen promotors toegevoegd zijn die het energieverbruik terug kunnen dringen met ongeveer 3 0 " [2]. Het MDEA-proces gebruikt volgens het patent 1.4 - 3.? MW. (eclusief pomp vermogen) .

Dit wat betreft het potent (19?0). Een recenter artikel [3] geeft aan dot het mogelijk moet zijn om onder hoge druk

(20-100 atm) de CO z concentratie terug te brengen tot 3 %,

zonder extra wermte toe te voeren. Wel is een groot pompvermogen vereist van 1-2 MW.

In een telefoongesprek vertelde de heer Gerhoff van BASF dat hedentendage het totale energieverbruik voor onze plant 3.3? MW zou bedraaen.

1.5 Reactoroptimalisatie A. Algemeen

Het doel van het gehouden onderzoek was de optimalisatie van de reaktor met betrekking tot de omvang van de gebruikte reaktoren en de configuratie ten opzichte van die bij het reaktorontwerp is vastgesteld.

Hierbij werd gestreefd naar minimale afmetingen van de reaktor bij een zelfde produktiecapaciteit en een zoveel als mogelijk gelijke selectiviteit ten opzichte van die waarop het ontwerp is gebaseerd.

Wel is uitgegaan van dezelfde criteria die voor het bovengenoemde ontwerp ook zijn gebruikt. Deze worden hieronder nog eens genoemd.

B. Uitgangspunten

De uitgangspunten voor het ontwerp -produktie EO 120.000 ton per jaar

-selectiviteit ca. 80_ (etheen)

-reaktiemechanisme lste orde in zuurstof en temperatuurafhankelijk ( zie 6.2.1.1)

-zelfde gassemenstelling als in het ontwerp -watergekoelde buisreaktor

De criteria voor de procesvoering:

-het percentage EO in uitgaande gasstroom moet 1.5 bedragen. (literatuur 1-2_)

-korte verblijf tijd gas in de reaktor met een kleine verb1ijfteidsspreiding

-zo laag mogelijke drukval over de reaktor

-reaktor fungeert als warmtewisselaar, temperatuur ingaand gas 443 K

c.

Procesvariabelen:

n_.~~.· ~ bovengenoemde criteria zijn er de volgende

~~. O. tot een ontwerp te komen. Voor de meeste · gelc!t evenwel ook een criterium.

~_~tordeeltje

tot de vorm van het deeltje is al eerder ld dat met betrekking tot de drukval over de reaktor holle cy1inders de beste resultaten geven.Deze hebben tevens het voordeel dat er vrij veel over bekend is wegens de analogie met Raschig ringen.

De grootte van het deeltje is gekoppeld aan de grootte van buisdiameter. Voor de EO-produktie worden waarden van 4-10 mm gerapporteerd.

-buisdiameter

buisdiameters geeft de literatuur waarden op tussen 20

en 50 mmo

-gassnelheid

Deze dient vrij hoog te liggen wegens het streven naar

een korte verblijf tijd van enkele seconden van het gas

in de reaktor. De stroming van het gas is dan ook

turbulent, wat een vereiste is voor de warmte

overdracht. -buis lengte

De in de industrie gebruikte buislengten voor het

behalen van voldoende omzetting liggen globaal tussen 9

en 14 m. Voor een reaktor ontwerp wordt 20 m evenwel nog

aanvaardbaar geacht. -temperatuur

Zowel de mate van omzetting (conversie) als de

selectiviteit van de omzetting zijn in noge mate

afhankelijk van de temperatuur waarbij de reaktie plaats

vindt. Deze temperatuur wordt geregeld met een

koelmedium dat een temperatuur Tc heette Zoals al eerder

gesteld moet het medium tevens voor de 'opwarming van het

reaktiegas zorgen.

In het onderstaande worden enkele grootheden besproken.

die doorwerken in de balans.vergelijkingen van het

rekenmodel voor reaktorsimulatie, en die van groot

belang zijn bij het optimaliseren.

-fractie vrije ruimte

De fractie lege ruimte in de buis wordt bepaald door de

deeltjes vorm en grootte en de buisdiameter. De

verhouding tussen het deeltje en de buisdiameter moet

voldoende verschillen aangezien anders sprake is van een

slechte pakking. Deze grootheid is van belang voor de

drukval en de warmte overdracht.

-de drukval ,

Oe drukval over het gepakte bed wordt beinvloedt door:

- de deeltjesvorm en grootte - de buisdiameter

- de fractie vrije ruimte in het gepakte bed - de gassnelheid

-de warmteoverdrachts coefficiënt

Voor de overdracht van warmte tus'sen het gas in de buis

en het koelmedium wordt de warmte overdrachtscoetficient

tussen het gas en de buiswand als de snelheid. bepalende

stap in dit proces gehanteerd.Oeze wordt beinvloedt door

dezeltde factoren als de drukval. Uiteraard is bij de

optimalisatie uitgegaan van hetzelfde

katalysatordragermateriaal. -katalysatoroppervlak

De grootte van het beschikbare katalysator oppervlak

wordt beinvloedt door de vorm en de grootte van het

deeltje, evenals door de buisdiameter. Aangezien de

katalysator is opgebouwd uit laagporeus materiaal (

industrieëel 0.1-1 m2 _{/g) is dit uitwendig oppervlak}

heel belangrijk.

c.

Bespreking procesvariabelen

In het onderstaande zullen de variabelen nogmaals worden

besproken, maar nu met hun effect op de bovengenoemde

grootheden.

-katalysator deeltje

Het effect van het katalysatordeeltje kan eenvoudig

worden afgelezen uit de Ergun-relatie. Grote ~eeltjes

geven een lage drukval. De deeltjesgrootte werkt

kwardratisch door. De deeltjesgrootte beinvloedt ook de fractie vrije ruimte. Ook deze werkt door in de Ergun-relatie en wel tot de 3e macht. Algemeen geldt dat een groot deeltje een hoge fractie vrije ruimte en een lage

drukval geeft. Het deeltje beinvloedt de warmte

overdracht in een veel geringere mate. Wel is de

deeltjesgrootte van groot belang op het per eenheid

reactorvolume beschikbare hoeveelheid katalysator

oppervlak. Dit oppervlak is evenredig met de omzetting,

die bovendien nog extra versterkt wordt door het

temperatuureffect op de omzetting. Met de

deeltjesgrootte geldt het omgekeerde in vergelijking met

de drukval: kleine deeltjes zorgen voor een groot

beschikbaar oppervlak. Deze factoren werken elkaar

tegen, zodat een compromis gesloten zal moeten worden. -buisdiameter.

Het effect van de buisdiameter op de fractie vrije

rui_ta ia hierboven al even genoemd. Ben kleiner

wordende buisdiameter zorgt voor een grotere fractie

vrijw~ ruimt. en een lager beschikbaar katalysator

o~~iak. Daarnaast speelt de buisdiameter een rol in

d.~.~teoverdrachtscoefficiënt en in de drukval.

O_"

;· .

•

ttecten zijn niet erg groot, en ook niet sterk te

b.iiaV1oeden. Wel is belang~ijk dat een kleinere

buisdiameter zorgt voor groter warmtewisselend

oppervlak. Hoewel een kleinere buisdiameter

drukvalverhogend werkt, wordt dit effect meestal weer te

niet gedaan door de ook groter wordende fractie vrije

ruimte die tot de 3e macht doorwerkt. -de buislengte

De drukval is evenals de verblijf tijd evenredig met de

buislengte. Voor een goed isotherm proces te komen is

enige lengte wel vereist om de vereiste produktie te

halen.

De gassnelheid werkt kwardratisch door in de Ergun relatie, en wordt al heel snel beperkend, wanneer voldaan moet worden aan de eis van een korte verblijf tijd. Een hogere gassnelheid zorgt wel voor een betere temperatuurbeheersing, wegens een verhoging van de warmteoverdrachtscoefficiënt en een grotere gasstroom. De conversie wordt evenwel relatief lager door de toenemende verdunning.

-temperatuur

De temperatuur van het gas is maatgevend voor de te behalen selektiviteit. Het temperatuurverloop dient zo vlak mogelijk te zijn na de opwarmfase van het relatief koude gas. Maxima in dit verloop werken sterk door op de selektiviteit, wegens het zelfversterkende effect van de temperatuurverhoging. Evenwel dient de opwarmfase snel te worden doorlopen, aangezien anders een groot deel van de reaktorbuis ineffectief wordt gebruikt als de reaktie te traag op gang komt. Hierbij spelen de temperatuur van het koelmedium en de warmteoverdrachtscoefficiënt een belangrijke rol. Voor een goede temperatuurbeheersing is een hoge waarde van de laatstgenoemde gewenst.

D. Alternatieven

Uitgaande van het bestaande ontwerp en de andere gegevens kan een richting worden aangegeven waarin een succesvolle optimalisatie kan worden verwacht met betrekking tot een minimalisering van het reaktorvolume. Het ontwerp is gebaleerd op een reaktor bestaande uit 4600 pijpen van 50mm diameter en 20 m lengte verdeeld over 2 reaktoren, elk met een diameter van 3.46 m. De pijpen zijn gevuld met 9 mm cyliners en het specifiek oppervlak. per hoevleelheid buisvolume bedraagt 518

ma/~~ Deze configuratie behaalt een selektiviteit van

8.a~., bij een Tc van 485 K. De gastemperatuur blijft ev . . ,oOder de 498 K, de gassenelheid bedraagt 1.64 mIs

(a~t:lcieelt.

',--:-.'; Vbo~ het bepalen van alternatieven kan eenvoudig

ui~ h.~ bovenstaande worden af~eleid dat een verkleining van het reaktorvolume kan worden bereikt door het verhogen van het katalysator oppervlak per hoeveelheid reaktorvolume. Dit kan worden bereikt door met kleinere deeltjes te werken. Hierbij neemt echter de drukval toe.

Voor de optimalisatie is veel gekeken naar buizen met 7.5 mm cylinders. Hoewel deze al eerder besproken zijn bij de reaktorberekening, is voornamelijk hiermee verder gewerkt. Gekeken is naar 50 en 35 mm buizen. Voor beide bedragen de specifieke oppervlakken 638 en 596 ma /m3 _{respectivelijk. De warmte overdrachtscoefficienten}

verschillen marginaal, ook ten opzicht van het bovengenoemde omtwerp (resp 312, 293, 296 W/m3 _{K). Voor}

de drukval, reaktorlengten en selectiviteiten geldt: 9mm cyl 50mm 7.5 mm cyl 50 mm 7.5 mm cyl 35 mm

9mm cyl 50mm 7.5 mm cyl 50 mm 7.5 mm cyl 35 mm lengte (m) 20 15.5 12 drukval (bar) 2.12 2.55 1.65 select. % 80.4 79.7 79.4 aantal pijpen 4600 4600 9400

Het bleek echter niet mogelijk om hogere selektiviteiten

te behalen, dan hierboven gerapport~erd. Hieronder zal

daarop worden ingegaan. E. Bespreking

1.Temperatuur

Met betrekking tot de hierboven weergegeven

alternatieven kan het volgende worden opgemerkt.

Aangezien het specifieke oppervlak voor de beide laatste

alternatieven hoger ligt, betekent dit ook een hogere

warmteproduktie per eenheid reaktorvolume. Hierdoor gaat

het exponentiele gedrag van de kinetiek een rol spelen

waardoor het temperatuurmaximum hoger wordt. Dit

resulteert in een lagere selektiviteit. Oe reaktor

waarop het ontwerp is gebaseerd is weliswaar groter,

maar kan hierdoor veel beter isotherm worden bedreven.

Wanneer de beide alternatieven met 7.5 mm deeltjes

onderling worden vergeleken, valt op dat beide wel

korter zijn, maar de laatste erg veel pijpen telt.

Het effect van de verandering van de selektiviteit op

de optimalisatie is hieronder besproken. 2.Kosten

Aangezien het eerste alternatief een selectiviteit heeft

die 0.5 , lager is dan die van het ontwerp is gekeken

welke kosten dit met zich mee brengt.

Voor de genoemde selektiviteitsvelaging is per jaar

597.343 ton aan etheen extra nodig, die wordt omgezet

naar CO. en water. Dit betekent f 567.477,--. Analoog

geldt voor zuurstof: 2.860,114 ton, f 200.200,--.

Bij de omzetting komt per jaar 2.82 107 _{HJ vrij. Het}

verwijderen van de extra gevormde CO. kost echter

1.03 107 _{MJ, terwijl ook de apparatuur groter is,}

evenals; de gasstromen, zodat ook extra verliezen aan gas

door oplossen in vloeistoffen, en aan spuigas optreden.

Oe kosten voor het benodigde extra compressie vermogen

nemen voor dit alternatief niet alleen toe door

de toegenomen volume hoeveelheden, maar ook door de voor dit alternatief toegenomen drukval.

3.Conclusie

Concluderend kan worden gesteld dat selektiviteit en

drukval zeer belangrijke · parameters zijn voor een

rendabel procesontwerp. De eerste is in hoge mate

afhankelijk van de gebruikte kinetiek. De gebruikte

kinetiek/katalysator is niet bijzonder reaktief te

noemen en er moet moeite worden gedaan om een

selectiviteit van 80 % te halen. Verder is de drukval

over de reaktor belangrijk, aangezien dit een continue

energieverbruikend proces is. Verder nemen de

proceskosten bij een daling van de selektiviteit zeer

toe.

Hoewel bij het optimalisatie onderzoek alleen maar

naar de temperatuur is gekeken, worden in de

industrieele procesvoering nog tal van andere zaken

zoals Cl-inhibitie en katalysatorveroudering meegenomen.

De procescondities worden daar voornamelijk

bepaald aan de hand van Pilot-plant installati~s, waar

de nieuwe katalysatoren worden getest. Aan de hand van

bovenstaande zal het effect van de nieuwe generatie

katalysatoren met selektiviteiten hoger dan 86 %

[IJ

1Uu'lt-d

f/aifA

'/b.kJ

3,

6.u,

26=1

(!r;11J)

[ó]

?d

.,J

fCU

~

'r

,

k-

&ufrt

(J~iV$ ~

~

;M

f·

/frJJ

LLtJ

f~ ~'cah4.

~tiMufJr/

aad

Mt

/fti~

Hoofdstuk 1.6 Destillatiesectie

_ _ _ ~ __ '~ _ _ M _' M __ _ ' ___ _ _ _ ' _ __ __ " __ ' _ _ __ ' _ _ _ _ _ ' _ _ " ' _ _ __ _ • • _ __ ___ _

Voor schema 1 zijn dit de kolommen T5 en Tb.

Voor T5 geldt: L~

=

2816,8 maIls en GH

=

520,5 mol/s

I/OOY- T6:

topsectie: Lt

=

4,09 . R

=

4,09 . <18>

=

397,9 molls Hierbij is R de refluxstroem (18).

bodemsectie: Lb

=

364,5 mol/s (stroom 14)

Voor het doorrekenen van de kolom wordt gewe~kt met de damp- en vloeistofstromen van EO en water .

. Voor de samengevoegde kolom geldt:

t OpSf::c 1: ie: Lt

=

R

=

397,9 maIls

Gt - 553,03 melis (zie stroomtabel)

bodemsectie: Lb

=

L. + R

=

2816,8 + 397,9

=

3214,7 molls Gb

=

Gt - 553,03 molls

De tempey-at.uur op de voedings- en topschotel is resp. 128 en 4:3

OCR De gemiddelde soortelijke massa rhog op de voedingsschotel is

met behulp van de gaswet 2,05 kg/m3 _{en op de topschotel 5,87 kg I}

m3

• H.u.v. rho_{Q • Q _} m • =4,23 kg/m3 (topsectie)

Voor de vloeistof geldt: rho 1 ::::: (832,:L + 10(0) 12

=

916 kg/m-:!.'n Hierbij zijn de soortelijke massa 's van de vloeistof op de voedings- en topschotel resp. 996 en 832,1 kg/m3 _•

Voor de topsectie geldt dan:

flowparameter 0t - (Lt/Gt)/(rhog/rho~)o.~

=

0,0592

( 1 it.. C 1.] ) .

lambda~.~4~

=

0,092; bij 70 % flooding geldt: lambda.

=

0,0644

UQ . "

=

lambdaM /(rhog/rho~)o.~

=

0,94 m / s.

De concentratie van de damp op de voedingsschotel is ongeveer 0,3 en de top 0,9992 (EO). Het gemiddeld

molecuulgewicht op de voedingsschotel is dan 0,3 .44,05

+ 0,7.18

=

26; gem mol. gew. topsectie

=

35 Gt

=

(553,03.35)/(1000.4,23)

=

4,56 m3 / s.

Oppervlak A

=

4,56/0,94 - 4,85 m2 _Dk

=

_{2,48 m}

Voor de bodemsectie geldt:

Lb

=

3214,7 molls en Gb

=

553,03 maIls. De

soort.elijke massa van de damp op de voedings- en

bodemschotel is resp.2,05 en 1,86 kg / m3 _{en gemiddeld}

over de bodemsectie is dat 1,95 kg / m3 _•

0b

=

(L2/G2)/(rhoQ/rho1)o.~

=

0,268; lambda_. __ ~

=

0,07

bij 70 % flooding: lambda.

=

0,049 en Ug . _

=

1,06 mis . H.u.v. A - 4,18m2 _{en Dk}

=

_{2,30 ffi. We nemen voor de hele} kolom: Dk

=

2,50 m. Aant~:;d schotel s: t.OpSE~ct ie: 0,6252 bar de zuiverf.? de top van ~t

=

P.O /Ph20 ; P_~

=

10,27 bar en Ph~o =

(lit.C2]); hierbij is P de dampspanning van component bij een gemiddelde temperatuur in 86,5 D _{C; h.Lt.v.}

bodems8ctie: gem. t emp. T_{9 _ _}

=

(138 +128) /2

=

133 oC

P_~ = 26,94 ba~ en Ph2a

=

2 ,95 ba~; ~b

=

9,13.

Verder geldt: X~

=

0,3 Xd

=

0,99929 Xb

=

0,0001174. Met een

refluxverhouding van 4,09 wordt het aantal schotels in de top en bodem m.b.v. de Smokervergelijkingen uit lit.[2] resp. 4 en

~:j. (theo~etisch). Bij ('en ~5c:hotell~endement van 0,80 is het totalf:.~

aantal gelijk aan 12. Wë.1r-iiltebal e:lns

010<.:> ... ::=: C) ... ~

Ot~_ - Q~ + Or_~ + OF_h' Hierbij is O. de enthalpie van de voeding (lit.[2]) ,Q. de enthalpie van het destillaat en Or_b van de reboiler. Het nulpunt van enthalpie is bij

°

oC genomen.

~ioeding:

EO: delta H - 6748,5 .l/mol h."2o: del ta H

-

~:.o 16,8 .l/mol qlycol : delta H .- G~)OO J / mol dpsti llaat.: delta H -- 678~.!. J/mol Qt~_ = 13,5088 MW + OF_b

OM~

=

Qc=nd + Ob (war·mteafvoer met de bodemstroöm)

De enthalpie van water en glycol bij 138°C is 10445 en 24423

.l/mol. H.u.v Qb

=

(2296,11 + 364,299).10445 + 192 .24423 = 32,48

MW. In de condensor is de verdampingswarmt~ r_~

=

23357 .l/mol. H.u.v. OC~Md

=

553.23357

=

12, 917 MW; Q~~

=

45,39 MW

Dus Qr_b

=

45,39 - 13,5088

=

31,88 MW

Voor de twee kolommen was er samen een hoeveelheid energie nodig van H16 + H17

=

41,27 MW. De besparing is dan 9,39 MW. Ook de kolomkosten worden minder vanwege het kleiner aantal schotels. Samenvoegen van de stripper en de destillatie kolom (T5 en T6)

he~~ft ciL.lS zin.

Schema ~.2

Samenvoegen van de kolommen Tl1 en T12 is hier niet gewenst vanwege de aanwezigheid van stroom F12. Voor de bodemstroom van de samengestelde kolom zou dat niks uitmaken, echter de topstroom wordt dan de som van F12 en F14, waardoor de eerder verkregen scheiding van het inert weer teniet wordt gedaan. Samenvoegen van de kolommen T12 en T13 is ook niet haalbaar; het aceetaldehyde dat moet worden afgescheiden zou dan weer gerecirculeerd worden. Voor het gebruik van stroom F15 als waswater moet het aceetaldehyde verwijderd worden en daar zou dan weer een aparte kolom voor nodig zijn.

Voor de totale van de kolom geldt: KT

=

Kp + fI +Kd en KT =

K-r· (F::v) . . (I~v i s de ref I w·: vf.-?rhoudi ng). Rv i s de procesvar i abel e en het aanial schotels (N) de apparaatvariabele.

Kp

=

va~iabele kosten, Kd

=

vaste kosten, fI

=

investeringskosten

Bij een jaarproduktie van P zijn de kosten per ton prod~kt: KT/P. De doelfunctie KT/P(Rv) moet dus worden geminimaliseerd. Daa~voor

scheidingskosten van b gld/ m3 _{wordt dit F.b gl d/sec. Hierbij is}

b

=

bCRv). Bij kleine Rv zal b kleiner zijn door de kleinere

afmet ingen van condensor en reboiler; echter het aantal schotels

neemt toe en dus ook de kolominvesteringen. Bij een qrotere Rv

wordt b groter en ook de kosten van de randapparatuur; de kosten

voor de kolom nemen dan af door het kleinere aantal schotels.

Bij pen volumefractie van x van de hoofdcomponent in de voeding

en een kostprijs van 9 gld /m3

zijn de grondstof kosten Fxg gld I

sec. De totale variabele kosten zijn dan: Kp = F(xg + beRyl). Als

de investeringskosten worden gesteld op a gld I sec per m3

kolomvolume, dan wordt de te minimaliseren doelfunctie: KT/P

=

l/F'(F(;·:g + b(F;:v» + a\) H<d). 'yeE.~lal ligt de optimr::\le

refluxverhouding bij Rv= 1,15 .Rv,min. Met be~ulp van de Smoker

vergelijkingen worden de aantallen schotels vopr schema 1 en 2

resp. 54 en 85 bij Rv - 1,15.Rv,min

=

"6,55. De optimale

refluxverhouding kan in dit specifieke geval niet worden bepaald

door onvoldoende gegevens over de grondstof kosten en

scheidingskosten van de kolom.

Bij de versie zonder N2 is de diameter kleiner en is er ook geen

partiäle condensor nodig. De investeringskosten en bedrijfskosten

voor de kolom zullen zeker lager uitvallen. De gevolg~n bij

eventuel e cal ami tei ten Z 1 J n echtpr vf.?el er"nst i ger. (Ook vdnwf~gE"

dF~ gt-·ob? afmet i ngE'n van de kolom). De versi e met st. i kstof is

natuurlijk een stuk duurder, maar maakt een veilige procesvoering

mogelijk. Ook gezien de ongelukken die in het vprleden zijn

gebeurd valt de keuze hier op de versie met N2 •

Gepakte kolommen worden veelal toegepast als de drukval van

belang is, zoals bij vacUumdestillatie. De drukval is meestal

lager, echter de investeringskosten hoger vanwege het dure

vullingmateriaal. (o.a roestvrijstalen F'allringen). 'YOOt- 3~j m'ÏI

F'allringen zal de diameter en de kolomhoogte worden bepaald. De

voeding wordt als damp de kolom binnengevoerd.

HETF'

=

2,3.199 9 / ( s HTOQÇI

De strippingsfactor S

=

K.G/L

Schema 1: GIL

=

1,063

M.b.v. Process is voor een groot aantal punten de waarden van x

en y in het xy diagram bepaald. De gemiddelde waarde van K is dan

1,05 (als konstant te beschouwen). Dit is verder ook aannemelijk

te maken omdat in het xy diagram de evpnwichtslijn dicht hij de

45° lijn loopt. Met de voorgaande gegevens vindt men: S

=

1,11

HETP

=

0,997 HTUoÇl of HTUe Q

=

1,0021 • HETF'

Uit lit[~J : Fp

=

150. Verder is rhog

=

5?67 kq/m3 en rho1

=

839,2 kg/m3 _{• Bij 70 % flooding is de flowparameter 0}

=

_{0,016 en}

de belasting: lamda. (Fp/g) (tl/g)o(:> .. <:t~ -- Fb :::0,51. ( l i L ['1])

Hierbij zijn t 1 en tg de viscositeiten van de vloeistof en de

damp. ( t 1

=

0,23 .10-3 en tg = 0,12.10-6 ) . Na enig rekenwerk=

Ug =. :1. ,OEl4 mis. Voor U{". rhCig<'''~ =:: 2,6 volgt. uit l i t . [~] voor' 3~:j

mm Pallringen: HETP

=

0,37 m. De dampstroom G

=

6,2 m3 _{/s. H.u.v.}

diameter Dk

=

2,69 m. We nemen Dk - 2,70 m. De hoogte van de

Schf.:"ina 2=

GIL

=

1,11 en S

=

1,16 HETP

=

0,9797.HTU~g . Fp 150 ,rho_g =

5,73kg/m3

, rho1

=

835,5kg/m3 , t1

=

0,23.10-3 , tg

=

0,145.10-6 • Bij

70 % flooding~ 0

=

0,016 en Fb = 0,51. H.u.v. lamda

=

0,0902 en

Ug = 1,089 mis. De belasting Ug .rhoQo •5 is dan 2,61 en HETP

=

0,368 m. De dampstroom in deze kolom is 6,07 m~/s. H.u.v. Dk =

2,66m en de hoogte is 82.0,37 + 2

=

32,34 m. Het hoogteverschil

in beide gevallen is resp. 6,26 en 10,76 m. Vanwege de hoge prijs

VëH' t~let pakkingm,'::\t.er-ii.ial (60!.l·- B40 dollal'''/m~) ;,.~al de gepakte.

kolom toch duurder- uitvallen. De schotel kolom uit schema 1 vergt een invester-ing van 104000 gld en die uit schema 2 240000 gld. De volumes van de beide kolommen zijn r-espectievelijk: V1 =121,6 m3

en V2

=

185,16 m3

• De vulling kost gemiddeld 720 dollar-/m3 • Bij

een huidige koers van 1,89 gld kost de gepakte kolom van schema 1 165473,3 gld en van schema 2 251965,7 gld. De gepakte kolommen

L

11

COL l è

G

t;:- \) \

~

"TA-Ä;T

\

k

~

\j G- E L \ Cl \.\ L

[

1..

1

-

C

Q

C

~

H

A

)\l

D

~

0;)

l

v

"1-

U+

E-

'm

,

\.

ï

~

I

2.1 Inleiding

De beste methode om voor preventie. Oe preventie kan van een project:

-tijdens' het ontwerp

de veiligheid plaatsvinden in

-tijdens de bouwen constructie -tijdens bedrijf

zorg te dragen is de volgende stadia

Er zijn in hoofdzaak twee methoden van preventie te weten het nemen van maatregelen van organisatorische aard, en het uitvoeren van systeemanalytisch onderzoek.

Enige maatregelen van organisatorische aard zijn richtlijnen, wetten, bedieningsvoorschriften, checklists. Onder systeemanalytisch onderzoek vallen o.a. de risicoanalyse, de storingsanalyse en de procesveiligheid. In het nu volgende zal nader worden ingegaan op een aantal relevante wettelijke voorschriften, en er wordt iets dieper ingegaan op de procesveiligheidsanalyse.

Wettelijke voorschriften

De wetten waar we in de procesindustie het meest mee te maken hebben zijn de Stoomwet, de Arbeidswat en de ARBO-wet (Arbeidsomstandigheden wet).

Stoomwet: In de stoomwet staan voorschriften voor apparaten waarin stoom wordt opgewekt of gebruikt. Voor dergelijke kolommen en voor andere kolommen onder druk is een goedkeuring vereist van de Dienst van het Stoomwezen. In het geval van de ontworpen ED-fabriek is dus voor alle kolommen goedkeuring vereist.

ARBD-wet: Oe ARBO-wet beschrijft in grote lijnen de maatregelen ter bescherming van de gezondheid, en ter bevordering van de veiligheid. Een belangrijke bepaling in deze wet zegt dat de met toezicht belaste ambtenaren altijd toegang moeten hebben tot elk willekeurig fabrieksterrein. Maer gerichte vo~rschriften

zijn te vinden in het Veiligheidsbe.luit(193B). Enige hierin vermelde voorschriften zijn:

-Vuur of hete oppervlakken zijn verboden in ruimt.n waar brand snel kan uitbreiden of waar er explosiegevaar be.taat.

-alle vaten moeten tegen direct zonlicht beschermd zijn door een onbrandbaar 'dak.

-er mo.t a.n hek van 2m om de opslagtank. staan, en er moeten bakk.n' M.t zand op het terrein aanwezig zijn.

-alla bord •••• n boven 3m en onder -1,Sm moeten een vluchtuitgang hebb.,... ..

-de began. grond moet altijd bereikbaar zijn

-het ontstaan van hinderlijke gassen an damp.n op h.t terrain moet worden tegengegaan.

-bij het betreden van besloten ruimten met gevaar voor bedwelming (bv. tijdens een kolominspectie) moet eerst onderzocht worden of de concentratie voldoende laag is.

Systeemanalytisch onderzoek.

Een procesveiligheidsonolyse is een systemotisch onderzoek noor de inherente en ocute gevaren von een proces, zowel onder de gewenste procesomstondigheden ols onder mogelijk voorzienbore ofwijkende omstondigheden. Het doel von een deraelijke onolyse is het vaststellen von de grenzen woorbinnen de procespaprameters(zoals bv. druk en temperatuur) dienen te blijven, olsmede het in grote lijnen bekend zijn met de aevolgen von een overschrijdina von die grenzen.

De omvang van de onolyse hongt of von de oord von het proces. Een betrekkelijk veilia proces verat een kortere onolyse dan een proces met onveilige stoffen.

De resultoten von een procesveiliaheidsonolyse worden aebruikt voor:

-de beoordeling van de levensvatbaarheid van een proces -de plonning van de research

-de keuze von de apparaten en het constructiemateriaal -de uitvoerina von een storinasanalyse

Een project is meestol onder te verdelen in 4 fasen. en in het onderstoonde wordt oongeaeven wat er dient te ·.gebeuren in elke fase.

Fose 1: Research.

Tijdens de researchfose worden de hoofdlijnan van hat proces bepoold, de bosisgegevens worden verwerkt en de invloed van eventuele ongunstiae nev~nreakties wordt bepaald. In dit stadium dient er ontwoord te worden aeaeven op de volaende vragen:

-is de vorming van instobiele aroepen te verwachten?

-kon er a.h.v . literotuuraeaevens een aevaarlijka situatie ontstoon?

-welke wormte-effecten treden er op?

In het aeval van het ontwerp van een EO fabriek kunnen we zeggen dat er geen instobiele bijproducten worden gevormd, maar het gasvormige product EO is zeer explosief. Bij een volumepercentaae aroter dan 3% EO in een EO/lucht menasel bevinden we ons binnen de explosiearenzen. De explosie is zeer exotherm. zodat er zeker een aevoarlijke situatie kan ontstaan. Adere optredende effecten waor rekenina mea moet worden aehouden is de neiaina tot polymerisatie van de stof EO. dia reeds bij lage temperatuur kan optreden. an thermisch aeïnitieerd kan worden bij ean temperatuur boven de 100°C. De polymerisatie wordt bevorderd door de aanweziaheid van o.a.roest. Men is dus gedwonaan om corrosievaste constructiematerialen te gebruiken op die plaatsan in de fabriek waar de EO-concentratie arotar dan 3% is.

Omdat er voor ean explosie een ontstekina nodia is dient men in da aehele fabriek ontstakinashaarden ·te voorkomen. Een aantal ontstekinasmachonismen zijn: statische electriciteit, een hoge temperotuur en open vuur. De kolommen en leidingen dienen derhalve aoed aeoard te zijn, en ook aoed aaïsoleerd. Voorts dienen er noodblusinstollaties oanwazia ta zijn op aavaarlijke kolommen. Een en ander komt tijdens het bepalen van de MOND-index duidelijk naar voren. Uit de literatuur blijkt dat men niet hoger kon goon met de druk don ongaveer 0.4 bar.(zie fia.1) Het blijkt echter dot men in de proktijk bij hoaere drukken werkt. Dit heeft het voordeel dot men voor het condenseren van de EO koelwater kon aebruiken, omdat het kookpunt don omhoog aaot. Dit is goedkoper don het gebruik van koelmachines.

1000

TON'

800

15

2

Cl

600

I

1

~4oo

~

:<t

200

0

.

.

o

IKAitl

) )

-

4

20

)

explosibel

0

-•

nicht elplosibel

40

Tempel'atul'

.

0

-0

....

60

80

Abb. 1. Druckgrenze· für den exploaiblen Zerfall von reinem

Äthylenoxid-Gas.

o

ExploJlÎtln • • kAÎ"A

~~p!o8ion-Fig.2.1 Drukgrenzen voor het explosieve verval van zuiver gasvormige ethyleenoxide.

Fase 2:Procesontwikkeling.

Tijdens deze fase wordt er een hanteerbaar proces

uitgewerkt, en worden de materiaal en warmtebalansen opgesteld.

Voor wat betreft de procesveiligheidsanalyse worden er meer

gegevens verzameld.

Tijdens het ontwerp van de EO-fabriek was een van de grote

problemen de werkdruk in de destillatiesectie. Men wil graag bij

hogere druk werken, maar volgens de onderzochte literatuur bevind

men zich bij drukken hoger dan 0,4 bar in het temperatuursgebied

van 0 tot 100°C in het explosiegebied. Ook bleek dat er in de

praktijk bij veel hogere drukken gedestillerd werd. Er is toen

contact opgenomen met de auteur van dit artikel. Hij gaT toe dat

er bij een hogere druk gedestilleerd kon worden mits men er voor

zorgde dat er geen ontsteking op kon treden. Oe curve in Tig.' is

namelijk gemaakt onder ideale ontstekingsomstandigheden. Een

ander probleem is de explosiviteit van het aangeboden

reaktiemengsel etheen/zuurstoT. Hiervoor dient er een inert gas

te worden toegevoegd. Fose 3:0ntwerpTase.

In deze Tase worden de ontwerpgegevens vertaald noor

apparaten. Oe gegevens die volgen uit de veiligheidanalyse maken

deel uit van deze gegevens. Er moet nog worden nagegaan wat de

invloed is van de omhulling op het proces. Fase 4:8ouw-en produktieTase.

Tijdens deze fase wordt gekeken OT alles volgens het ontwerp

gemaakt wordt. Wanneer er wijzigingen optreden wordt door de

mensen belast met de procesveiligheidsanalyse nagegaan of dit

toelaatbaar is.

In de onderstaande l i j s t staan

vermeld die genomen moeten worden

tijdens het EO-Tabrieksontwerp.

de belangrijkste maatregelen

n.a.v. de veiligheidsstudie

-Oe laatste 2 kolommen van de destillatiesectie moeten van roestvast staal worden gemaakt.

-Oe laatste kolom moet bij voorkeur onder stikstoT werken.

-Oe opslagtanks moeten voor gebruik goed schoongemaakt worden, zodat roest en vet verwijderd zijn.

-Om polymerisatie te voorkomen moeten temperaturen boven 100 graden vermeden worden bij hoge EO concentraties.

-Alle pompen'moeten een beveiliging tegen warmlopen hebben.

-Alle o~sluit.r. moeten vanuit een controlekamer te bedienen

zijn.

Verdere maatregelen zijn te lezen in de hooTstukken 2.2 en

2.3. In hoo~.tuk 2.2 worden de onderdelen van de Tobriek

ingedeeld in gevarencategorieän volgens het

arbeidsveiligheidsrapport (lit.[3]) In hooTdstuk 2.3 wordt van

de fabriek de mond-index bepaald.

Grafiek 1

Toeslag voor dB werkdruk

1.5 / L

.

_V

.L. V

V

/

1.0

t

_1L~ / V Ol ,g 1/1

/

~

V

~ ~ 0.5

I,lv

~ V

V

VI

2 3 4 5 6719 2 3 4 5 67 eg 2 3 4 5 6789 2 3 4 10 100 1000

Werkdruk bar I absoluut) - .

Gr.f1ek 2.

T~.z.ag uoor

a.

ho.v..t.Mid .Mrgü ~.ig in

a.

b~ atof dü in l:Hn.»rI<ing i. 10. 00 11. 00 6. 0 00 ",...

....-,...

...

00 .110 60

-~ io"" ,40 I-""" ~ o o .20 o .10 .I .2 .4 .6.8 1.0 2 4 6 8 10 2D W 60 80100 Energie in kJ ie lOt ---..

,

2.2 Veiliiheid m.b.v. het Arbeidsveiliiheidsrepport [3J.

Voor de beschrijving ven het proces verwijs ik neer het repport

ven de G-groep 1987IIj"ONTWERP ETHEEN-OXIOE FABRIEK". Oit

verstrekt mij informetie om de beschreven onderdelen neer

geverencetegorieën in te delen. Oeze indeling geet volgens de

methode ~esproken in hoofdstuk 5 ven het veiligheidsrepport.

Per onderdeel wordt er gekeken neer geveerlijke stoffen

(explosief,brandaevaarlijk en aiftia), die een concentretie

hebben ven 5% of meer (gewichtsprocenten bij vloeistoffen en

veste stoffen, volumeprocenten bij gessen). Als er meerdere

geveerlijke stoffen in één instelletie-onderdeel zitten, zel voor

ieder ven deze stoffen een formulier ingevuld worden. Het

formulier geeft uiteindelijk een brend- en explosie-index B en

een giftigheidsindex G. Bepelend voor de geverencetegorie ven het

onderdeel is de index (B o~ G), die de hoogste cetegorie

eengeet't.

Enkele opmerkingen betret't'ende het t'ormulier:

Oe stot'fector is een meetstet' voor de potentiële energie ven de eenwezige geveerlijke stot'. Dit wordt eengegeven d.m.v.

een cijt'er tussen de 0 en 40 en wordt uit bijlege 2. ven het

betret't'ende rep port geheeld en steet voor dit specifieke gevel

in bijlege 2.1.

- Aengezien de semenstellingen ven de stromen zijn gegeven, ge

ik per onderdeel uit ven de geveerlijkste stroom. Oeze semenstelling is den bepelend voor dit onderdeel.

Het eerste onderdeel betret't de reectoren (R, en Ra in het scheme

ven bijlege 2.2). De geveerlijke stot't'en zijn metheen en etheen.

Er treden exotherme reecties op. Omdet er geveer ven explosie is, geef ik dit de hoogste groepstoesleg ven 1.25.

Het proces moet precies gestuurd worden om buiten het

explosie-gebied te blijven (toesleg 0.75). De werkdruk is 20ber. De

toesleg hiervoor is 0.57 (gret'iek 1). Deer het om een

semengeperst ges geet ' moet deze toesleg nog met 1.2

vermenigvuldigd worden. Voor de hoeveelheid brendbere stof wordt

de hoe·veelheid meteen en etheen genomen die in beide reectoren,

wermtewisseleera H, t/m He en de leidingen zitten binnen het els

reectorsectie omlijnd gebied. Globele schetting ven de

hoeveelheid brendbere stot' steet in bijlege 2.3. De corrossie en

erosie is leeg, dus wordt de meterieelet'neme kleiner den 0.5~m

per jeer ge.teld (toesleg 0.10). Deer er geen lekkege meg

optreden wordt hiervoor geen toesleg gegeven.

In bijlea.e 2.4 wordt eengegeven hoe de getellen TM en T.

totsten~ zijn gekomen.

Deer da B voor zowel metheen els etheen boven de 95 uitkomt,

vellen da reectoren in de geverencetagorie 111 (zie tebel 1 en

bijlege 2.5).

Het volgende onderdeel is het leidingnet ven en neer de reectoren

(els reectorsectie omlijnd gebied, exclusief de reectoren) . Het

verschil voor de B en G indexen t.o.v. de reector is, det hier

geen reectie optreedt. Voor de rest worden de zelt'de gegevens

gebruikt. Volgens tebel 1 en bijlege 2.6 velt dit onderdeel in de

geverencetegorie 11. Hierbij moet·worden eengetakend, det er niet

neer een zuurstot'menger is gekeken, omdet hier niks over bekend

is.

Het derde onderdeel is de CO.-ebsorber T,. De gevaarlijkste

stroom komt venet' de weterebsorber en bevet geen etheenoxide.

Tabel

Ina.Ung van inIJtal.latifl-ona.ra.üm in catflgonflln

Categorie 8rand- en explosle-_{Index (8)} GIftIgheIds-Index (G)

Categorie I 8 <65 G~6

Categorie II _{65(8 <95 6 ~G}

<

₁₀

Categorie 111 . _{8~95 G , , 0}

TABEL 2

OtNIl'dc1tt Vflil.igMi<à.t&Idi •• WOl' ni..,.,. inataUatt.waazo lHt.taanda

tecnnia1cma toagapa.t WON""

Identificatie Vel I Igheld •• tudle. Categorie

Check1. Checkl. Storlng.- Ca.uTstiek Gevaren- krekenlng

I 11 analyse analy •• _luie.

beveiligingen

a d of f e

II a b d of g e

Hierdoor verandert t.o.v. het vorige onderdeel alleen de toeslag voor "proces in of nabij explosiegebied" en wordt 0.50. Oe inhoud van de COz-absorber speelt verder aeen rol voor de hoeveelheid brandbare stof, omdat het overgrote deel uit water bestaat. De brandbare stof is afkomstia van de reactoren en het leidingnet bij de reactoren. Uit tabel 1 en de bijlage 2.7 volgt dat de CO z -absorber in de categorie 11 valt .

De COz-stripper bevat aeen aevaarlijke stoffen.

Het laatste aedeelte is de "destillatie-sectie". Dit aedeelte wordt als een beschouwd,

kunnen worden. De gevaarlijke

omdat veel onderdelen samengenomen stof in dit gedeelte is etheenoxide

( EO) •

Als eerste wordt optie 1 beschouwd:

De hoeveelheid brandbare stof is voor elk onderdeel gelijk, omdat het allemaal aan elkaar is gekoppeld. De hoeveelheid in opslag is onbekend en wordt als zodanig afaeschermd beschouwd, dat ie nul

aesteld mag worden. De hoeveelheid brandbare stof wordt

gelijkgesteld aan de inhoud van de kolommen T~, Te, Te en Te volledig gevuld met gasvormia EO bij 1bar. en 50°C. De berekening staat in bijlage 2.8. De toeslag voor de hoeveelh~id brandbare stof in bewerkina is gesteld op 0.30. Het verschil in"de onderdelen onderling voor dit formulier zit in de druk.

Optie 2:

Voor Hier 0.30

deze optie worden de zelfde aannames gedaan als bij optie 1. wordt voor de hoeveelheid brandbare stof een toeslag van genomen (zie bijlage 2.8).

Uit bijlage 2.9 en tabel 1 blijkt, dat al deze onderdelen in de aevarencategorie 11 vallen. Dit geldt dan ook voor de

tussenliagende apparaten en leidingen.

M.b.v. deze categorie-indeling kan men een veiligheidsstudie uitvoeren. De diepgang van de voor een installatie-onderdeel uit te voeren veiligheidsstudie is afhankelijk van de voor dat onderdeel bepaalde categorie. In tabel 2 wordt aangegeven, waar men per categorie op moet letten. Hieronder volgt een korte beschrijving Van de gebruikte letters in de tabel.

a : Checklist I .

Voor installatie-onderdelen in categorie I kan worden volstaan met vermelding van direct te voorziene ongewenste gebeurtenissen. Deze gebeurtenissen kunnen worden geïdentificeerd door zowel interne oorzaken (binnen het bedrijf), als externe oorzaken (buiten het bedrijf) te beschouwen.

b : Checklist 11.

Naast de onder a onderzochte oorzaken, dient dit uitgebreid te worden met het aangeven welke ongewenste gebeurtenis.en kunnen optreden anders dan onder a vermelde oorzaken (b.v.: falen van afdichtingen en verstoppingen)

c : Storingsanalyse.

Ten eerste wordt een veiligheidsstudie verlangd zoals onder a beschreven. Hiernaast dient een systematisch en gedetailleerd onderzoek te worden uitgevoerd naar ongewenste gebeurtenissen, die kunnen worden veroorzaakt door interne factoren. Centraal in dit onderzoek staat de storingsanalyse-.

Door toepassing van deze methodiek moet installatie onderdeel wordt op Aystematische verkregen van de afwijkingen, die door falen

op het betreffende wijze een overzicht of ontregeld raken