Ontzwaveling van FCC-voeding, in opdracht van Nerefco Europoort

l!?t,;

(

T

U

Delft

FVO Nr.

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Ontzwaveling van FCC-voeding,

in opdracht van Nerefco Europoort

Auteurs

K. C.

Homburg

M. Verlaat

Datum opdracht

Datum verslag

Telefoon

023-339244

015-126959

dec.

1993

maart 1994

o

o

o

o

o

o

o

o

o

o

o

Opdrachtdatum: FVO-nummer:

K.e.

Homburg Forelstraat 52 2037 KZ Haarlem tel. 023-339244 december 1993 3077 M. Verlaat JessepIaats 10 2611 GZ Delft tel. 015-126959

~

*

FCC Pretreater SAMENVATTING

Er is een proces ontworpen voor de ontzwaveling van wax, dat dient als voeding voor de Fluid Catalytic Cracker. Door kinetische modellen te fitten met experimentele gegevens is een reactormodel ontwikkeld. Het gehele proces is doorgerekend en de apparaten zijn gedimensioneerd.

Het ontwikkelde proces reduceert de zwavel uit de voeding van de Fluid Catalytic Cracker met ongeveer 94%. Het proces werkt met een kraakconversie van ongeveer 10% en heeft een doorvoer van 460 t/h. De kraakprodukten bestaan

I·l

voornamelijk uit een gasolie- en naftafractie. De gasoliefractie heeft een zwavelpercentage van 0.035 wt% S.

De totale kosten van het proces, inclusief een nieuwe waterstof- en zwavelplant, worden geschat op ongeveer 320 miljoen gulden.

W~\

J-e.

/.)p~

cA

tt

v

{J (J y-

J

~

-zc.vet.vt.)

7

, s

e

\)

cd.

v<-

CC

e

W>P'~

cA--

~

( b

a-

~

e

Jc,

{

- e.(" O\AOw..

i

S(

~

_ e

co

la

cl

l·

'5>

c

l

.

,

wa

t

IAAL~· ~

«

f

'v

",

I

'l

-

Y 0

""~

""

~

Inhoudsopgave FCC Pretreater 1. INLEIDING 4 2. SPECIFICATIES 5 2.1 Grondstoffen specificaties 5 2.2 Produkt specificaties 6 3. HET REACTORONTWERP 8 3.1 De reactiekinetiek 8 3.1.1 Zwavelverwijdering 9 3.1.2 Stikstofverwijdering 10 3.1.3 De-aromatisering 11 3.1.4 Kraakconversie 11 3.2 Kraakproduktverdeling 13 3.3 NH3- en H2S-produktie 13 3.4 Waterstofconsumptie 13 3.5 De reactorkeuze 14

3.6 Drukval over de reactor 15

3.7 Temperatuurgradiënt over de reactor 15

4. PROCESSTRUCTUUR EN APPARAATKEUZE 16

4.1 Procescondities van de reactor 16

4.1.1 LHSV 16 4.1.2 Temperatuur 16 4.1.3 Waterstofpartiaalspanning 16 4.2 Reactorconfiguratie 17 4.3 Scheiding produktenstroom 17 4.3.1 Hoge drukscheider 17 4.3.2 Lage drukscheider 18 4.3.3 Fractioneerkolom 18 4.4 Warmtewisselaars en fornuizen 19 4.5 Processimulatie 19

4.5.1 Process flow diagram 19

4.5.2 Beschrijving 20

5. APPARATUUR BEREKENINGEN 21

5.1 Warmtewisselaar 21

5.2 Amine absorptie kolom 22

5.3 Drie fasen scheider 24

5.4 Twee fasen scheider 25

5.5 Pompen en compressoren 26 5.6 Corrosie en veiligheidsaspecten 26 6. PROCESREG ELING 27 6.1 Temperatuurregeling 27 6.2 Doorzetregeling 27 7. PROCESRISICOBEHEERSING 28 8. KOSTEN BEREKENING 29 8.1. Investeringskosten 29 8.2 Produktiekosten 32 8.3 Loonkosten 32 8.4 Opbrensten en winstberekening 33 9. CONCLUSIE 35 10. SYMBOLEN LIJST 36 11 . REFERENTIES 38 BIJLAGEN

FCC Pretreater 1.INlEIDING

In 1996 zullen de toelaatbare zwavelgehaltes in onder andere diesel en benzine worden verlaagd. Dit heeft vergaande gevolgen voor de procesvoering. Tijdens de raffinage zullen bepaalde oliestromen dieper ontzwaveld moeten worden waardoor er een capaciteitsprobleem optreedt met de bestaande ontzwavelingsunits. Om aan de nieuwe specificaties te voldoen kan de raffinaderij een extra ontzwavelingsunit plaatsen.

Op de raffinaderij van Nerefco Europoort worden de zwaardere stromen uit de vacuümdestillatie niet ontzwaveld. Dit geldt ook voor de voeding (wax) van de Fluid Catalytic Cracker (FCC), deze kraakt de wax tot onder meer benzine en diesel fracties. De diesel bevat nog teveel zwavel en wordt, ook vanwege stabiliteits-redenen, met waterstof onder hoge temperatuur en druk behandeld (Hydrotreating). Het zwavelgehalte in de FCC-benzine voldoet niet aan de specificatie die in de 1996 gesteld wordt. De benzinefractie kan echter niet middels hydrotreating behandeld worden omdat dan het octaangetal drastisch zal dalen.

Een oplossing voor de ontzwavelingscapaciteit en de te behalen specificaties kan worden gezocht in een ontzwaveling van de FCC-voeding (Hydrotreating). Naast zwavel zullen dan ook de stikstof-, metaal- en aromaatgehaltes in de FCC-voeding verminderd worden. Hierdoor treedt een algehele verbetering op van de FCC-performance. Verder zal bij de hogere procestemperaturen tijdens het hydrogeneren

ook thermisch kraken plaatsvinden, waardoor een extra produktstroom aan mid- .

destillaten ontstaat. Afhankelijk van deze procestemperatuur wordt gesproken over een Hydrotreater (HT), tot 390°C, of over een Mild Hydrocracker (MHC), 390°C en hoger.

Door de vermindering van aromaten en metalen in de FCC-voeding zal de katalysator van de FCC minder onderhevig zijn aan neerslag van coke en metalen. De conversie van de FCC zal hierdoor enkele procenten toenemen en er ontstaat

een grotere selectiviteit naar benzine in plaats van light Cycle Oil (LCO). Het

resultaat is dus een grotere overall conversie en produkten met een lager zwavelgehalte.

In Europa wordt nu ongeveer 10% van de FCC-voedingen door middel van

I

hydrotreating voorbehandeld. In Amerika is dat zo'n 30% vanwege zwaardere

milieu eisen en de relatief hogere vraag naar benzine. Te verwachten is naar aanleiding van de verscherping van de zwavelspecificaties dat dit percentage in de

toekomst zal stijgen. {'( (J

J

~

FCC Pretreater 2. SPECIFICATIES

2.1 Grondstoffen specificaties

Het ontwerp van een FCC Pretreater gaat uit van de stroom wax van de vacuüm unit, deze is op gebouwd uit drie stromen te weten:

- Light Vacuüm Gasoil (LVGO) - Mid Vacuüm Gasoil (MVGO) - Heavy Vacuüm Gasoil (HVGO)

Uit D1160 ATM gegevens, een methode om een oliefractie naar kookrange te analyseren, kan de samenstelling van de voeding verkregen worden. Voor dit ontwerp is uitgegaan van een hoog zwavelige wax, waarvan de gegevens komen

uit een FCCU revamp rapport (Sept. '93). In fig.1 zijn de gegevens van de D1160

ATM omgerekend naar True BoiHng Points, wat resulteert in een TBP-curve.

60 0 .---' I>-"-=-"'" ~ ~ ~ _I ~ I.---'

/

~,..-lP'" 3 0 0 2 0 0 "00 0 _{o "} ° '" ° " o 4 0.5 _{o "} ° _? ° " o 9 " ~'-C!IIoct'"

fig.1 TBP-curve van de wax voeding

Tabel 1 Specificaties wax

WAX 01160 ATM WAX Temp. '210°C 5% 309°C %S 1.91 %wt 20 % 385°C %N 1300 ppm 40 % 439°C %Aromaat 44.8 %wt 60 % 471°C Dichtheid 0.924 glml 80 % 508°C Viscositeit 7.42 cSt FBP 540°C

Specificaties Fee Pretreater

Een van de randvoorwaarden, waaraan het ontwerp moet voldoen, is te zorgen dat de FCC-voeding constant op 390 t/h blijft. Dit is omdat bij de laatste turnaround de Fee-capaciteit is opgevoerd als gevolg van debottlenecking. Daarom moet voor het ontwerp rekening gehouden worden met de kraakconversie om een Fee-voedingsstroom te behalen van 390 t/h. De wax, de voeding van de Fee pretreater, is niet onbeperkt aanwezig omdat de hoeveelheid bepaald wordt door wat de vacuümdestillatie levert. Omdat deze niet meer dan 390 t/h kan leveren zal extra wax moeten worden ingekocht. Om dit te beperken is besloten te ontwerpen op een kraakconversie tussen de 10 en 20%.

De andere grondstof is waterstof, er wordt vanuit gegaan dat waterstof op dit moment niet in die hoeveelheden beschikbaar is op de raffinaderij. De waterstof moet dus worden ingekocht of er zal een nieuwe waterstof plant gebouwd moeten worden. Voor het ontwerp is uitgegaan van waterstofproduktie door middel van steam reforming van methaan. De samenstelling van het dit gas is aangenomen op basis van lit. [341, de druk is 7 bara [34].

Tabel 2 Waterstotkwaliteit 92 %vol 8 %vol 2.2 Produkt specificaties

~;

7

I\~ ,

CO?

l

j

rp""'-Door externe milieubeleidsvoering worden steeds hogere eisen gesteld aan de zwavelspecificaties van brandstoffen. In de loop van de jaren negentig zullen volgens de verwachtingen de toelaatbare zwavelgehaltes in brandstoffen flink afnemen. De verwachte nieuwe specificaties van 1996 zijn:

cu

0

~

o-.-u..:L-C\

e..~

cJ I::e

0 4.

f

b

ree.

{J .

Diesel 0.05 %wt S ~

Heating fuel 0.05 %wt S

Stookolie 2 %wt S

Benzine 0.05 %wt S (0.01 %wt S 1998)

Bij HT- of MHC-processen, onder gebruikelijke condities, heeft de conversie naar lichtere produkten een selectiviteit van 90% naar mid-destillaten. De mid-destillaten zijn volgens de literatuur van een goede blend kwaliteit. Het is dus van belang dat deze fractie op zwavelspecificatie is om direct te geblend te kunnen worden. De

procescondities zijn daarom zo gekozen dat de mid-destillaten uit de main c..-.- _____ ___

fractionator onder de dieselspecificaties vallen.

-Het eigenlijke produkt van de unit is de ontzwavelde FCC-voeding. In de FCC zullen verschillende fracties ontstaan waaronder benzine- en dieselfracties (LCO, Light Cycle Oil). De benzinefracties zullen zeker onder de zwavelspecificatie uitkomen, maar de dieselfractie niet: Deze moet echter om stabiliteitsredenen nog altijd

Specificaties _/ FCC Pretreater orden en zal hierdoor op de juiste zwavelspecificatie uitkomen. Buiten de zwavelspecificaties van de verschillende fracties worden ook eisen gesteld aan de produkten. Zo moeten de gekraakte produkten in een fractionator worden gescheiden in vier fracties:

- (fuel) gas - wild naphtha - gasolie

- FCC voeding

Voor deze fracties gelden kookrange specificaties die in tabel 3 vermeld staan.

Tabel 3 Specificaties produkten

90% 100%

cutpoint cutpoint

Nafta 200° <240°

Gasolie 350° <400°

FCC-voeding Flashpoint

>

80° C

Om aan deze specificaties te voldoen zal de scheiding dus toereikend moeten zijn. Dit zal bewerkstelligd moeten worden door het aantal scheidingstrappen aan te passen.

Bij de nafta/gasscheiding is het van belang dat er zo min mogelijk C₂ in de nafta

terecht komt, omdat dit tot problemen kan leiden bij de verdere verwerking van de nafta in de Crude Unit.

Fee

Pretreater

3. HET REACTORONTWERP

Een typische

Fee

feed pretreater opereert gewoonlijk onder hoge druk en

temperatuur en een liquid hourly space velocity van

0.5-2.0

h-'. De benodigde

procescondities hangen af van de voedingssamenstelling en het te behalen doel, wat vaak door economische factoren bepaald zal worden. De keuze van de procescondities en katalysator wordt dus bepaald door de eisen die aan het produkt worden gesteld. Omdat de reactor aan de basis ligt van de gehele processtructuur wordt het ontwerp van de reactor apart behandeld.

3.1 Reaktiekinetiek

Om de juiste procescondities te kiezen moet de kinetiek bekend zijn van de optredende reacties. Deze reacties worden verondersteld onafhankelijk van elkaar plaats te vinden en zijn:

- zwavelverwijdering (HDS) 1

- stikstofverwijdering (HQ:6Y

N .

- aromaatverwijdering (HDA) - kraken (Hydrocracking)

De kinetiek van deze verschillende processen wordt afzonderlijk belicht in de volgende paragrafen, de gefitte parameters staan vermeld in bijlage 1.

Het reactorontwerp

3.1.1 Zwavelverwijdering

De kinetiek van HDS kan beschreven worden volgens [8,26]:

V-:r::

~

fIS\j) I

~

-\

A

~~

<:>.L

::..21'1

• 1;(1 '.). k 2

cl (

__

'

)

S

t

~r (3.1)

d

<; Q h~ ) -ks

4

S k1p!/e-T \'U-ISI

~

-

S

~

.

"\

~

'

~'

nsf=

2 k

C\

52",,<;+

cl

t:IS\J)

p LHSV J

l~~

Z;)

·

b

Waarin Sf en Sp respectievelijk de zwavelfractie in de voeding en het produkt voorstellen. LHSV staat voor de liquid hour space velocity (hO'). De constanten k, en k₂ en worden berekend door vergelijking 3.1 te fitten op uit de literatuur bekende testen [22]. Figuren 2 en 3 tonen de HDS activiteit van een typische NiMo pretreater katalysator als functie van de druk en temperatuur. De LHSV is in de grafieken 1 hO', de constante k3 kan du niet uit deze figuren berekend worden.

?

Voor deze is 0.54 gekozen, een waard die gevonden wordt voor kraakconversie ~

en in overeenstemming is met Iit[11]. .---

-0.99 0.98 0.97 0.96 0.95 0.94 0.9J 0.92 0.91 a .• 0.99 0.89 0.81 O.BI5 O.BS 0.84 0.83 0.82 O.Bl O.B

HDS als functie van

de len'Oel'"atuur'"

cr

350 355 360 )65 )70 US 3BO lBS 390 39'5 "00 405 410

TeI"O 3~O • "10 C

C P:: 50 bo'"

Fig.2 HDS aktiviteit als functie van de temperatuur

HDS als functie van

', - - - , 0,99 o 9B 0.97 o 9S o 'S a.'H 0.93 o 92 0.91 0--8 B 8 8 o • o B' o BB 0.87 o.es o BS Q.9-4 0.83 o " OBI 8 9 8 8 S B B El OB~-L-L~~~~~~~~~ W n ~ ~ ~ H ~ ~ M ~ ~ ~ ~ H,2 OrIJ( )~ 100 o T:: )7Q C

Fig.3 HDS aktiviteit als funktie van de druk

Bij drukken tussen 30 en 100 bar is te zien dat de HDS activiteit weinig afhangt van de druk.

Het reactorontwerp FCC Pretreater 3.1.2 Stikstofverwijdering

Ook de kinetiek van de stikstofverwijdering kan geschreven worden als vergelijking (3.1 )[26]:

(3.2)

Waarin Nf en Np respectievelijk staan voor het stikstof gehalte in de voeding en het

in produkt. Ook hier worden de constanten gefit op bestaande testen [22]. Figuren 4 en 5 tonen de HDN-activiteit als functie van de druk en de temperatuur. De LHSV is in beide gevallen 1 h- ' . HON als funtie van

/

/'

0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.< 0.' ~J50:-'=55:-'=60-:C'.=-' -="::-0 -=,,::-, ='80:-'=8':-'='0-:C"=-' -=.o=-o -='0::-'

=

.,,

:-'

T~ 350-410 C a 0 .. 50

Fig.4 HDN activiteit als funktie van de temperatuur 0. 's 0.7 0.55 00 055 o S 0.·'5 / 0.'

/

o '5 o , HON als funtie van / J1 HZ CYi,.oC )0 - 100 Dar o T = 370 C

Fig.5 HDN activiteit als funktie van de druk

Duidelijk is dat hier wel een grote afhankelijkheid te zien is van de druk. Uit de fit blijkt de orde in de druk 1 te zijn (zie bijlage 1). De macht in de LHSV is aangenomen om plugflow non-idealiteit te vereffenen.

Het reactorontwerp 3.1.3 De-aromatisering

De de-aromatisering is een evenwichtsreactie :

aromaa t

+ xH₂

"'naph teen

FCC Pretreater

(3.3)

Boven de 360°C laat dit proces zich beschrijven als een lineaire functie van de

temperatuur, zie fig 6. Boven de 30 bar laat de aromaatconversie zich ook

beschrijven als een lineaire functie van de druk [22], zie fig 7.

HOA activiteit als functie HOA activiteit als functie

'Ia" d. teIfPer'atu ...

(9

van oe te«Oef"atuv "0 100

"

90

"

"

1

"

6D .0 " ~ 50 sa x ~ '0 '0 30 'A 'A 'A 10 " 3.0 '.5

'

"

375 '.0 ).5 19D _'" 'DO

."

"0 JO " .,

.

,

" " .0

.,

"

75 .0 .5

"

TenperatulT [Cl Or'ulC (oar) 0 PH2. S0 0 TQ/'f'P .. 370 C

Fig.6 HDA activiteit als functie van Fig.7 HDA activiteit als functie van de temperatuur de druk

Vanwege de complexiteit van de aromaatverwijdering en grote afhankelijkheid van

de voeding kan niet eenduidig een vergelijking van de aromaatverwijdering gegeven

worden. Ook bij ontzwaveling, denitrogenering en kraken worden aromaten verbroken en men kan dus niet spreken over één proces. Er is dus besloten op basis van experimentele gegevens de aromaatverwijdering vast te stellen.

3.1.4 Kraakconversie

Door de hoge druk en temperatuur zal een deel van de voeding gekraakt worden. Voor de kinetiek van de kraakconversie is een kinetisch model gehanteerd dat

afkomstig is van visbreaking correlaties [37].

Het reactorontwerp FCC Pretreater

(3.4)

De conversie is hierin gedefinieerd als de fractie met bp 350°C

+

die wordt omgezet naar de fractie met bp 350oC-. De constanten

K"

K2 en de activeringsenergie E zijn middels fitten op testruns [23] bepaald. In de volgende figuren staat de conversie als functie van T, P_H2 en LHSV.

,

.

.

, - - - ,

0.1

/

D '

Fig.8 Conversie als functie van de temperatuur

0.0

0. '

0.25 0.4' 0 " o.es I.In 1 ~ 1.<1' 1.610 1 n

Fig.10 Conversie als functie van de LHSV o ... ~---~ D. , . 0.)2 ''" 0.>. 0.>< 0.22

Fig.9 Conversie als functie van de druk

Uit de figuren blijkt de lineaire afhankelijkheid van de conversie in de druk, een exponentiële afhankelijkheid in de temperatuur en een omgekeerd evenredige afhankelijkheid in de LHSV.

Het reactorontwerp FCC Pretreater 3.2 Kraakproduktverdeling

In de vorige paragraaf is de kraakconversie beschreven als functie van temperatuur, druk en verblijftijd. Met behulp van thermische kraakcorrelaties [37] is bepaald welke produktverdeling aan 350 °C- ontstaat als functie van de kraakconversie. Hierbij is er van uitgegaan dat de fracties boven 350°C in gelijke mate worden omgezet in lichtere fracties (350°C-). Zie bijlage 1.

Bij het verwijderen van stikstof en zwavel ontstaan ammoniak en zwavelwaterstof.

Om de hoeveelheden te berekenen wordt uitgegaan van de stikstof- en

zwavelconversie. De gassen worden gevormd volgens de volgende vereenvoudigde reacties: 2RN + 3H₂ - 2R + 2NH) (3.5)

\ J.

RS + H2 - R + H2 S

()

N

17 lL"''>~ lWOvv{)l ~ ~ (3.6) ..M.ass-abalansen:

(3.7)

(3.8)

Waarin M voor de molmassa staat van desbetreffende componenten en

<l'm

is het

massadebiet aan wax (t/h). (De NH3 - en H2S-produktie is in t/h)

3.4 Waterstofconsumptie

Waterstof wordt gebruikt in ontzwavelings- en denitrogeneringsreacties volgens reactievergelijkingen (3.5) en (3.6). Er zal echter meer waterstof verbruikt worden omdat bij ontzwaveling ook bindingen worden verbroken, waarbij onverzadigde verbindingen ontstaan, die gehydrogeneerd worden. Verder wordt waterstof gebruikt voor hydrocracking en de-aromatisering. Door de volgende vijf processen wordt dus waterstof geconsumeerd:

- ontzwaveling - denitrogenering - de-aromatisering

- hydrogeneren van onverzadigde verbindingen - hydrocracking

'h

v .

. -L.\ """ . À\\ V' \

~(VV

l

~

,)

1

)-

\

p'S

Het reactorontwerp FCC Pretreater

I

L

Getracht is een model te maken waarmee de waterstofconsumptie ten gevolge van deze vijf processen wordt berekend als functie van de druk, temperatuur en verblijf tijd. Hieruit volgde echter geen resultaten die voor verschillende werkpunten overeenstemden met de literatuur [38] De de-aromatisering, die niet exact genoeg bekend is, drukt namelijk een te sterke stempel op het door ons opgestelde model. Daarom is contact opgenomen met AKZO Amersfoort. Zij raadden aan de waterstofconsumptie te schatten aan te hand van de gekozen procescondities en experimentele resultaten. Voor het door ons gekozen type katalysator komt dat

overeen met ca. 60 Nm3 _/m3 _{olie. _} cke~;'Sc.[,.

_l-h

v!.I-\'~lA.ik _'

~

_ yoqc: s 1-11 v e .. 6v'-<.iK. (c~elM.+verllete,",,)

\ \

~

clo<::>r">p"""

3.5 De reactorkeuze ---;> hGeve~ ,a..':> ')

--;;;.. (Ç) IA_J Cl.. t.,l-

.p

Cl.. J r-I) 0 v. V\. \ <" -e

lel

Vu Cl \

s)

t.

~ ~fc

IA. <;,.

~ ~

C

0"''--De ontzwavelingsreactie kan worden uitgevoerd in verschillende type reactoren. In de literatuur wordt een aantal processen beschreven, waaronder wervelbedden, slurrybedden en vaste bedden. Om een keuze te maken tussen de verschillende type reactoren zijn de processen grondig bestudeerd. In bijlage 9 worden deze beschreven. Hieruit kan ondermeer een kostenindicatie verkregen worden voor de verschillende procesvoeringen. Om een keuze te maken zijn ook voor- en nadelen

van de verschillende type reactoren op een rij gezet en verzameld in tabel 4.

b 14 F

ta e Igensc h a JOen verse hll I en ereactoren d

Fixed Bed Movino Bed Fluidized Bed

Katalysator Desactivering

-

Continue ++ Continue +

tijdens het regeneratie regeneratie

proces Slijtage kat

--

SliJtage kat

-Slijtage kat + Kosten kat ++ Kosten kat

-Kosten kat ++

Warmte Quench met + Oplopende

-

Goede warmte ++

reoelinq koude waterstof temperatuur uitwisselinq

Afmetingen Beperkte ++ Extra reactor

-

Grotere reactor

-afmetingen regenerator nodig voor

gefluïdiseerde toestand

Procesvoering Veel gebruikt + Technologie

-

_remikte

r:-:==--R,{0ces die nog in modelleren

akkelijk te + ontwikkeling Grote spreiding

modelleren staat

Ó,

verbliJ.ftijd

1--+ +

Continuïteit

-

Continuïteit + C 'fl-tlOUtteJt ____

Kosten Relatief + Relatief

-

Relatief duur

-qoedkoop duur

Prestatie Goed + Goed + Goed +

Uit de tabel blijkt dat het vaste bed type veel voordelen biedt en relatief een goedkope optie is. Het Moving Bed is een technologie die nog in ontwikkeling is en het Fluidized Bed type is een dure uitvoering die meer geschikt is voor hogere kraakconversies. Daarom is gekozen voor een reactor met een vast bed. Een nadeel is wel dat er katalysatordesactivering optreedt waardoor deze geregeld (eens per

1

à

2 jaar) vervangen dient te worden.

1

)

_-

_{.. 1}

Het reactorontwerp FCC Pretreater 3.6 Drukval over de reactor

In de reactor zal als gevolg van impulsoverdracht van de vloeistof aan de katalysatordeeltjes een drukval ontstaan. Deze drukval is mede afhankelijk van de grootte van de katalysatordeeltjes. Hoe kleiner de deeltjes des te groter zal de drukval over de reactor zijn. Echter kleine deeltjes zijn gewenst omdat daardoor de effectiviteit van de katalysator toeneemt. Om een zo hoog mogelijke activiteit en een zo laag mogelijke drukval te bewerkstelligen wordt tegenwoordig gebruikt

gemaakt van shaped extrudaten.

De drukval van een gepakt bed met shaped extrudaten kan goed benaderd worden

door uit te gaan van cilindervormige extrudaten met een twee maal zo grote diameter. De drukval kan berekend worden met het Chemical Engineering Handbook lit [31], zie bijlage 1. De drukval is berekend op 5 bar.

3.7 Temperatuurgradiënt over de reactor

Door het exotherme karakter van de reacties treedt er een temperatuurstijging op en zal er over het katalysatorbed een temperatuurgradiënt ontstaan. Hierdoor zal het nodig zijn om op één of meerdere plaatsen in de reactor te quenchen met koud recyclegas. Het reactor katalysatorvolume wordt daarom opgedeeld in twee of drie bedden met tussenliggende quench. De locatie van deze quenchen wordt onder andere bepaald door de volgende factoren:

De lengte/diameter verhouding van het katalysatorbed, voor een goede trickle flow is een lengte/diameter verhouding van maximaal 3 toegestaan. De grootte van de temperatuurgradient over een katalysator-bed, naar SP standaards wordt deze onder de 25 graden Celcius gehouden.

Om een indicatie van de temperatuurgradiënt over de reactor te krijgen is een model opgesteld die deze berekent op basis van de reactie-enthalpieën. Zie hiervoor bijlage 1.

l

P

\ I

~

b

J

CL L v )

~u-cyJ

IA (

.J

0..

'1 .

~, I) ~1' J

.1

'v\) a v ~1.. c:. t

1

.

1

ï""

cCt

PeN\

~ch

.

vdf~cr

tóbel

?

(

FCC Pretreater

4. PROCESSTRUCTUUR EN APPARAATKEUZE

In het vorige hoofdstuk is een keuze gemaakt voor het type reactor en de daarbij behorende processtructuur. In dit hoofdstuk zal ingegaan worden op de procescondities en de benodigde equipment.

4.1 Procescondities van de reactor

Met de kinetische relaties uit hoofdstuk 3 is een reactor simulatie model opgesteld

I

(bijlage 1) waarmee het effect van verschillende procescondities voorspeld kan

worden. Met behulp van dit model zijn de procescondities bepaald. 4.1.1 LHSV

De grootte van de reactor wordt bepaald door de hoeveelheid aan katalysator. Deze wordt bepaald door de gewenste LHSV bij een constante voeding. Zoals eerder vermeld heeft de LHSV invloed op de kraakconversie en op de totale ontzwaveling. Hierdoor zal door de gewenste HDS activiteit de LHSV moeten liggen tussen 0.5 en 2. Hoe groter LHSV hoe kleiner de hoeveelheid katalysator dus hoe kleiner de reactor met als gevolg lagere investeringskosten, lagere drukval etc .. Een nadeel van een kleinere reactor is een kortere standtijd, de katalysator zal eerder tot een bepaald niveau gedesactiveerd zijn waardoor deze vervangen moet worden. Om de standtijd tot een acceptabele periode te verlengen, ca 1.5 a 2 jaar (bij een niet te hoge waterstofpartiaalspanning waarbij veel kraakconversie optreedt), is een LHSV van 1 gekozen.

4.1.2 Temperatuur

De reactietemperatuur (WAST) moet bij een LHSV van 1 samen met de waterstofpartiaalspanning leiden tot een gewenst zwavelpercentage van 0.05 wt% in de gasoliefractie uit de fractionator. Aangezien de ontzwaveling slechts licht afhankelijk van waterstofpartiaalspanning is, zie fig. 3, is de temperatuur hier de

bepalende factor. Vanaf een WAST van 3800 _{C wordt aan de norm voldaan. De}

ontwerp WAST is dan ook 3800 _{C, bij afname van de katalysatoractiviteit is er}

ruimte om de WAST tot ca 4100 _{C te laten stijgen. Hierdoor zal de kraakconversie}

wel stijgen waardoor de katalysatordesactivering versneld wordt. 4.1.3 Waterstofpartiaalspanning

De waterstofpartiaalspanning zal binnen de gebruikelijke grenzen, 30 - 70 bar,

voornamelijk de kraakconversie en de HDN-activiteit bepalen. Een

waterstofpartiaalspanning van 45 bar resulteert, bij 3800 _{C en LHSV}

=

_{1, in een}

kraakconversie van ca. 10%. Omdat gekozen is voor tussen de 10 en 20% conversie is dit de minimaal benodigde waterstofpartiaalspanning. Äls ontwerp druk is dan ook 45 bar gekozen. Mocht men besluiten een hogere kraakconversie te willen bereiken dan kan dat ook geregeld worden door de temperatuur te verhogen.

L

t' ')

~ _ \ '(~ \

c

~

c4

j

l,

), (I r Cl J

Processtructuur en apparaatkeuze FCC Pretreater

4.2 Reactorconfiguratie

Indien slechts een reactor gebruikt zou worden zou dit, onder de gekozen

procescondities, leiden tot een zeer groot formaat, want met een LHSV

=

1 en een

voeding van 460t/h (volgt uit een conversie van 10% en een constante voeding

voor de FCC van 390 t/h) is een katalysatorvolume van 500 m3 benodigd. Daarom

is informatie omtrent reactorafmetingen ingewonnen bij de BP oil-Cat reforming &

hydroprocessing groep in Engeland. Hun advies luidde om twee reactoren parallel te plaatsen. De motivatie hiervoor luidt:

Het verwijderen van katalysator in een van de reactoren kan geschieden terwijl de andere in bedrijf blijft. Hierdoor wordt de ontzwavelde voeding naar de FCC verminderd, voor een constante FCC voeding kan onbehandelde WAX worden toegevoegd.

Door de grote doorzet zullen apparaten als warmtewisselaars parallel moeten worden uitgevoerd waardoor één serie warmtewisselaars per reactor ontworpen kan worden.

Door twee reactoren te gebruiken blijft de reactor diameter onder de 4 meter. Boven een diameter van 4 meter wordt transport van de reactor moeilijker en stijgen de kosten hierdoor aanzienlijk.

Beide reactoren worden dan ontworpen met 250m3 _{katalysator. Voor een tricleflow}

reactor is een gebruikelijke vloeistofdoorzet 4000 Ib/h/ft2 [38] de reactor binnen

diameter komt hierdoor op 3.87 m. De totale bed hoogte is dan 21.25 m. Het parallel plaatsen geldt alleen voor de lage druk sectie, er kan één hoge druk sectie gebruikt worden.

4.3 Scheiding produktenstroom

De produktenstroom uit de hydrotreater moet gescheiden worden voordat deze naar de FCC geleid wordt. Daarom wordt de produktenstroom alvorens geleid door een hoge drukscheider, een lage drukscheider en een fractioneerkolom. Hierdoor kan waterstofrijk gas gerecycled worden en kan de voeding van de FCC ontdaan worden van de lichtere componenten, die het gevolg zijn van hydrocracking. 4.3.1 Hoge drukscheider

In de hoge drukscheider (drie fasen scheider) worden de lichtste fracties en water

afgescheiden van de produktstroom. In het offgas zullen voornamelijk H_{2 ,} CH₄ en

H₂S aanwezig zijn samen met andere lichtere fracties tot C_{5 •} Dit offgas kan na H₂

S-verwijdering dienen als recyclegas. Het water dat afgescheiden wordt is afkomstig van een waterinjectie die voor de hoge drukscheider plaatsvindt. Het water wordt

gebruikt om NH3 op te lossen zodat deze niet voor problemen in de amine unit kan

Processtructuur en apparaatkeuze Fee Pretreater berekend door 5 %wt van de voeding van hoge drukscheider te nemen [39]. Op grond van dezelfde bron en uit lit. [38] is besloten de HP uit te voeren bij 50 oe. Bij

deze temperatuur vindt een goede scheiding plaats en is de vloeistof nog goed te

verpompen. Bij lagere temperaturen wordt de wax te visceus. De hoge druk scheider wordt uitgevoerd bij een druk die wordt aangegeven door het systeem. 4.3.2 Lage drukscheider

Na de hoge druk scheider wordt de stroom geleid door een lage drukscheider (twee fasen scheider). Hier worden de resterende lichte fracties afgescheiden. In het offgas zitten dezelfde componenten als in die van de hoge druk scheider, het

percentage H₂S zal echter wel hoger zijn. Het offgas wordt samengevoegd met het

overheadgas van de fractioneerkolom, door een amine absorbtiekolom gestript en

hierdoor van H₂S ontdaan. Dit gas kan in de LPG unit verder opgewerkt worden.

De werkdruk ligt rond de 6 bar. 4.3.3 De fractioneerkolom

De stroom wordt vervolgens geleid naar een fractioneerkolom, hier wordt deze gescheiden in gas, nafta, gasolie en een zwaardere fractie, de Fee-voeding. De voeding van de kolom moet op een temperatuur zijn waarbij alle fracties, die niet gewenst zijn in de Fee-voeding, zich in de dampfase bevinden. Deze fracties zijn: de gasolie, de nafta en het gas (LPG en fuelgas). Dit is het geval bij 390 oe bij de werkdruk van 3 bar. Deze temperatuur wordt bereikt door met de bodemstroom (FCC-voeding) de voeding voor te verwarmen. Verdere verwarming geschiedt met superheated steam.

In de kolom stijgt het verdampte deel van de voeding op en wordt gewassen met de neerdalende stroom gecondenseerde zwaardere produkten. Het niet verdampte deel van de voeding stroomt naar beneden en wordt met behulp van 3 theoretische schotels en stoom gestript om lichte componenten te verwijderen. De gebruikte

hoeveelheid stoom is berekend door uit te gaan van 20 kg stoom per m3 gestript

produkt [40].

De kolom is als volgt opgebouwd:

de eerste schotel is de condensor waar de nafta van het gas gescheiden wordt.

de volgende vier schotels zorgen voor een goede scheiding tussen gasolie en de nafta. De gasoliefractie wordt in een side stripper van drie theoretische schotels ontdaan van te lichte produkten.

schotels 6 tot en met 10 zorgen voor een goede scheiding tussen de wax en de gasolie.

op schotel 10 komt de voeding binnen.

de laatste drie schotels zijn om de te lichte componenten uit de omlaagstromende wax te strippen.

Op de vijfde schotel is een rondpompsysteem aangebracht met een koeler. Hierdoor wordt"het benodigd vermogen van de luchtkoeler van de condensor verminderd.

Processtructuur en apparaatkeuze FCC Pretreater Bovendien wordt hier warmte met een hoog energieniveau afgevoerd dat gebruikt kan worden voor het verwarmen van andere processtromen. Verder heeft dit tot gevolg dat de refluxstroom afneemt en dus minder vloeistof over de bovenste schotels zal stromen. De kolomdiameter in deze sectie neemt hierdoor af. Het gevaar kan echter bestaan dat de schotel boven de voedingsschotel droogt komt te staan. Dit is in ons ontwerp niet het geval, wat bleek na een verblijf tijd berekening van de kritieke schotel. Hierbij ontstaat geen kans op cocking. Zie bijlage 7.

De scheiding van nafta en het gas wordt met 1 scheidingstrap gedaan, namelijk in de refluxcondenser. Om te zorgen dat er niet te veel lichtere produkten met de nafta meegaan werkt de refluxcondenser bij 38°C, bij 2.8 bar. De specificaties waaraan de produkten moeten voldoen zijn behandeld in het tweede hoofdstuk.

4.4 Warmtewisselaars en fornuizen

Het processchema is nu in grote lijnen beschreven. De stromen zullen gaande weg door de verschillende apparaten verwarmd of gekoeld moeten worden. Hiervoor staan warmtewisselaars, koelers en fornuizen ter beschikking. Middels een pinchstudie is de optimale configuratie bepaald waarbij de af te voeren energie, door middel van koelers, en de toe te voeren energie, door middel van fornuizen, minimaal is. Dit is bereikt door een geschikte keuze te maken voor de warmte uitwisselende stromen. Met deze studie is de configuratie verkregen zoals deze in het flowschema staat en is bepaald tot welke temperatuur een stroom middels warmte uitwisseling gekoeld of verwarmd dient te worden. Uit de pinchstudie is gebleken dat stromen beneden de 140°C het best af te koelen zijn met een luchtkoeler en dat voor het op warmen van stromen boven 340°C een fornuis gebruikt dient te worden. Voor de grafische weergave van de pinchstudie wordt verwezen naar bijlage 8.

4.5 Processimulatie

Het proces is gesimuleerd met het simulatieprogramma HYSIM, met uitzondering van de reactor omdat hiervoor geen goede applicatie aanwezig was. In HYSIM is de reactor daarom beschouwd als een black box, waarvan de samenstelling en condities van de behandelde wax aan de uitgang berekend zijn aan de hand van een reactor simulatie model (bijlage 1). Voor de simulatie is het Peng Robinson model gehanteerd. Met de simulatie is aan de hand van de gekozen procescondities de temperatuur, druk en samenstelling en grootte van de verschillende stromen bepaald. In bijlage 4 staan de resultaten hiervan met betrekking tot stroomgrootte en samenstelling. De temperatuur en de druk van de verschillende stromen staan in het bijgevoegde Process Flow Diagram, dat hierna beschreven wordt.

4.5.1 Proces Flow Diagram

In het bijgeleverde Process Flow Diagram staat het proces beschreven. Globaal kan het proces verdeeld worden in twee secties, een hoge en een lage druk sectie. In

?L~

Gó

P 1 WAX PUMP

C 2 HYDROGEN COMPRESSOR H 3 HEAT EXCHANGER C 4 RECYCLE GAS COMPRESSOR

R 6 TRICKLE FLOW REACTOR Tll

H 7 HEAT EXCHANGER V12

H 8 AIR COOLER H13

P 9 WATER PUMP H14

WATER SOUR WATER

AMINE SCRUBBER H16 AIR COOlER

TWO PHASE SEPARATOR V17 lHREE PHASE SEPARATOR

HEATEXCHANGER Tl8 GASOIL STRIPPER

HEATEXCHANGER T19 AMINE SCRUBBER

FUEL GAS

SUPER HEAlED STEAM

PROCESS SCHEME OF FCC-FEED

PRETREATMENT

GASOIL

K.C. HOt.IBURG F. V.O. nr. 3077

M. VERLAAT MAART 1994

Processtructuur en apparaatkeuze FCC Pretreater het hoge druk gedeelte bevinden zich de reactoren en hoge drukscheiders, in het lage druk gedeelte bevinden zich de lage drukscheider en fractioneerkolom. Verder is de hoge druk sectie, zoals beschreven in paragraaf 4.2 ,verdeeld in twee parallelle trains.

4.5.2 Beschrijving

De wax afkomstig uit de vacuüm unit of het tankenpark wordt op druk gebracht door een pomp (P1). Het waterstof wordt door een compressor (C2) op druk gebracht en met de waxstroom gemengd. Warmtewisselaar (H3) zorgt voor opwarming van de stroom met de produktstroom uit de reactor. Voor het fornuis (F5) wordt een deel van het recyclegas (s21) toegevoegd waarna in het fornuis de stroom wordt opgewarmd tot procescondities. In het fornuis wordt oververhitte stoom geproduceerd, die bij de opwarming van de voedingsstroom van de fractioneerkolom (T15) gebruikt wordt. In de reactor (R6) neemt door de vrijkomende reactiewarmte de temperatuur toe. Daarom wordt tussen de bedden met koud recycle gas gequenched (s22). Na de reactor wordt gekoeld door de stroom langs de voeding te leiden (H3). De stroom wordt verder gekoeld met de koude stroom uit de lage druksectie (s26,H7), water wordt toegevoegd om ammoniak op te lossen en verdere koeling vindt plaats middels een luchtkoeler (H8). In de hoge drukscheider wordt waterstofrijk gas afgescheiden, dat in een

amine absorptiekolom (T11) van H₂S wordt ontdaan. De gasstroom wordt

teruggevoerd naar de reactor als recyclegas, waarbij een deel gespuid wordt om ophoping van onder andere methaan te voorkomen. De oliefracties uit beide hoge druksecties worden samen de lage drukscheider (V12) ingelaten. Hierbij ontwijkt

H₂S-rijk gas (s25). De oliefractie wordt weer opgewarmd om de fractionator (T15)

op de juiste temperatuur in te gaan. Hiertoe wordt de stroom opgewarmd met de stromen uit de hoge druksectie (10,1 Oa,H7), de uitgaande bodemstroom van de fractionator (H13) en als laatst met oververhitte stoom (H14). De stroom wordt in de fractionator gescheiden in vier fracties:

Een gasstroom (s41), die samen met de gasstroom uit de lage drukscheider (s25), door middel van een amine absorbtiekolom

(T19) van zijn H₂S ontdaan wordt. Dit gas kan naar de LPG-unit worden

gestuurd.

Een stroom nafta (s40), die naar de crude-unit gestuurd kan worden. Een gasolie fractie (s34), die op kwaliteit is en als diesel geblend kan worden, hiertoe moet eerst nog water verwijderd worden, de gasolie is te nat.

Een bodemstroom (s32), de ontzwavelde FCC-voeding.

FCC Pretreater

5.

APPARATUUR BEREKENINGEN

In dit hoofdstuk wordt ingegaan op de wijze waarop de apparatuur dimensionering tot stand is gekomen. De resultaten en de berekeningen staan vermeld in bijlage 2 respectievelijk 5.

5.1

Warmtewisselaar

De warmtewisselaars zijn ontworpen volgens de relaties uit Chemical Engineering

[30]. Voor een warmtewisselaar geldt de algemene formule:

waarin:

Q = Uitgewisselde hoeveelheid warmte per tijdseenheid

U

=

Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt

A

=

Oppervlak waarover warmte overgedragen wordt

6. Tm

=

Gemiddeld temperatuur verschil

(5.1)

[W]

[W/m2_0C]

[m2] [OC]

Voor warmtewisselaars met meerdere mantel of pijp passes, geldt:

!!,. Tm = _{Ft!!" T1m} (5.2)

waarin Ft staat voor de correctiefactor voor niet ideale tegenstroom.

waarin: !1T

_'m

T,

T

₂ t, t₂ ( Tl -

t

₂) - ( T₂ - t_l ) ln (Tl -

t

2 ) ( T₂ - ti)

=

logaritmisch gemiddeld temperatuurverschil

=

inlaat temperatuur mantel

=

uitlaat temperatuur mantel

=

inlaat temperatuur pijp

=

uitlaat temperatuur pijp

(5.3)

De uitgewisselde hoeveelheid warmte per tijdseenheid kan worden berekend als de gemiddelde warmtecapaciteit (Cp) van de warme of de koude stroom bekend zijn.

Q =

<p

C '(T-T) =

<p

C '(T-T)

M co1d P co1d 1 2 Mhot Phot 1 2 (5.4)

Door een goede schatting van de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt, U, kan nu het warmtewisselend oppervlak berekend worden. Als alle dimensies van de warmtewisselaar bekend zijn kan de werkelijke U berekend worden uit de warmteoverdracht relaties.

Apparatuur berekeningen FCC Pretreater 5.2 Amine absorptie kolom

Voor de dimensionering van een amine absorptie kolom werd gebruik gemaakt van de relaties uit Chemica I Engineering [30] en het SP handbook voor Chemical

Engineering [31].

De totale stroom absorptiemiddel wordt berekend via de volgende formule:

waarin: <I> _M

=

amine

=

molenstroom <l>M_gas (YIH2s - Y2 H2) (Xl _{-X2 )}

=

molfractie van de gasfase

[mol/s] [mol/mol]

(5.5)

C/JM

y

x

=

beladingsfractie van het oplosmiddel [mol H2S/mol DEA]

indices:

1,2 = inlaat, uitlaat

De molenstroom absorptiemiddel wordt naar massastroom omgerekend door te vermenigvuldigen met de molmassa :

(5.6)

De diameter wordt berekend via de liquid-vapour flow-factor (F_{Lv )} en de packing

factor (Fp ). De packing factor is een factor specifiek voor een bepaald soort

packing. De liquid-vapour flow-factor (FLV ) kan berekend worden uit de gas- en

vloeistofstromen . waarin: L' _w

V·

_w F

=

L;~

Pv

LV • P Vw L

=

massa stroom vloeistof per doorstroom oppervlak

=

massastroom gas per doorstroom oppervlak

= dichtheid vloeistofstroom

=

dichtheid gasstroom

(5.7)

[kg/m2s] [kg/m2_s] [kg/m3 ] [kg/m3 ]

Het oppervlak hoeft nog niet bekend te zijn omdat deze in de vergelijking wegvalt.

Apparatuur berekeningen

Het floodingpercentage wordt dan:

%Flooding

=

100'~

K4 0.8

Nu kan V'_w uitgerekend worden:

Waarin: jJ

v;

=

K4 P V ( P L - P v)

42 . 9 F p ( ~ L/ P L)

=

viscositeit van de vloeistof [cP]

Het benodigde kolomoppervlak berekent men dan:

waarin:

=

massastroom gas [kg/sj

Hieruit volgt de diameter van de kolom:

Dkolom =

~

!

Akolom

De hoogte van de kolom (Z) wordt berekend met de vergelijking:

Z

=

NodfoG

waarin HOG de hoogte van een gasfase transporttrap,

G H = _ _ m_ met KG

a

P OG KaF G

=

gas-film transportcoëfficiënt

=

oppervlak per volume packing

=

totale druk

FCC

Pretreater (5.8)

(5.9)

(5.11) (5.12) (5.13) (5.14) [kmol/m2_{s bar]} [m2_/m3 ] [bar]

NOG is het aantal gasfase transporttrappen dat nodig is voor een bepaalde scheiding.

(5.15)

waarin: fly,

Apparatuur berekeningen FCC Pretreater

(5.16)

Als de packing bekend is kan

KG

berekend worden en daarmee de hoogte van de

kolom. Wel wordt uitgegaan van een efficiency van 100%. Omdat deze in het echt rond de 50% ligt wordt de hoogte die berekend wordt met twee vermenigvuldigd. 5.3 Drie fasen scheider

In een drie fasen scheider worden een gasstroom en twee vloeistofstromen van elkaar gescheiden. Voor een goede scheiding moeten de verschillende fasen voldoende tijd hebben om van elkaar los te komen. Dit uit zich in een verblijf tijd. Om een drie fase scheider te dimensioneren wordt iedere fase apart bekeken. De gasfase

Er moet voldoende ruimte zijn om vloeistofdruppels te scheiden van de gasstroom. Hiervoor geldt dan een maximale gassnelheid:

U.

=K~

max ~~

(5.17)

Waarin K een factor voorstelt die afhankelijk van de vloeistofdruppel grootte en specifiek is voor de eigenschappen van de te scheiden gas en vloeistof stroom. De maximale gassnelheid wordt ook bepaald door:

waarin:

Qv

Umax

=

_favA

Qv = volumestroom gas per tijdseenheid

A

=

vatdoorstroomoppervlak

fav

=

gasdoorstroomoppervlak als fractie van A

Pv

=

dichtheid gasfase

PL

=

dichtheid lichte vloeistoffase

(5.18) [m3_/s] [m2] [-] [g/ml] [g/ml]

~

De

lichte vloeistoffase

(Cl; ()

De verblijf tijd van de lichte vloeistoffase wordt bepaald door het volume lichte vloeistof in het vat en de volumestroom van de licht fase:

(5.19)

waarin: Ol

=

volumestroom lichte vloeistoffase per tijdseenheid [m3/s]

fal

=

lichte fase doorstroomoppervlak als fractie A [-]

L

₌

de lengte van het vat [m]

I

l

'" ,,-

.~

"'-

v...

CL v

t

v

~ ~

'b \

0

~ ~

QV) Q

Î.

Apparatuur berekeningen

o

FCC Pretreater

De zware vloeistoffase

~

De bezinksnelheid van zware vloeistofdeeltjes wordt gegeven door een afleiding van de wet van Stokes:

(5.20)

De bezinkingstijd wordt daarmee gegeven door:

t_s (settlingtime) =

fat

L (5.21)

waarin:

=

zware fase doorstroomoppervlak als fractie van A [-]

=

de totale vloeistof volumestroom [m3/s]

= dichtheid zware vloeistoffase [g/ml]

Met de berekeningen van de afzonderlijke fasen kan, door een redelijk verhouding LID , het totale oppervlak A berekend worden. Door een schatting te maken voor de maximale gassnelheid en de verblijf tijden van de vloeistoffasen ook de vloeistofhoogte in het vat berekend worden.

De berekeningen zijn gemaakt met de volgende ontwerpparameters: \

- LID verhouding = 5

- Verblijftijd vloeistoffasen

=

600 s

- Vloeistofhoogte zware fractie = 0.3048 m

5.4 Twee fasen scheider

Een twee fasen scheider wordt op overeenkomstige wijze berekend als een drie fasen scheider. De maximale gassnelheid wordt gegeven door een Souders-Brown soort vergelijking:

(5.22)

Om de vloeistofhoogte te kunnen berekenen moet de oppervlakte fractie fav bekend zijn. Deze is uit te rekenen uit de horizontale gassnelheid:

Apparatuur berekeningen FCC Pretreater De gas verblijftijd wordt berekend door:

De bezinktijd voor een vloeistofdruppel is:

fh,fl

t

_s =

u

max

Uit de relaties voor t5 en tR volgt:

D

=

(5.24)

(5.25)

(5.26)

Door een goede verhouding van LID te kiezen, kan een door een iteratief proces de diameter van het vat berekend worden.

C'

\",J

LVe~

p

:&pe (S

De berekeningen zijn gemaakt met de volgende ontwerpparameters:

- LID verhouding

=

5

- Verblijftijd vloeistoffase

=

300 s

- Vloeistofhoogte

=

0.3048 m

5.5 Pompen en compressoren

De pompen en compressoren zijn niet in detail berekend, omdat de eigenschappen van dit soort equipment volledig wordt bepaald door het type pomp of compressor

en de fabrikant. Wel is uit gegaan van een theoretisch rendement van 75

%.

5.6 Corrosie en veiligheidsaspecten

Omdat in bijna alle processtromen het corrosieve H₂S aanwezig is, soms zelfs

s~~water, moet de materiaalkeuze daaraan aangepast worden. Ook de

. ntwerpdfUl<n:l e~ekozen worden dan normaal vanwege het gevaar voor

het giftige H2S. l 0 " '-'VCv\

~

') t

(J e

ll

'

c

l{e-~

p

\t

<>

(ets.

pV-l?:::'~",

\AA.o".X, PVo( _ IJ',' -es>

ov-.i

WL-~

ct\{

wl

v

{J . ()-

P

P

eLv-wk-_

~r

-- ~~'V.J(J....,,",-<.('

<:5\A-FCC Pretreater

6.

PROCESREGElING

6.1 Temperatuurregeling

Eén van de belangrijkste regelpunten is de temperatuur in de reactor. Om de gewenste zwavelspecificaties te bewerkstelligen moet de temperatuur van de reactor hoog genoeg zijn. Door desactivering van de katalysator in de loop van de tijd zal de zwavelconversie afnemen. De produktspecificaties kunnen niet on-line gemeten worden. Door samples van de produkten te nemen kan worden vast gesteld of aan de specificaties voldaan is. Bij te hoge zwavelconcentraties in de produkten moet de reactortemperatuur verhoogd worden. Dit kan bewerkstelligd worden door de voedingsstroom meer te verwarmen in het fornuis of door de quench hoeveelheden aan te passen.

6.2 Doorzetregeling

Bij hogere temperaturen neemt de kraakconversietoe, waardoor de voedingsstroom naar de FCC in hoeveelheid zal afnemen. Om dit verlies in FCC-voeding te vereffenen kunnen twee oplossingen worden aangedragen.

De eerste oplossing ligt voor de hand en dit is de doorvoer van de pretreater te verhogen, hierdoor moet er nog meer wax worden ingekocht. Bovendien wordt met een groter doorzet de LHSV groter waardoor de zwavelconversie weer afneemt. Een andere manier van doorvoerregeling is het cutpoint van de gasoliefractie uit de main fractionator te verlagen, zodat meer FCC-voeding ontstaat. Dit kan worden geregeld door de inlaattemperatuur van de mainfractionator te koppelen aan de flowmeter van de FCC-voeding. Door een lagere ingangstemperatuur zullen zwaardere gasoliefracties niet verdampen en mee gaan als FCC-voeding. Dit levert een lichtere dieselfractie met minder aromaten. Maar de kwaliteit van de FCC-voeding gaat achteruit, omdat meer lichtere produkten in de FCC-voeding terecht komen, die op hun beurt weer gekraakt worden in de FCC tot lichtere produkten. Hierdoor ontstaat dan extra gasvorming.

Om de doorvoer constant te houden zal dus gebruikt worden gemaakt van beide methoden en een economische afweging zal uitmaken waar het compromis zal liggen.

FCC Pretreater

7.

PROCESRISICOBEHEERSING

Het grootse risico het proces met zich mee brengt is de aanwezigheid van H₂S in

de processtromen. Buiten het feit dat H₂S een corrosief karakter heeft is het ook

buitengewoon giftig. Het gas heeft een rotte eieren lucht en heeft een bovenreukgrens van 100 ppm. Boven deze grens worden de reukorganen en het ademhalingsmechanisme aangetast. Juist door de aantasting van dit mechanisme

gaat men sneller ademen en ademt men meer H₂S in, enz. Een blootstelling van een

3 minuten aan 100 ppm of meer kan al dodelijk zijn. Extra veiligheids-maatregelingen moeten dan ook worden getroffen voor mensen die op de plant werken.

Ook de plant zelf moet worden aangepast met betrekking op het te gebruiken materiaal en andere ontwerpparameters, met een hogere veiligheidsmarge. Men kan hierbij denken aan extra drukbeveiliging, detectors bij kleppen enz. Een totale HAZOP analyse is niet uitgevoerd vanwege tijdgebrek.

Meer gegevens over H₂S staan vermeld in bijlage 10.

FCC Pretreater

8. KOSTEN BEREKENING

De totale kosten van een fabriek kunnen als volgt worden weergegeven lit [33]:

(8.1)

Waarin:

KT

=

totale kosten

Kp

=

kosten die afhankelijk zijn van produktievolume

I = investeringen

L = loonkosten

Voor het Isard model gelden de volgende parameters: tabel 4, parameters volgens Isard

Iisard

'

I

~

.00

I

~

.93

I

~.194

8.1 Investeringskosten

De investeringskosten zijn berekend op twee methoden, de methode van Wilson

en Taylor.

Taylor:

De methode van Taylor gaat uit van processtappen, waarbij rekening gehouden

wordt met temperatuur, druk, doorvoer, materiaal en relatieve omzetting. De formule voor de Taylor:

waarin: I

=

f

=

C I = 4S·f·pO.39_I_ investeringen costliness index 220 f=L(l. 3) Sj

P

=

capaciteit [kt/j] ~~

Chem. Eng. Plant Co st indexcijfer~(maart 1994

=

CEPC (USA) index in 1978

Sj

=

Score van functionele unit

Kosten berekening

Het ontwerp is onderverdeeld in vijf secties:

- opwarming en recycle (2x) - reactor sectie (2x) - hoge drukscheiding (2x) - lage drukscheiding - fractioneren FCC Pretreater

Voor ieder sectie kan een bepaald aantal punten behaald worden volgens Iit [33] en hieruit kan de, costlines index, f berekend worden.

Tabel 5 costliness index berekening

Doorzet Materiaal t reactie

prr

max Speciaal Si f

Opwarming Wax 0.3 2 0 3 0 5.3 4.02 Process Reactor 0 2 0 3 0 5.3 4.02 HP sep 0.1 2 0 2 1 5.1 3.81 LP sep 0.1 2 0 0 0 2.05 1.71 Fractionator 0 2 0 0 0 2 1.70

.

twee maal omdat twee parallelle trams gebruikt worden .

Omdat met twee parallel secties wordt gewerkt, worden ook de kosten per train berekend omdat de doorvoer in de hoge druk sectie ook in tweeën is gesplitst. De costlines index factor voor de hoge druksectie komt neer op :

f=15.7

De kosten per train komen dan op:

I = 25.6 miljoen ponden.

De costlines index voor de lage druksectie komt neer op: f= 3.4

De kosten voor de lage druk sectie zijn:

I = 5.2 miljoen ponden.

De totale investeringskosten komen dan neer op:

I = 56.4 miljoen ponden. (1 pond = 2.9 gulden) = 163.6 miljoen gulden

Wilson:

Voor de methode van Wilson zijn minder gegevens nodig om tot een schatting van de investeringskosten te komen.

Kosten berekening FCC Pretreater

Waarin:

C

I = f'N' (AUC) F 'F 'F . _ I _ p t m 132

f

=

een correctie factor die afhankelijk van het soort proces

Fp,t,m

=

correctie factoren voor druk, temperatuur en materiaal.

AUC = Average Units Cast (miljoen pond)

132 = CEP index cijfer in 1971

nn_

N = Aantal apparaten

(

~'.)

Voor AUC geldt:

AUC = 21' (Jaardoorzet) 0.675

(8.3)

(8.4)

Ook bij de methode van Wilson worden de kosten van de hoge en de lage druksectie apart berekend:

Tabel 6 Wilson factoren

HOGE DRUKSECTIE LAGE DRUKSECTIE

AUC 0.4 0.61 Fp 1 .1 1 Ft 1 .1 1.1

Fm

1.3 1.3 f 2 2 N 5 3

Voor een hoge druksectie moet een investering betaald worden van:

I

=

18.1 miljoen ponden

Twee hoge druk trainen komen dan op:

I

=

36.2 miljoen ponden

De lage druk sectie komt neer op:

I = 15.1 miljoen ponden

De totale investeringen worden dan:

la = 51.3 miljoen ponden

=

148.8 miljoen gulden

Kosten berekening FCC Pretreater Extra investeringen:

Omdat op dit moment er niet voldoende waterstof aanwezig is om een eventuele MHC te runnen, zal er waterstof ingekocht moeten worden of een nieuwe waterstofplant gebouwd moeten worden. De kosten hiervan werden geschat aan de hand van BP Upgrading Book lit [38]. Zo ook zal er een nieuwe zwavelunit moeten komen voor de 200 ton per dag extra zwavel die geproduceerd wordt. Kosten (berekend via de "sixth-tenth rule"):

Waterstofplant : 122 miljoen gulden 40 MMSCFD Zwavelplant: 44 miljoen gulden 200 TPD Totaal extra: 166 miljoen gulden

Totale investeringen: 320 miljoen gulden (afgerond) 8.2 Produktiekosten

De produktiekosten van de fabriek worden berekend door de grondstofkosten en energieprijzen te berekenen.

tabel 7 produktiekosten

hoeveelheid prijs totaal

wax [t/hl 460 + waterstof [t/hl 5 + stoom [t/hl 12 + energiekosten [kj/hl 1.2 107 + stookkosten [GJ/hl 123 + totaal [fllhl f 96636,-..

+ In verband met geheimhouding niet vermeld (Inzage tijdens bespreking)

De produktiekosten per jaar zijn, uitgegaan van 8500 uur, 821 miljoen gulden per jaar

8.3 Loonkosten

7

Voor de loonkostenberekening wordt uitgegaan van 5

~

xt

~

e;soneelsleden

en 5 shiften. Uitgaande van een kostenplaatje per man van f 1

CJOOOO,-

per jaar, komen de loonkosten neer op:

KL

=

5 * 5 * 1 00000

=

f 2.5 miljoen per jaar

De totale kosten komen dan neer op volgens formule (8.1) :

Kosten berekening

Fee

Pretreater 8.4 Opbrengsten en winstberekening

tabel 8 Produktkosten

hoeveelheid tt/hl prijs IS/tl opbrengst IS/hl

Laag zwavelige wax 388 X 388X

+ Gasolie 62 + Nafta 7 + Lights 3 Waterstof (75%) 1.6 + Zwavel 8 + Totaal 11853 + 388X $/h .. ..

+ In verband met geheimhouding prijzen niet vermeld (Inzage tijdens bespreking)

Winstberekening, IRR en ROl

De winstberekening zou gedaan kunnen worden als de prijs van 0 tzwavelde wax

bekend zou zijn. De meerwaarde van de wax zit in de extra conv rsie in de

Fee

en

produkten met een betere kwaliteit. De meerwaarde van de tzwavelde wax is

niet berekend omdat daar te weinig gegevens over beschikb waren. Wel is de

meerwaarde van ontzwavelde wax berekend bij een IRR (I tere t Rate of Return)

van 20

%.

De waarde 20

%

is genomen omdat Nerefco dat als een criterium

beschouwt voor een eventuele investering. Aangenomen is dat de fabriek over een periode van 10 jaar wordt afgeschreven verder wordt er geen rekening gehouden met belastingen.

De IRR werd berekend met behulp van een programma geschreven door A.

Spiering. Aangenomen werd dat de inflatie 3 % en de re'î!te 8 % op jaarbasis is.

~~.

b I 9 C h FI b k . . [kfll ~~~

ta e as ow ere enlng In _/

Jaar Netto winst Capex / 1 Discount factor Cash flow

1994

-

3000

) /

1.166 -3499 1995

-

30000 } 1.08 -32400 1996

-

120000 J 1 -120000 1997 67586 147000 0.926 -73531 1998 67573 0 0.857 57933 1999 67553 0 0.794 53626 2000 67525 0 0.735 49633 2001 67486 0 0.681 45930 2002 67430 0 0.630 42493 2003 67350 0 0.583 39298 2004 67230 0 0.540 36323 2005 67052 0 0.500 33543 2006 66778 0 0.463 30931

Kosten berekening FCC Pretreater

Uit de netto winst berekening en de totale kosten volgt de prijs die ontzwavelde wax moet opleveren wil het proces economisch aantrekkelijk zijn.

Dit geeft na berekening aan dat het prijsverschil tussen ontzwavelde wax en niet

voorbehandelde wax

t

28.5/t moet zijn.

De uitdraai van de berekening zijn te vinden in bijlage 8 .

De netto winst in 1997 is 67,586 ktl. De totale investeringen zijn 320,000 kfl De ROl wordt dan berekend op :

FCC Pretreater 9. CONCLUSIE

De FCC ontzwavelingsfabriek produceert 388t/h ontzwavelde wax en 60 t/h

gasolie van goede kwaliteit. In bijlage

6

zijn de kwaliteiten van de produkten

vermeld. De zwavelspecificaties waaraan voldaan moest worden zijn behaald, zie de resultaten in tabel 10.

tabel 10 produktkwaliteiten

zwavelgehalte %wt S

Niet behandelde wax 1.91

Ontzwavelde wax 0.12

Gasolie fractie 0.035

Nafta fractie 0.007

De fabriek wordt rendabel bij een prijsverschil van f 28,5 in laag en hoog zwavelige wax. In de toekomst, wanneer de zwavelspecificaties van kracht zullen zijn, zal als gevolg daarvan laag zwavelige produkten in prijs stijgen. Tevens wordt, door de ontzwaveling van wax, het percentage zwavel in de neergeslagen coke op de FCC-katalysator lager. Het gevolg hiervan is een verminderde SOx uitstoot bij de regeneratie van de FCC-katalysator. Dit is een gunstig effect omdat de uitstoot van

SOx een belangrijk probleem is van een raffinaderij.

Aanbevolen wordt meer onderzoek te doen in de optimalisatie van de combinatie ontzwaveling en FCC om tot de juiste configuratie te komen.

FCC Pretreater 10.SYMBOLENLIJST

Sf

=

Concentratie zwavel in de voeding [kg/kg]

Sp

=

Concentratie zwavel in het produkt [kg/kg]

Nf

=

Concentratie stikstof in de voeding [kg/kg]

Np

=

Concentratie stikstof in het produkt [kg/kg]

PH,

=

Waterstofpartiaalspanning [bar]

k,K

₌

Algemene benaming constanten

T

=

Temperatuur lOC]

LHSV

₌

Liquid Hourly Space Velocity [v/v]

A

₌

Gasoline back end cutpoint [OCl

BP

₌

Gas oil mid-boiling point [OCl

D

₌

Dichtheid [g/cc]

C1

₌

Conversie

<

370 °C [kg/kg]

C

₌

Conversie

<

370 °C [%]

<Pm

=

Massa stroom ft/hl

M

₌

Mol massa [g/mol]

C,.2

=

Constante

Dp

₌

Effectieve diameter van het katalysatordeeltje [m]

L

₌

Lengte katalysatorbed [m]

Us

=

Superficiële vloeistofsnelheid [mis]

jJ

=

Viscositeit [cP]

0

₌

Uitgewisselde hoeveelheid warmte per tijdseenheid [Wis]

U

₌

Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt [W/m 20C]

A

₌

Warmte wisselend oppervlak [m 2J

f1Tm

=

Gemiddeld temperatuurverschil [ °C]

f1Tlm

=

Logaritmisch gemiddeld temperatuurverschil [OC]

t

=

Temperatuur [ °C]

Cp

=

Warmte capaciteit [KJ/kg]

y

₌

Gas molfractie [mol/mol]

x

=

beladingsfractie [mol/mol]

p

₌

dichtheid [g/ml]

F_LV

₌

Vloeistof-gas flow factor

Fp

=

Packing flow factor

<PM

=

Mol flow [mol/h]

L" _w

₌

Massastroom vloeistof per doorstroom oppervlak [kg/m 2s]

V" _w

₌

Massastroom gas per doorstroom vloeistof [kg/m2s]

Akolom

=

Kolom doorstroomoppervlak [m2]

Dkolom

=

Kolomdiameter [m]

Z

₌

Kolomhoogte [m]

HOG Hoogte van gasfase transportstap [m]

NOG

=

Aantal gasfase transportstappen [-]

U_max

₌

Maximale gassnelheid

[mis]

Qv

=

Volumestroom gas per tijdseenheid [m3/s]

Ol

=

volumestroom lichte vloeistof per tijdseenheid [m3_/s]

vatdoorstroomoppervlak

=

verblijf tijd van de lichte fase

=

bezinktijd

=

gas verblijf tijd

=

horizontale gassnelheid FCC Pretreater [m2/m2]

[sj

[sj

[sj

[mis]