Ontwerp van een soaker-visbreaker voor Kuwait Petroleum Europoort B.V.

,~i

FVONr.

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Ontwerp van een soaker-visbreaker

voor Kuwait Petroleum Europoort B.V.

Auteurs

Telefoon

Morten Konttorp

J

eroen Meewisse

Ron Mangert

Raymon Krul

Keywords

015-2560737

015-2855706

015-2618325

015-2123070

Visbreaking, soaker-visbreaker, thermocracking

Datum opdracht :19 feb 1997

Datum verslag

:23 mei 1997

Samenvatting

Het doel van dit fabrieksvoorontwerp was he simuleren an een visbreaker en deze vergelijken met de huidige configuratie. Allereers moest worden bepaald of er een coil-visbreaker of een soaker-visbreaker gesimuleerd ging worden. Er is, naar aanleiding van een voorlopige economische berekening gekozen voor een soaker visbreaker, omdat deze in deze berekening rendabeler was.

Het fornuis is aan de hand van artikelen van Castellanos en Cooper & Ballard ontworpen, de soaker is ontworpen volgens een patent van Akbar. De

scheidingssectie is gesimuleerd met het computerprogramma AS PEN , hierbij is de visbreaker opgenomen als een 'black-box'.

De voeding van het proces is vacuum bottoms van Kuwait crude met dichtheid van 5.28o_{AP!. Deze voeding is 1241 ton/dag (50 m}3_/h).

Het ontwerp leverde de volgende produktstromen: • Een dry gas-stroom van 34.1 ton/dag,

• een nafta-stroom van 25.1 ton/dag, • een LGO-stroom van 180.0 ton/dag, • een HGO-stroom van 83.1 ton/dag, • een residu-stroom van 918.4 ton/dag.

Alle produktstromen voldoen aan de door Q8 gestelde eisen.

Er is gekozen voor low-NOx branders die op zowel gas als op olie of op een

combinatie hiervan kUImen branden. Het voordeel van deze low-NOx branders is dat de uitstoot voorlopig voor een aantal jaren voldoet aan de steeds strenger wordende milieu-eisen. Het voordeel van het kunnen branden op alle soorten brandstof is dat er eenvoudig kan worden overgeschakeld op de goedkoopste soort.

Om te zorgen voor een stabiele residustroom is de totale conversie in de visbreaker gesteld op 8 wt%.

Het door ons ontworpen proces hoeft maar eens per jaar stil te liggen om te de-coken, wat aanzienlijk voordeel oplevert t.o.v. de huidige opstelling die iedere 120 dagen stil ligt.

Het was niet mogelijk om binnen de beschikbare tijd het gesimuleerde proces nauwkeuriger te vergelijken met de huidige configuratie. Door samenloop van omstandigheden waren gedetailleerde gegevens van de huidige configuratie niet op tijd binnen, zodat de vergelijking niet kon worden gemaakt. Wel is er een

economische berekening uitgevoerd om na te gaan of het proces winst oplevert. Het proces maakt op basis van deze analyse weinig winst in de eerste tien jaar, na die tien jaar zal het proces rendabeler zijn.

[Ä V CA (

l

ct

1

i

t

l'

t

Y

, "'- \I

~ ~+

~

Inhoudsopgave

Hoofdstuk 1 Inleiding

1

Hoofdstuk 2 Uitgangspunten

2

2. 1 Procesrou te

2

2.1.1 Coil versus Soaker-visbreaker 2

2.1.2 Quench en drukverlaginq 3

2.1.3 Destillatie 3

2.1.4 Blokschema 3

2.2 Reacties

5

2.2.1 Reactiecomponenten 5

2.2.2 Reactiemechanisme van thermisch kraken 5

2.2.3 Stoechiometrie en kinetiek 6

2.3 Specificaties

6

2.3.1 Fabriekscapaciteit 6

2.4 Stoffenoverzicht

7

Hoofdstuk 3 Processtructuur; Apparatuur en Procescondities

9

3.1 Motivatie processtructuur; Apparatuur en Procescondities

9

3.1.1 Reactiesectie 9 3.1.2 Scheidingssectie 11 3.1.3 Warmte-integratie 11 3.1.4 Overige apparaten 12

3.2 Thermodynamica

13

3.2.1 Reacties 13 3.2.2 Warmtecapaciteit: Cp en verdampingswarmte 13 3.3.3 Warmte-effecten in Aspen+ 14

3.3 Procesflowschema

15

Hoofdstuk 4 Procesflowsheet en Apparatuurberekeningen

16

4.1 Reactiesectie

16

4.1.1 Fomuisberekening 16 4.1.2 Soaker 23

4.2 Scheidingssectie

29

4.3 Warrnteintegratie

28

4.3.1 Berekening Stoomgenerator 28

4.4 Overige apparatuur

30

4.4.1 Berekening van de recucle-pomp 30

4.4.2 Blower 31

4.4.3 Gas I vloeistof scheider 31

Hoofdstuk 5 Massa en warmtebalans

33

7.1 Procesregeling van

rea~tiesectie 7.1.1 Temperatuurregeling

7.1.2 Drukregeling

7.2 Procesregeling van de scheidingssectie

7.3 Regeling van de processtromen

7.4 Regeling van de warmte-integratie

Hoofdstuk 8 Procesveiligheid

8.1 HAZOP-analyse

8.2 Algemene veiligheidaspecten

8.3 Milieuaspecten

Hoofdstuk 9 Economische berekeningen

9.1 InvesteIingen

9.1.1 Investering met methode van Zevnik Buchanan 9.1.2 Investering met methode van Taylor

9.2 Kosten en Baten

9.2.1 Productiekosten 9.2.2 Inkomsten

9.3 Rentabiliteit

9.3.1 Winst

9.3.2 Return on Investment (ROII 9.3.3 Intemal Rate o[Retum

9.4 Evaluatie economische berekening

9.4.1 Evaluatie

9.4.2 Nauwkeurigheid en gevoeligheid economische berekening

Hoofdstuk 10 Conclusies en Aanbevelingen

10.1 Conclusies

10.2 Aanbevelingen

Afkortingen- en Svrnbolenlijst

Literatuurlijst

Bijlagen

Soaker-visbreaker versus coilvisbreaker.

11

Fornuis

A B

c

D Datasheet Overzichtstekening

Ontwerp gasketless plate warmtewisselaar Fl.uxberekeningen en grafieken

49

49 49

49

50

50

51

51

53

53

54

54

54 55

56

56 58

59

59 59 59

60

60 60

61

61

61

62

65

BI

B2 B2 B5 B6 B8

III

Kolonunen

BIl

A Ontwerp (ractionator Bll

B1 Ontwerp vacuümkolom B14

B2 Steam jet air ejector B17

C Schotelproûelen van de kolommen B18

IV

Ontwerp gas/vloeistof scheider

BIg

V

.

Ontwerp stoomgenerator (thermosyphon en steam drum)

B20

VI

Ontwerp recyclepomp

B23

VII

Stoffenoverzicht

B24

VIII

Stromenoverzich t

B26

Hoofdstuk

I!

Inleiding

In opdracht van de olieraffinaderij van Kuwait Petroleum Europoort B.V wordt een

visbreaker ontworpen. Deze visbreaker zal met de huidige visbreaker. die niet meer aan de milieu-eisen of aan de Q8-eisen voldoet. vergeleken worden.

Visbreaking is een mild thermisch kraakproces. Het doel van het proces is het verlagen van de viscositeit. door het onder invloed van hoge temperaturen opbreken van lange

koolstofketens. De produkten van het proces zijn gas. thermisch gekraakte nafta. lichte en zware gasolie en residu. Deze zijn verder in de raffmaderij te verwerken tot bruikbare produkten.

Belangrijk in dit ontwerp is de keuze voor de configuratie van de visbreaker. De keuze is tussen een visbreaker bestaande uit een fornuis gevolgd door een soaker of een visbreaker die alleen uit fornuis bestaat. een coil-visbreaker. Het fornuis krijgt de nadruk. deze moet op basis van moderne technieken en strenge milieu-eisen ontworpen worden.

Deel van de opdracht is ook de inpassing in de huidige raffinage opstelling bij Q8. Gebruik van bijvoorbeeld een bestaande destillatietoren kan aanzienlijk in de kosten schelen. De doorzet van de visbreaker is 1241 ton/dag vacuüm bottoms. De voeding is de bodemfractie van de vacuüm destillatie van de ruwe olie "Kuwait crude" deze heeft een dichtheid van 30 °AP!. De voeding van de visbreaker heeft een dichtheid van 5.28 oAPI. een asfaltenengehalte van 9.6% en een zwavelgehalte van 4.5%.

De maximale conversie wordt door de stabiliteit van het residu bepaald. Bij een te hoge conversie zullen de asfaltenen in het residu cokes vormen en zich afzetten op de wanden van de installatie. De huidige visbreaker moet iedere 120 dagen zes dagen stilliggen om te de-coken met stoom en lucht.

Het doel is de nafta en de (lichte) gasolie stromen te maximalisereri om de installatie zo economisch mogelijk te laten draaien. Het residu wordt met een "cutter stock" opgemengd om aan de specificaties van stookolie no. 6 te voldoen. Het residu kan ook als grondstof voor asfaltproduktie dienen.

Hoofdstuk 2 Uitgangspunten

2.1 Procesroute

2.1.1 Coil versus Soaker-visbreaker

Bij visbreaking zijn in de literatuur twee hoofdvarianten beschikbaar voor de uitvoering van de reactie.

Coil-visbreaker Deze variant bestaat uit alleen een fornuisgedeelte waarin de stroom

tot reactietemperatuur verhit en vervolgens de gewenste conversie bereikt wordt. De te visbreaken stroom gaat in buizen door het fornuis heen. Deze buizen worden aan de

buitenkant verhit door verbrandingsgassen. Hiervoor zijn diverse brandstoffen mogelijk zoals aardgas, of een oliefractie (licht, b.v. nafta tot zwaar b.v. no. 6 fuel oil).

Soaker-visbreaker Deze variant bestaat uit een fornuis gevolgd door een vat dat niet

actief verhit wordt en er toe dient de verblijf tijd te vergroten. Het fornuis dient er hier alleen toe de conversietemperatuur te bereiken en zal dus kleiner zijn dan het fornuis van de coil-visbreaker. Het vat zorgt voor een dusdanige verblijftijd dat de gewenste conversie bereikt wordt.

De conversie bij visbreaking is vooral afhankelijk van de temperatuur en de verblijftijd. De conversie bij een verblijftijd van twee minuten op 470 °C is gelijkwaardig aan de conversie bij een verblijf tijd van vier minuten en een temperatuur van 455 °C. Bij de vergelijking van de twee configuraties is er van uitgegaan dat de verblijftijd bij de soaker langer is en de temperatuur daar dus lager kan zijn. Deze lagere temperatuur geeft minder strenge kraakcondities en dus minder coke-vorming.

Voor en nadelen van de twee conftguraties

-Het fornuis met soaker werkt bij lagere temperatuur en bovendien hoeft het soakergedeelte

niet gestookt te worden. De brandstofconsumptie zal bij de coil-visbreaker dus groter zijn. -De kapitaalinvestering is bij de soaker-visbreaker kleiner dan bij de coil-visbreaker. Een soaker is een geïsoleerd vat, eventueel met internals voor een goede doorstroming. Een

dergelijk vat is goedkoper dan een fornuis. Bij de soaker-visbreaker is het totale volume van

de installatie wel groter dan bij de coil-visbreaker, maar de extra kosten voor het grotere volume worden teniet gedaan door het dure fornuis.

-De coil-visbreaker kan flexibeler opereren, de temperatuur kan makkelijker veranderd

worden.

-De coil-visbreaker kan onder extremere condities werken, er kan dus meer gas mee geproduceerd worden. Dit leidt ook tot een instabielere residustroom, hetgeen geen nadeel

hoeft te zijn als deze direct verwerkt kan worden in bijvoorbeeld een katalytische kraker.

Voor Q8 moet het produkt echter stabiel zijn en moet niet de gasstroom, maar de nafta en

diesel(LGO) stromen gemaximaliseerd worden.

-In de coil-visbreaker zullen meer cokes gevormd worden door overcracking.

-De soaker-visbreaker vereist een betere procesbeheersing. De verblijftijd mag vooral in de

soaker niet te lang worden. Backmixing moet zoveel mogelijk vermeden worden, omdat

verblijftijdsspreiding tot meer coke-vorming leidt.

-Door de lagere temperatuur bij de soaker zijn minder utilities nodig. De warmte\visseltrein

is kleiner en er hoeft minder gequenched te worden.

Rekening houdend met deze factoren werd een voorlopige economische berekening gemaakt

op basis van ruwe schattingen voor de beide processen. Deze berekening is te vinden in

bijlage 1, pag B 1. Uit deze berekening kwam naar voren dat de soaker-visbreaker goedkoper

opereert en meer geld oplevert. Samen met eerder genoemde voor-, en nadelen werd gekozen

2.1.2 Quench en drukverlaging

Na het reactiegedeelte moet de temperatuur verlaagd worden om de reactie te stoppen. Dit gebeurd door menging met een koude produktstroom. Om zo effectief mogelijk te koelen moet een zo zwaar mogelijke stroom daarvoor gebruikt worden. die door een hoge

warmtecapaciteit veel warmte op kan nemen. In het ontwerp werd gekozen voor de quench met de zware gasolie produktstroom (HOO). Er wordt niet gequenched met de residu stroom omdat bij de quench er niet onmiddellijk ideale menging is en er plaatselijk verwarming op kan treden. wat bij de residustroom coke-vorming oplevert.

Het verlagen van de druk gebeurd pas na de quench omdat de reactie zo snel mogelijk gestopt moet worden en de temperatuur dus eerst verlaagd moet worden. Ook moet in de drukreduceerklep zo weinig mogelijk coke-vorming zijn. om de klep betrouwbaar te laten functioneren en niet te duur te maken

2.1.3 Destillatie

Het scheidingsgedeelte begint met een main-fractionator oftewel bubble tower. De

bubbletower wordt van onderaf verwarmd met stoom. Het residu en de zware gasolie (HOO), die samen ongeveer 75% wt van de totale stroom vormen gaan over de bodem naar een vacuümkolom. Deze kolom is nodig omdat HOO als produktstroom vereist wordt. wat alleen onder vacuüm efficiënt afgescheiden kan worden.

Het vacuüm van de vacuümkolom kan bereikt worden door gebruik van stoom of mogelijk door gebruik van leklucht. Er moet gelet worden op explosiegrenzen bij die lage druk. Eventuele alternatieve manieren om vacuüm te bereiken zijn bijvoorbeeld met een slangenpomp.

De lichte gasoliestroom wordt van de bubble tower afgescheiden. Omdat de voedingsschotel onder de draw-off tray van de LOO ligt. zal op die schotel ook nog nafta aanwezig zijn. Deze voedingsschotelligt laag door de grote bodemstroom. De nafta moet van de LOO

afgescheiden worden in een side-stripper. Hierin wordt de nafta met stoom van de LOO afgestript en teruggevoerd naar de fractionator.

Bovenin de fractionator worden de gas- en de naftastromen afgescheiden samen met het stoom. Door een condensor wordt nafta afgescheiden en gedeeltelijk als produktstroom gewonnen en gedeeltelijk teruggevoerd de kolom in. Het gas moet nog gekoeld worden om de stoom te laten condenseren en een water en gasstroom te winnen. Afhankelijk van de temperatuur bovenin de kolom kan de stoom ook vloeibaar bij de nafta stroom terecht komen. Er is dan een gas-vloeistofscheidingsvat nodig om de waterstroom af te scheiden. De vijf produktstromen moeten gekoeld worden om aan de eisen van de opslagtanks te voldoen. Nafta en gas kunnen met lucht gekoeld worden. De LOO. HOO en Residustromen kunnen gebruikt worden om de benodigde stoom voor het proces te winnen. of om de

voeding voor te verwarmen

2. 1.4 Blokschema

De overwegingen uit de voorgaande drie paragrafen leidden tot het volgende blokschema.

..

Druk reduceerklep Gas/vloeistof scheiders

Rookgas

f

"--

---

--

(_

LC

...

G" /

/'-

:~

II

~

,

J

j:OO/42

~

l

_

j

-

42~/40sj

__

j_

c:J----

I

13 bar

I

10 bar

--:I

---

.l

I

..:t

=r

'

~

-..-Naftha I 70/370

cl

'-

-

--

-"-Water 2.5 bar ''-[ ~ Stoom Brandstof _Lucht Fornuis Soaker

Figuur 2.1. Blokschema proces .

r~/' Stoom fractionator - - - -- -- - - -- - - --..- Lichte gasolie

A

r---.

80/350 C 0.1 bar

ze

- Stoom

J

C"'~--C )

~Stooml1eklucht

I

-..-

Water

r

-

JIlo-l

,

,-

J

i

-..-

Zware gasolie

Stoom [

~

... R . d

r'

es< 0

,---~

Stripper

2.2 Reacties

2.2.1 Reactiecomponenten

De voeding van het proces, vacuüm bottoms, is op te delen in een aantal klassen van componenten. De paraffmen, olefinen en diolefmen bestaan uit rechte ketens, waarvan sommigen vertakt. De geheel verzadigde componenten, paraffinen, hebben de grootste kans op kraking gevolg door de minder verzadigde componenten. Deze componenten kunnen ook gedeeltelijk cyclisch zijn, wat de kans op kraking ook laat afnemen.

In het mengsel zijn aromaten aanwezig. Deze bestaan uit één of meer aromatische ringen met daaraan vast een koolstofketen. Deze keten kan wel kraken, de aromatische ringen zullen echter niet breken. .

De laatste soort componenten aanwezig in de voeding zijn de asfaltenen. Deze bestaan voornamelijk uit Iingstructuren, waarvan veel aromatisch zijn. Deze asfaltenen kraken onder de milde visbreakingcondities verwaarloosbaar weinig.

Asfaltenen zijn slecht oplosbaar in paraffinen. Het gevaar bestaat dat deze asfaltenen neerslaan. Algemeen geaccepteerd is het model waarbij de asfaltenen een colloïdaal systeem vormen met de aromaten. Deze aromaten mengen met de koolstofketens tussen de

paraffmen en met de aromatische ringen tussen de asfaltenen. Op deze manier is toch een concentratie asfaltenen mogelijk zonder dat er een neerslag ontstaat. Bij het uitvoeren van reacties of andere bewerkingen met een mengsel met asfaltenen kan de

asfalteenconcentratie dusdanig hoog worden dat het mengsel instabiel wordt en gaat uitvlokken.

2.2.2 Reactiemechanisme van thennisch kraken

Thermisch kraken zoals bij visbreaking verloopt door een radicaalmechanisme. Bij voldoende hoge temperatuur worden radicalen gevormd door verbreking van C-C of C-H banden. Deze radicalen kunnen een reactie aangaan met een ander neutraal molecuul waarbij dit laatste molecuul overgaat in een radicaal. Alkylradicalen kunnen in brokstukken uiteen vallen door 'bèta scission'. Dit geschiedt door verbreking van de C-C band in bèta positie t.o.v. het C-atoom met het ongepaarde electron. Deze fragmentatie levert een olefine en een nieuw radicaal dat verder kan opbreken of kan reageren met een ander neutraal molecuul.

Behalve verkleining treedt er ook vergroting van het moleculair gewicht op door recombinatie van twee radicalen. In werkelijkheid treden ook nog enkele ander reacties op doordat niet uitsluitend paraffinen aanwezig zijn. Andere reacties zoals bijvoorbeeld isomerisaties kunnen ook voorkomen. Als kraking lang wordt voortgezet zullen uiteindelijk de thermodynamisch meest begunstigde stoffen koolstof en methaan gevormd worden.

Coke-vorming treedt op als plaatselijk de kraking te ver doorgaat. Dit kan gebeuren door te hoge temperaturen of door te lange verblijf tijden. Er wordt dan koolstof gevormd dat zich op de procesapparatuur kan afzetten. Aan deze koolstof kunnen vervolgens gemakkelijk

asfaltenen gekoppeld worden wat een laagje cokes tot gevolg heeft. Deze cokes verslechteren warmteoverdracht en stromingsprofiel. wat slechtere reactieomstandigheden tot gevolg heeft en de vorming van cokes nog verder bevoordeeld.

2.2.3 Stoechiometrie en kinetiek

Voor de simulatie van de reacties worden alleen de opbrekingsreacties meegenomen. Er

wordt gerekend met drie soorten componenten. de verzadigde componenten (SI) die opbreken

in lichtere verzadigde componenten (Sj) en lichtere onverzadigde componenten (Okl. Alleen de

verzadigde componenten breken daarna nog verder op. I.j en k staan voor het aantal C-atomen in de stoffen. Er geldt: i=j+k.

De derde soort componenten is inert en reageert niet. Coke-vorming wordt apart berekend en niet in computersimulaties meegenomen.

De reactiesnelheid is afhankelijk van de snelheid waarmee radicalen gevormd worden en de snelheid waarmee deze radicalen weer getermineerd worden. Deze snelheden zijn alleen afhankelijk van de temperatuur. De snelheid van de kraakreacties is dus nulde orde. De kinetische parameters voor de reactiesnelheid werden met behulp van experimentele data uit het artikel van Castellanos berekend.

2.3 Specificaties

2.3.1 Fabriekscapaciteit

Voeding De voeding is als een constante te beschouwen.

-volume stroom 50

m

3_{/h vacuüm bottoms van Kuwait crude (32 ° API)}

-dichtheid 5.28 ° API 1.034 kg/l -massastroom 1240.8 ton/sd -temperatuur -druk -zwavelgehalte -asfalteengehalte Produktstromen *Dry gas 300 ° C 1.0 bar 4.53 wt% 9.6 wt%

-bevat geen H2S. Mogelijk als stookgas te gebruiken in de visbreaker zelf.

*Thermisch gekraakt nafta (TCN)

-atmosferisch kookpunt 175

oe

max.

*Lichte gasolie (LGO)

-95% destillatiepunt 365 tot 385°C

*Zware gasolie (HGO)

-atmosferisch kooktraject 380 tot 540°C *Residu

Bijprodukten

-Cokes. afgezet op de procesapparatuur. Dit leidt tot regelmatig stilleggen van de fabriek om te de-coken.

-H2S Waterstofsulfide wordt gevormd tijdens de reactie en zorgt ervoor dat de gas stroom corrosief wordt. Afscheiding is dus gunstig voor de materialen. Er is op de raffinaderij een ontzwavelingsfaciliteit aanwezig waar de produktstromen naar toe gestuurd kunnen worden. -De overige zwavel verdeelt zich over de produktstromen. De verdeling wordt bepaald op basis van schattingen met het artikel van Cooper en Ballard.

Andere eisen

De temperatuur die stromen met kans op cokesvorming maximaal mogen bereiken in het proces is 400°C. Bij hogere temperaturen zal de procesapparatuur vaker stil moeten liggen om te de-coken.

Utilities

• Koelwater De toename tussen de inname en de lozing is maximaal 10°C. Er wordt gewerkt met een once through systeem van het Hartelkanaal naar de 5e petroleumhaven.

• Stoom Er is op de raffinaderij stoom verkrijgbaar: -45 psi

-200 psi

Er moet gelet worden op de mogelijkheid om in het proces de eigen stoomvoorziening te

regelen. Gezien de grote hoeveelheid toegevoerde warmte is er bovendien kans op meer geproduceerd stoom dan nodig is. Het overschot kan elders op de raffinaderij bruikbaar zijn.

Locatie

De visbreaker wordt ontworpen als onderdeel van de Kuwait raffinaderij. Europoort Rotterdam. Nederland.

2.4 Stoffenoverzicht

Petroleum bestaat uit een mengsel van zeer veel stoffen. Het is niet mogelijk om alle in de

voeding aanwezige stoffen en alle mogelijke produkten in het voorontwerp te simuleren. Er

wordt daarom gewerkt met pseudo-componenten. Een pseudo-component vertegenwoordigt

een categorie stoffen met ongeveer gelijke eigenschappen in bijvoorbeeld molgewicht. kookpunt of structuur.

De lichte koolwaterstoffen (waterstof. methaan. ethaan. etheen. etc.) zijn wel apart bekend en worden wel apart gesimuleerd. Methaan is de enige vertegenwoordiger van de

koolwaterstoffen met 1 C-atoom. Cooper en Ballard werken tot vijf C-atomen met aparte stoffen en schakelen bij zwaardere componenten over op kookpunt-ranges. Bij deze lichte stoffen werden dezelfde schattingen gebruikt als Cooper en Ballard.

Castellanos et al. werken met één pseudo-component voor elke hoeveelheid C-atomen. Pseudo-component 13 vertegenwoordigt dus alle stoffen met 13 C-atomen. Op deze manier zijn er meer dan vijftig pseudo-componenten nodig. Voor het voorontwerp is dat wat veel en om rekentijd te besparen werd met ongeveer 25 componenten gewerkt.

De pseudo-componenten werden zo gekozen dat de kookpunten om de ongeveer 40°C lagen. De naamgeving werd ook gebaseerd op die kookpunten. Pseudo-component KP280

vertegenwoordigt dus alle koolwaterstoffen die een atmosferisch kookpunt van rond de 280°C hebben.

Voor het molgewicht werden bij elk kookpunt een aantal verschillende koolwaterstoffen gezocht (paraffinen. olefinen. aromaten). Uit deze voorbeeldstoffen werd dan een molgewicht bepaald. Andere eigenschappen van de pseudo-componenten kunnen ook op deze manier gevonden worden. Vooral bij stoffen met meer dan 25 C-atomen zijn moeilijk gegevens te

vinden. Bij zwaardere componenten zijn sommige eigenschappen dan ook geschat met behulp van artikelen als dat van CastelIanos et al .. die ook met pseudo-componenten werken.

Zwavel is geen echte aparte component maar is in de koolwaterstoffen zelf ingebouwd.

Zwavel wordt echter wel als echte stof meegenomen. om de zwavelgehaltes in de stromen te

kunnen bepalen.

Het simulatieprogramma Aspen+ kan met pseudo-componenten van petroleum werken. Als

invoer zijn dan alleen de kookpunten. de molgewichten en de dichtheden van de pseudo-componenten nodig.

Tabel 2.1 Overzicht gebruikte stoffen

(Zie voor het ,gedetailleerde schema met voorbeeldstoffen bijlage 7

(Pseudo-)Component C-atomen Molecuul Kookpunt Vloeistofdichtheid MAC

gewicht waarde

(g/mol) (0 C) (ton/m3) (0 API) (ppm. mg/m3 )

Waterstof 0 2.0 -253 -Methaan 1 16.0 -162

-Ethaan 2 30.1 -89

-Etheen 2 28.1 -104

-Propaan 3 44.0 -42

-Propeen 3 42.1 -48

-n-Butaan 4 58.1 -0.5 0.58 112.5 600. 1430 iso-Butaan 4 58.1 -12 0.60 104.3 Butenen 4 56.1 -6 0.60 104.3 n-Pentaan 5 72.2 36 0.60 104.3 600. 1800 iso-Pentaan 5 72.2 28 0.60 104.3 Pentenen 5 70.1 30 0.60 104.3 KP80 7 95 80 0.716 66 KP120 8 110 120 0.747 58 KP160 9 135 160 0.784 49 KP200 11 158 200 0.806 44 KP240 13 184 240 0.830 39 KP280 15 220 280 0.860 33 KP320 18 250 320 0.882 29 KP360 22 295 360 0.893 27 KP400 25 340 400 0.910 24 KP440 27 387 440 0.928 21 KP480 30 430 480 0.937 19.5 KP520 33 480 520 0.966 15 KP560 37 530 560 0.986 12 KP600 40 580 600 1.000 10 KP640 43 635 640 1.037 5 KP680 46 680 680 1.060 2 KP720 50 740 720 1.093 -2 Asfaltenen x 800 n.v.t. 1.15 -8.5 Zwavel 0 32 n.v.t. n.v.t. n.v.t. Waterstofsulfide 0 34.1 -60

-

- 10. 15 Water/stoom 0 18 100 1 10

Hoofdstuk 3! Processtructuur en Flowsheet

3.1 Motivatie processtructuur; Apparatuur en Procescondities

3.1.1 Reactiesectie

De functie van het fornuis is het opwarmen van de voeding naar de gewenste temperatuur. De reactie treedt voornamelijk op in de soaker. De maximale conversie in verband met stabiliteit is 8% op basis van de gewichtsfractie gevormd gas en nafta.

De punten waarop de reactiesectie is geoptimaliseerd zijn: -Een lage èoke-vorming snelheid

-Hoge efficiency -Lage drukval

-Flexibiliteit qua brandstof type

-Lage emissie Fornuis

Fornuis-Lau-out

Het fornuis is in drie secties op te delen:

• Convectiesectie: VoorveIWarming van het reactiemengsel door convectief warmtetransport

• Stralingssectie: Opwarming van reactiemengsel naar gewenste reactietemperatuur. begin reactie

• Schoorsteen: Warmtewisseling van afgassen om zoveel mogelijk energie effectief te gebruiken.

De keuze van het type fornuis werd gemaakt op basis van de bovenstaande eisen. Het gekozen fornuis is een "bottom fired" fornuis met twee "passes" en voorverwarming van de lucht. De buizen in de straalsectie worden horizontaal in het midden van het fornuis

gemonteerd. De branders kunnen olie of gas verbranden. Er wordt gebruik gemaakt van low-NOx branders om aan toekomstige milieu-eisen te kunnen voldoen. Dit brengt met zich mee dat het fornuis een duur apparaat wordt. (Zie bijlage 2B voor de lay-out)

Er is gekozen voor twee "passes" om een lage drukval te verwezelijken. omdat uit de

berekeningen bleek dat één pass een te hoge drukval opleverde. De buisdiameter werd op de standaard maat van 4 inch [Berman] gesteld. want een grotere of kleinere diameter levert hogere installatie kosten op. Er is niet bekeken of deze mogelijk terugverdiend worden door bijvoorbeeld minder coke-vorming.

De buizen worden in het midden van het fornuis gemonteerd om een zo uniform mogelijke flux om de buis heen te krijgen. Een hoge flux op één kant van de buis kan lokaal hoge buiswand-temperaturen opleveren. Een hoge buiswand-temperatuur veroorzaakt meer coke-vorming en is ongewenst.

De branders worden op de vloer van het fornuis geplaatst. Op deze manier kan de ruimte. nodig voor een olievlam. makkelijk groot genoeg gemaakt worden. De grotere ruimte nodig om een olievlam te laten branden. is vaak de beperkende factor die het overschakelen van gas naar olie als brandstof tegenhoudt.

De warmtewinning uit de rookgas gebeurt in een externe gasketless plate warmtewisselaar. die op de grond is geplaatst. De gasketless plate warmtewisselaar is goedkoop en kan tegen temperaturen tot 980 °C. Een deel van het rookgas wordt afgetapt van de schoorsteen en naar de warmtewisselaar gevoerd. De gasketless plate warmtewisselaar heeft een grote

oppervlakte (per volume). waardoor het apparaat klein wordt. Met wannteregeneratie in de schoorsteen is een (te) groot aantal pijpen nodig om aan een hoge benuttingsgraad van de brandstof te komen. Bij een hoge schoorsteen en een groot aantal buisen boven de convectiesectie wordt de constructie zwaar en het fornuis duurder. Het regelen van het fornuis is moeilijk als de temperatuur van de ingaande lucht afhankelijk is van de uitgaande rookgastemperatuur. Bij de door ons gekozen configuratie kan de grootte van de

rookgasstroom naar de wanntewisselaar worden geregeld. Dit geeft een extra vrijheidsgraad bij het regelen van de temperatuur in het fornuis.

Branders

Er is voor low-NOx branders gekozen die zowel op olie als op gas of op beide brandstoffen

tegelijkertijd kunnen verbranden. Op deze manier kan er op elk tijdstip gekozen worden voor de optimale brandstof ongeacht marktsituatie of milieu-eisen. Deze branders zijn

commercieel verkrijgbaar. De meerprijs van ten opzichte van de standaardbrander is, zeker

bij fluctuerende brandstofprijzen, snel terugverdiend. Op lange termijn is het belangrijk aan

strenge milieu-eisen te kunnen blijven voldoen, daarom is er voor de low-NOx branders gekozen.

Convectiesectie

De convectiesectie wordt ontworpen met vinnen op de buizen om de wannteoverdracht te verbeteren. De buizen tot en met de vierde rij zijn uitgerust met vinnen. Het vinmateriaal kan maar een beperkte temperatuur verdragen dus na de vierde rij buizen worden geen vinnen meer gebruikt.

Stralinqssectie

Door de gekozen branderconfiguratie wordt de gastemperatuur in de straalsectie vrij uniform. Dit houdt in dat de wannteflux naar de buis het hoogst is in het begin van de straalsectie. Door de toenemende temperatuur van de buisinhoud neemt de warmte flux af langs de buis. Om een niet al te lange buis te ontwerpen wordt een relatief hoge flux en

gastemperatuur gekozen.

De temperatuur aan het eind van de buis is lager bij een 'bottom fired' configuratie, dan bij een 'wall fired' configuratie. Deze lagere temperatuur resulteerd in minder cokevorming en

een langere on stream tijd.

Procescondities in het fornuis

Er wordt gewerkt met een gastemperatuur buiten de buizen van 840-1000 °C. De

temperatuur van het reaktiemengsel zal dan maximaal 420°C worden. De druk in het

fornuis is 10 tot 13 bar. Voor de gastemperatuur buiten de buizen is een range opgegeven,

de reden hiervoor is dat bij meer cokes er harder gestookt moet worden. Voor de druk in de buizen is een range opgegeven omdat de drukval toeneemt bij cokevorming.

Soaker

Er is gekozen voor een upflow soaker. De druk in de soaker is 10 bar. De voordelen van de

upflow-configuratie en de hoge druk zijn:

• Door de hogere superficiële gassnelheid wordt de gas-holdup kleiner.

• Een kleinere holdup resulteert in minder backmixing en een kleiner apparaat. Ook zijn

er minder schotten nodig.

• De gas-holdup wordt ook verlaagd door de hoge druk, doordat fasen-evenwichten naar

de vloeistoffase verschuift.

Internals

In de soaker kunnen horizontale en verticale internals geplaatst worden. Horizontale internals staan dwars op de stroming en zijn dus het meest ingrijpend en het effectiefst om de stroming te reguleren. Als horizontale internals worden meestal platen met gaten

genomen. Deze gaten moeten dan zo groot zijn dat de dampbellen ongehinderd door de gaten gaan. De hoeveelheid gaten moet zo groot zijn dat de vloeistofstroom geen te grote extra weerstand ondervind van de plaat. Wordt de hoeveelheid gaten te groot dan kan de

stevigheid van de plaat echter afnemen. Als maximale vrije ruimte is 30% van de plaat nog verantwoord. Onderin de soaker is de reactie nog minder ver gevorderd dan bovenin. dus onderin is nog minder gas aanwezig. Dit betekent dat onderin de soaker minder grote gaten nodig zijn dan bovenin.

Verticale intemals kunnen het beste worden gezien als verticale buizen die in de lengterichting van de soaker staan. Het idee achter deze verticale buizen is. dat het

stromend medium als het ware langs de huizen omhoog wordt geleid. Dit heeft tot gevolg dat er minder turbulentie en dus minder back-mixing optreedt.

Procescondities

Er kan met langere verblijf tijden gewerkt worden De voedingsstroom is aan de kleine kant. hierdoor kan er met langere verblijftijden worden gewerkt. Door de kleine voedingsstroom blijven de afmetingen van de apparatuur ook nog binnen de proporties. De temperatuur van het reactiemengsel in de soaker heeft een temperatuur van ongeveer 400-420 °C en een druk van 10 bar.

3.1.2 Scheidingssectie

Voor de voeding van de fractionator is een druk van 3 bar gekozen en heeft een temperatuur van ongeveer 380°C. In de kolom heerst een druk van 2.5 bar in de top van de kolom en 2.6

bar onderin de kolom. De voedingsstroom moet voor de benodigde warmte zorgen. Tevens

wordt er een 200 psi stoomstroom de kolom ingevoerd. Deze stoomstroom zorgt alleen voor

een gasstroom in de kolom. niet voor warmte. Het is zelfs zo dat onderin de kolom te

temperatuur terugloopt ten gevolge van de stoomstroom. In het simulatieprogramma Aspen+ wordt de temperatuur in de fractionator onder de 400° C gehouden. dit om coke-vorming in de kolom te voorkomen.

In de vacuumkolom komen een voedingsstroom van rond de 370°C en een stoomstroom (45 psi) van 160°C binnen. In deze kolom geldt hetzelfde als voor de fractionator. de warmte

komt uit de voedingsstroom. De kolom wordt door middel van een steam jet ejector vacuum

getrokken tot 0.08 bar. Door een drukval over de kolom is de druk onderin 0.11 bar. Bij deze

verlaagde druk mag de temperatuur. in verband met coke-vorming. niet hoger zijn dan 380°C.

3.1.3 Wannte-integratie

Alle produktstromen hebben warmte bij zich en moeten afgekoeld worden. Om de warmte zo nuttig mogelijk te gebruiken wordt deze warmte zoveel mogelijk gebruikt voor het maken van

stoom. Daarna wordt elke stroom naar 40°C afgekoeld met achtereenvolgens een

luchtkoeler en een waterkoeler. om daarna naar andere proceseenheden te gaan

(mengfabriek. opslagtanks. ontzwaveling). Eén stoomgenerator werd in detail ontworpen.

Stoomqenerator

De stoomgeneratoren maken oververhitte stoom door warmtewisseling met de warme

stromen. De stoomgeneratoren. of utility boilers. werken op de volgende wijze. Het boiler

voedingswater wordt door warmtewisseling met de een warme stroom opgewarmd tot enkele graden Celcius onder de verdampingstemperatuur. In de stoomgeneratoren komt de

waterstroom dus vlak onder de kooktemperatuur binnen en dus kan de warmte op een zo hoog mogelijke temperatuur uitgewisseld worden. hetgeen thermodynamisch efficiënt is.

De warme stroom gaat eerst een warmtewisselaar in waarin verzadigde stoom wordt

oververhit. De proces stroom gaat hierna door de thermosyphon, waarin boiler-voedingswater partieel verdampt wordt tot stoom. De stoom en het water gaan naar een 'steam drum', waarin de stoom van het water wordt gescheiden. De stoom gaat dan naar de superheater. Een schematische tekening van de stoomgenerator die de LGO stroom als warme stroom gebruikt is weergegeven in figuur 3.1.

LGO IN LGO OUT

saturJled Slerun

WATER

---7"i----r-+-,

STEA.\1 DRUM

Fig. 3.1. Schema Stoomaenerator Warmte-integratie van het fomuis

LGO

IN

De verbrandingsgassen die de convectiesectie verlaten, bevatten nog genoeg warmte (ongeveer 335 ° Cl om daar iets mee te doen. De gassen kunnen deze warmte overdragen aan lucht, zodat lucht voorverwarmd verbrand wordt. De verbranding wordt daardoor effectiever en er zullen minder schadelijke bijprodukten ontstaan in de verbranding. De lucht wordt zo voorverwarmd naar ongeveer 150°C.

3.1.4 Overige apparaten Quench: drukverlaging

Na de reactiesectie wordt gequenched. De temperatuur hoeft niet ver verlaagd te worden omdat in de soaker de temperatuur al is afgenomen en door de lange verblijf tijd de

reactietemperatuur niet hoog was. Er wordt gequenched tot 380°C. In het quenchvat worden de gas- en vloeistofstroom van elkaar gescheiden en apart naar fractionator geleid. Beide stromen worden via een klep in druk verlaagd naar drie bar, daar tien bar is te hoog om rechtstreeks de fractionator in te gaan. Deze drukverlaging gaat bij het gas gepaard met een aanzienlijke temperatuurdaling, naar 350°C, bij de vloeistof is dit een veel kleinere daling. In ASPEN is deze daling niet gesimuleerd, omdat hier te laat aan werd gedacht. Daar het om een geringe daling gaat is het effect op de resultaten klein. Er wordt een klep gebruikt in plaats van een verbreding van de pijp omdat een klep beter te regelen is. De procescondities zijn met een klep dus beter in de hand te houden.

Gas-vloeistofscheider

In het proces worden op twee plaatsen stoom toegevoerd, in de fractionator en in de vacuumkolom. Deze stoom moet weer afgescheiden worden. Al het stoom dat in de

en ook een deel van de nafta. Omdat water zeer slecht mengt met nafta, kunnen de twee vloeistoffen eenvoudig door decanteren van elkaar worden gescheiden. De gas stroom bevat ook nog water en nafta en wordt daarom verder gekoeld tot 40 °C. Het nafta/water / gas-mengsel wordt vervolgens op dezelfde wijze gescheiden als hierboven bescheven.

De stoom die de vacuumkolom wordt ingevoerd komt ook in zijn geheel over de top eruit. Naast stoom bevat deze stroom ook nog leklucht. Aangezien het stoomverbruik van een steam jet ejector sterk afhankelijk is van de af te zuigen dampstroom, is het van belang de stoom van de leklucht te scheiden. Hiertoe wordt de topstroom gekoeld tot onder de

kooktemperatuur van water bij die druk (= 37 oC) en met een gas/vloeistofscheider van van

elkaar gescheiden.

Pomp in recudestroom

Er is gekozen voor een centrifugaalpomp. Deze wordt veel gebruikt in de petroleumindustrie. De voordelen van deze pomp zijn:

• Eenvoudig in constructie en kan daarvoor gemaakt worden voor grote diversiteit aan

materialen

• Er zijn geen kleppen aanwezig

• Hij opereert bij hoge snelheid (tot 100 rpm) en kan daardoor direct worden gekoppeld

met een electromotor

• Een steady state delivery

• De onderhoudskosten zijn lager dan voor elk ander type pomp.

• Er treedt geen schade op als de toevoer geblokkeerd wordt.

• Veel kleiner dan andere pompen met dezelfde capaciteit.

Enkele nadelen van de centrifugaalpomp zijn:

• single-stage pomp kan geen hoge druk ontwikkelen. Meerdere trappen zijn voor hogere

drukken nodig, meertrapspompen zijn erg duur.

• zeer visceuze vloeistoffen kunnen niet efficiënt verpompt worden.

De twee soorten stoom die gemaakt worden, worden op druk gebracht door het boilerfeed water met pompen op de druk van de gewenste stoom te brengen. De geproduceerde stoom is dan automatisch op de gewenste druk(het volumedebiet is alleen veel groter).

Blowers

Er wordt in het fornuis bij het van de verbrandingsgassen gebruik gemaakt van standaard commercieel verkrijgbare turbofans.

3.2 Thermodynamica

3.2.1. Reacties

De reactiewarmte is niet per reactie bekeken. De reactiewarmte is voor elke mogelijke reactie gelijk gesteld aan een gemiddelde. Dit gemiddelde is bepaald met de warmte die gemiddeld

nodig is voor het opbreken van een C-C band en de vorming van een C=C band. In dit

gemiddelde is wel rekening gehouden met de hogere vormingsenthalpieen van de lichtere

componenten. De gemiddelde reactiewarmte voor de reactie Si --> Sj + Ok: 115 kJ/mol

3.2.2 Warmtecapaciteit: Cp en verdampingswarmte

De verdampingswarmte is benaderd met de volgende vuistregel: 300* Moirnassa. Zware stoffen hebben een hoge verdampingswarmte. De verdampingswarmte van KP280 is dus

bijvoorbeeld: 300*220 = 66 kj/mol. Voor de lichte stoffen werd de exacte

verdampingswarmte genomen.

De warmtecapaciteit Cp werd voor het mengsel benaderd met: Cp= A + B*T. In deze formule zijn A en B constantes: A= 1.65 kJjkgoC, B= 3.77.10-3 _{kJjkgoC2, T= temperatuur in °C.}

3.2.3 Wannte-effecten in Aspen+

Voor de simulatie in het flowsheet-programma Aspen+ werden de aanwijzingen in de handleiding van dat programma aangehouden. Mengsels van petroleumfracties worden in Aspen+ beschreven met het thermodynamische model Braun K-lO (=BK-lO). De modellen van Chao-Seader en Grayson-Streed zijn ook goed voor simulatie van petroleum, maar dezezijn minder geschikt voor lagere drukken. De druk komt in de simulatie in Aspen+ niet boven 3 bar dus is het BK-lO model geschikt. Ook Coulson & Richardson geeft aan dat het BK-IO model voor de procescondities een goede keuze is.

3.3 Procesflowschema

3.3.1 Procescondities: Overzicht

Tem era tuur (oC) Druk (bar)

300 1 Fornuis-gas 840-1000 -buis 300-420 10-13 Soaker 420-405 10 uench 380 10 Fractionator 70-380 3 Side-stri er 200 3 Vacuum-kolom 100-300 0.1 Uitstromen 40 1

3.3.2 Bespreking van het proces aan de hand van het ilowsheet

De voeding (vacuumbodems) wordt eerst met een pomp op de gewenste druk gebracht alvorens het fornuis in te gaan. In het fornuis vind de kraakreactie plaats. Na het fornuis gaat de stroom naar de soaker waar de rest van de reaktie plaatsvindt. Het ontstane mengsel

bevat nu zowel gas als vloeistof en wordt daarom in een gas/vloeistofscheider geleid. Hierin

komt ook de quench-stroom binnen. De gescheiden gas- en vloeistofstroom gaan vervolgens, nadat via een klep de druk is gereduceerd tot 3 bar, de kolom in. Uit de top van de kolom gaat een gasstroom die bestaat uit dry gas, nafta en water. Om deze stromen van elkaar te scheiden wordt er eerst tot 70°C gekoeld, waarna een deel van het nafta en het water van

het dry gas wordt gescheiden. Een deel van de nafta wordt in de kolom teruggevoerd. De

gas stroom wordt vervolgens verder gekoeld tot 40 °C en met een gas/vloeistofscheider wordt

het overgebleven gas als produkt weggevoerd. Het water/nafta mengsel kan eenvoudig worden gescheiden door te decanteren. Het ontstane water bevat H2S en moet dus naar een waterzuiveringsinstallatie worden gestuurd. Het nafta wordt als produkt afgevoerd.

Halverwege de fractionator wordt een LGO-stroom afgetapt, die naar een stripper wordt gevoerd waar het wordt ontdaan van de lichte componenten. De ontstane LGO-stroom wordt

nog gebruikt om lage druk stoom te maken, waarna hij verder wordt afgekoeld tot 40 °C en

naar het tanken park gevoerd.

Het bodemprodukt van de fractionator wordt naar de vacuumkolom gepompt. Als strippend medium wordt in deze kolom lage druk stoom (45 psi) gebruikt. Over de top van deze kolom komt vrijwel alleen waterdamp en leklucht. Deze stroom wordt gekoeld en water en lucht worden in een gasvloeistofscheider van elkaar gescheiden. Op schotel 3 wordt de HGO-stroom afgetapt, deze HGO-stroom wordt gesplitst in een recycleHGO-stroom en een produktHGO-stroom. De

produktstroom wordt nog gebruikt om een waterstroom voor te verwarmen tot 130 °C en

vervolgens gekoeld tot 40 °C en naar het tankenpark gevoerd. Het bodemprodukt uit de

vacuumkolom wordt gebruikt om zowel hoge druk (200 psi) als lage druk (45 psi) stoom te

maken. Hierna wordt hij alleen nog afgekoeld tot 40 °C en naar de verwerkingsindustrie,

welke, evenals de genoemde waterzuivering, buiten de batery-limits val!.

Het fornuis en de soaker werden met Matlab en Excel berekend en als een 'black box' (yield reactor) in Aspen+ gezet. De gehele scheidingssectie en bijbehorende stromen werden met Aspen+ berekend.

Hoofdstuk 4, Procesflowsheet en Apparatuurberekeningen

4.1 Reactiesectie

4.1.1 Fomuisberekening

Aannames bij het modelleren van de reactiesectie

De volgende aannames zijn gemaakt om de complexiteit van het model te reduceren. - Er treedt geen reactie op in de convectiesectie van het fornuis

- Er is geen lekkage van straling van de stralingssectie naar de convectiesectie

- De stralingssectie in het gasgedeelte (buiten de buiS) is een ideaal geroerd tank met een

uniforme temperatuur.

- Elke rij buizen in de convectiesectie is een ideaal geroerde tank met een temperatuur ~

- Er is propstroming in de buizen van het fornuis en in de soaker ·zie ook bijlage 11

De berekeningen werden uitgevoerd in Matlab en Excel. De afmetingen van de drie secties (convectie. straling en soaker) werden gevarieerd met een maximale omzetting niet hoger dan 8 wt% nafta en gas. een limiet opgegeven door Q8. De omzetting in het fornuis werd aan de

hand van het artikel van Akbar gemodelleerd op ongeveer 25% van de totale omzetting.

Bespreking van de drie secties:

Convectiesectie

Het druk- en temperatuurprofiel in de convectiesectie werd berekend. Om de berekening te

vereenvoudigen werd een aantal aannames gemaakt: - Er treedt geen gasvorming of reactie op in de buis.

- In de buis heerst ideale buisstroming.

- Elke rij buizen wordt als een ideaal geroerde tank beschouwd.

---- De lekstraling van de stralingssectie wordt verwaarloosd.

- De warmteweerstand van het metaal in de buizen is verwaarloosbaar.

Berekening van het temperatuurprofiel

De temperatuur van het gas dat de bovenste rij buizen verlaat is de in te stellen variabele

van het programma. Op basis van deze temperatuur en de "fin efficiency" wordt de

warmteoverdrachtscoëfficient berekend (Bijlage II-D). De temperatuur als functie van

buislengte wordt berekend door het numeriek oplossen van 4.1.

dT UDrr ( ) - - T-T dz - (A

+

2BT)<1>m g Met: T = temperatuur U = warmteoverdrachtscoëfficient A+ 2BT = Cp = Warmtecapaciteit Tg= gastemperatuur <jlm= Massastroom (4.1)

De lengte van de buis is de buislengte in één rij. dus de lengte tot elke bocht van 180°. De

gastemperatuur is gelijk aan de temperatuur van het uitgaande gas.

T.uit TG ...

<l>m

f

CpdT = <l>m.g

f

Cp.gdT (4.2)

T.in _TG.oiI

Cp = A

+

BT (4.3)

Het eerste deel van 4.2 geeft de warmte binnen de buizen. het tweede deel de warmte in het gasdeel. De eindtemperatuur van de vloeistof in de buis en de ingaande gastemperatuur dienen als input bij de berekening van de volgende rij. De procedure

wordt herhaald tot het temperatuurprofiel in alle rijen is berekend.

Berekening van het drukprof1el

Het drukprofiel wordt berekend met behulp van numerieke integratie van de

Fanning vergelijking.4.5.

dP 4f 1 2 - = - - - p v

dz D 2 (4.5)

In elke bocht wordt een extra bijdrage aan de drukval toegevoegd volgens 4.6.

(

(

ID)3.S

J

M = pv2 0.163

R

+0.131 (4.6)

P= druk (Pa) p = dichtheid (kg/m3) 4f=Fanning frictiefactor D = diameter buis

v= superficiële snelheid !DIR = afmetingen bocht

Stralingssectie

De omzetting werd berekend op basis van twee artikelen. Het artikel van Cooper &

Ballard en dat van Castellanos. Het laatste artikel verschaft kinetische parameters die gevonden zijn uit gegevens van bestaande visbreak-installaties. Na een eerste ruwe berekening met deze waarden bleek dat de yields goed overeenkomen met de geschatte yields uit het artikel van Cooper en Ballard. Vereenvoudigingen bij deze twee berekeningen waren bijvoorbeeld een constante temperatuur en druk. Er werd verder gerekend met het artikel van Castellanos omdat deze met meer componenten werkt en meer informatie over samenstellingen oplevert.

De reactiesnelheidsconstante Kl.j wordt gegeven door Arrhenius:

Kl._{J = Al.}j

*

exp(-Bl.J/R*T)

R= gasconstante

T= temperatuur

(4.7)

Ai,j en Bi,j = Constanten, afhankelijk van molgewichten grondstof en kraakprodukt (PM).

Ai,j = (aO + al *PMI +a2 *(PMI )2 )* EXP(- lh HPM

_r

PMda4)/a3)2)

Bi,j = bO + bi *PMI+ b2*PMj

aO t/m b2 = experimenteel bepaalde parameters uit artikel CastelIanos. aO = 1. 5072 * 10 12 bO =42894 al =1.9 *108 bI =-4.5 a2 =0.20561 *107 b2 =3 a3 =146.95 a4 =11.349 (4.8) (4.9)

De term (aO + al *PMI +a2 *(PMi )2) geeft de hogere reactiviteit van zwaardere componenten weer. De exponentiële term geeft een normale verdeling weer voor de kans dat een molecuul op een bepaalde C-C band breekt. Vergelijking drie verrekend twee effecten: Zwaardere moleculen hebben een hogere activeringsenergie en de onverzadigde component (0) zal een kleiner molgewicht hebben dan de verzadigde

(S).

Met de berekende Ki,j kan vervolgens voor elke component een omzettingssnelheid berekend worden, rsi en rso . De eerste bevat een produktie en een afbraakterm, de tweede alleen een produktieterm.

n i-2

rSI = dCsl =

L

Kk.1 *CSk - CSI *

L

KI.j i=I,n dt k=i+2 j=l

n

rsc = dCo; =

L

Kj.j-l *Csj i=2,n-l dt j=i+ 1

CSI = Concentratie verzadigde component i, mol/mI Co; =Concentratie onverzadigde component i, mol/mI

(4.10)

(4.11)

Met behulp van de omzettingssnelheden kunnen de concentratieprofielen per component gevonden worden. Er wordt uitgegaan van een ideale buisreactor.

dCs;

=

1;4 *n *02 *p/<p *rsl dz dCol = 1;4 *n *D2 *P/<p *rol dz D = Diameter buis, cm

p

= Dichtheid mengsel, g/ml

<p

=

Massa flow rate g/sec

(4.12)

Resultaten berekeningen omzettingen. Fracties produktstromen 1 0.9 0.8 0.7 ~ _0.6

...

_(.)

=

.::

0.5

=

Ol Ol

=

0.4 ~ 0.3 0.2 0.1 0 250 - - - - Gas - - - - Nafta

----LGO

---HGO ---Residu

-

-

- -

---

-

-

-

--::::;:;:

350 450 Buislengte (ml 550

Figuur 4.1 Conversie naar produktstromen in stralingssectie

~

...

_(.) c:I

.::

=

Ol Ol

=

~ 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 - - - - - Gas· - . - ·-Nafta ... LGO ----HGO, ---Residu

---

--,.- _{... _ ... -....} .. _ ...

-

...

-

... ... - ... -... - -_ .. ----_ .. -..

-

-

-....

--

..

--

..

-_

.. -o

r:':::- .-

_1· ..

-.,_

..

-o 2 4 6 Hoogte soaker (ml

Figuur 4.2 Conversie in de soaker

650

8

Temperatuumrofiel Het temperatu urprofiel kan nu bepaald worden. De warmtebalans bestaat uit een aantal delen: Temperatu urveranderi ng - Verdampingswarmte - Reactiewarmte - Warmteoverdracht De warmteoverdracht bestaat uit drie

stappen in serie en Buislengte (m)

dus drie warmtefluxen

die alledrie aan elkaar Fig 4.3 Temperaturen in stralingssectie

gelijk zijn. Het eerste deel is de warmteoverdracht van het verbrandingsgas naar de buitenkant van de buis door straling, het tweede is de warmtegeleiding door de buiswand heen, de laatste is de overdracht van de buis naar het reactiemengsel.

De evenwichtsconstante Kev kan bepaald worden voor de lichte componenten. Hiervoor wordt Ps at berekend met Antoine. Uit Douglas werd de vuistregel

aangehouden dat als K> lade component geheel in de gasfase is en als K<O.l in de vloeistoffase.

Antoine: log Psat

=

A-Bj(C+T) (4.15) Ideaal evenwicht: Kev= Psat/P (4.16)

Met bovenstaande vergelijkingen werd de gasontwikkeling. Aan de uitlaat van het fornuis is ongeveer 200/0vol gas.

Drukprofiel

Bij de berekening van de drukval is de situatie met de grootst mogelijk drukval gekozen. Er is aangenomen dat er aan de binnenkant van de buis een uniforme coke laag van 4 mm zit. De "fanning friction factor" is bepaald op basis van een

oppervlakte ruwheid van 0.05. De totale drukval over de buis in de slechtste situatie is ongeveer 3 bar. Met een gladde buis is de drukval veel lager.

Het drukprofiel in de buis wordt berekend met behulp van de relatie gegeven door Lockhart en Martinelli in Peny's blz. 5-41. Zie voor een toelichting de berekening van de tweefasen drukval in 4.3.1

1300000

1---__.

1250000 1200000

m-e:.

ol<: ::I

a

_1150000 1100000 dP 4f 1 2 - = - y - - p V dz L Dh 2 L (4.17)

YL wordt berekent door interpolatie van een aantal punten uit grafiek 5-49 in

Peny's. De onafhankelijke variabele X wordt gegeven door:

x=

4fLPLV~

4fGPGv~

(4.18)

1 050000 ~----+----+---1I---+----j Er wordt aangenomen dat

de frictie factor f gelijk is

50l voor de gas en de vloeistof

o

100 200 300

Buislengte (m)

Figuur 4.4 Druk in fornuis als functie van buislengte

400

fase.

Berekening van warrnteflux in de stralingssectie

De flux is opgebouwd uit straling en convectie. in de stralingssectie wordt de flux gegeven door (4.19).

Betrokken op een lengte-element dz wordt vergelijking (4.19) :

De warmteflux door de buis wordt gegeven door:

~

=

OD

ln(OD)+

r

U

2kw

.

ID

c

De flux van de buiswand naar de bulk wordt gegeven door:

k

h

=

0 027-

L

ReO

.

8

_{Pr°.33 F}

I

' I D

c (4.19) (4.20) (4.21) (4.22) (4.23) (4.24)

Fc is een correctie factor voor de twee fasen stroming. Die wordt bepaald met behulp van interpolatie uit een aantal punten uit Coulson and Richardson. De

onafhankelijke variabele in de grafiek is de Martinelli flow parameter:

( X

JO

.

9~(

JO

'

I

1 v P L TlL

X ti - 1- X v Pv Tlv

(4.25)

Voor elke plek langs de buis worden de verschillende temperaturen berekend door het oplossen van het stelsel niet lineaire vergelijkingen:

(4.26)

(4.27)

De gas temperatuur Tg is bekend. de bulktemperatuur Tbulk wordt gegeven door de

integrator. De temperatuur aan de binnen- en buitenkant van de buis wordt

berekend. Met behulp van deze temperaturen kan de flux in een stukje dz worden berekend. Dit kan worden gedaan met vergelijking (4.21).

Fomuisontwem; Resultaten t ontworpenJomuis ~~~~~~~~~~~~~~~ 90 % (Op ,gas) 27.3 GJ/h 24.6 GJ/h 395 da,gen 2 577m ens consum tie 44 kW 10 bar

Maximale drukval 3 bar

4.1.2 Soaker

De soaker werd met dezelfde set vergelijkingen berekend als de buis in het fornuis. Er wordt uitgegaan van propstroom. Er is nu echter geen warmteoverdracht meer naar het reactiemengsel. Er werd ook nog maar één pass aangehouden en de diameter is veel groter.

evens soaker : 6.8m Diameter 1.5 m Volume 12 m3 Dikte wand 11.8 mm _{- - - i} Werkdruk 11 bar 15 bar 4210C eratuur 476.90C _{- - - j} Materiaal Roestvrï staal (321)

422 420

Û 418

'a...

De door ons berekende soaker is 1.5 meter in diameter en 6.8 meter hoog. Het vat is

cylindervormig. De L/D -verhouding is 4.33. Het volume van de soaker is dus 11.5 m3 .

Omdat de soaker aan de kleine kant is moeten horizontale internals. de platen. redelijk dicht bij elkaar zitten om toch nog een voldoende aantal mixing stages te verkrijgen. Er worden zes platen geïnstalleerd. zodat de tussenruimte ~ 416 ::s 'E 414

T

Qj ~ 410 ~ 408 c. 412

t

406 +----~I ---+----'---1

tussen twee platen ongeveer 90 cm wordt. Dit is een tussenruimte die inspectie nog mogelijk

o 2 4

Hoogte soaker (m)

Figuur 4.5 Temperatuur in soaker

kunnen worden.

6 maakt.

Het soakervat te vol stoppen met internals heeft nadelige gevolgen. Alles wat in het vat gestopt wordt. is ook een bodem waarop cokes afgezet

Met de horizontale internals moet het flowregime dus goed zijn. anders moet er misschien nog een plaat

bij. Als behalve horizontale platen ook nog verticale internals (bijvoorbeeld buizen) geïnstalleerd

worden, zal de verbetering van het regime niet opwegen tegen de extra cokes die afgezet worden op de

internals. Deze afzettingen hebben zelf bovendien ook weer een nadelig effect op het flowregime.

0.6 0.5 1/1 ₀₀₄ <ti Ol ~ ti <ti _0.3 .:: al E :J ë5 _0.2 > 0.1 0 0 2 3 4 Hoogte soaker (m)

Figuur 4.6 Volumefractie gas in soaker

5 6 7

De gas-holdup onderin de soaker is 0.2. De

bellengrootte is ongeveer 2 cm (Akbar). De onderste plaat heeft dus ongeveer 20 % van de oppervlakte gaten met een diameter van van boven de 2 cm. bv. 4 cm.

Bovenin de soaker is de gas-holdup 0.5. De bellengrootte is iets toegenomen dus de gaten worden ook groter. De bovenste plaat heeft 30 % gaten met een diameter van bv.5 cm. Zo kunnen van elke plaat. afhankelijk van de plaats in de soaker de dimensies bepaald worden .

. Het gebruik van andersoortige pakkingen is mogelijk zolang de doorvoerkanalen maar niet te klein worden. zodat coke-vonning niet snel voor verstopping zorgt.

Waterstofsulfide

Volgens schattingen van Cooper & Ballard wordt er 94.2 kg/h H2S geproduceerd. Dit is een gas, maar omdat er met stoom gewerkt wordt zal een deel van de H2S oplossen in water. Uit het Handbook of Chemistry and Physics werd de volgende

oplosbaarheid gevonden: In XI = A + B/T +C* In T +D*T XI = Molfractie gas in water T= Temperatuur in Kelvin

(4.28)

A,B,C.D = experimenteel gevonden waarden: A=-24.99, B=3477, C=0.399, D=0.0157. Op deze manier werd de oplosbaarheid bij 70°C en atmosferische druk gevonden. De oplosbaarheid bij 2.5 bar is 2.5 maal zo groot, vanwege de wet van Henry.

Er stroomt dus 10.17 kg/uur H2S in het water mee en 84 kg/uur in het gas. Het water bevat 0.20 wt% H2S. Dit maakt het 'sour water' . Het water zal dus gezuiverd '

4.1.3 Temperatuur buiswand en coke-vorming

De temperatuur van de buiswand aan het einde van het fornuis is te zien in figuur 4.5. In dit

temperatuurgebied treedt coke-vorming op. Op basis van een Aitkins plot (Perrera) en het fornuismodel is de buiswand-temperatuur op de buitenkant als functie van de tijd berekend. Het punt van de hoogste

bulktemperatuur is gekozen als uitgangspunt voor de berekening. De berekening is uitgevoerd voor twee temperaturen om de

gevoeligheid te kunnen bekijken. Bij de berekening zijn er twee aannames gemaakt: 1600 1400 1200

cr

~

..

1000 =' =' ~ 800 &l

""

e

600 &l fo< 400 200 " , ' " "

Buis en gas temperatuur

" .' " " . _ .. " . 'Temperatuur buis (buiten) ---Temperatuur gas

*De temperatuur aan de binnenkant van de buis is constant.

O + - - - - t - - - + - - - - ;

o

10 20 30

*De wannteflux is constant. Maanden

De maximaal toelaatbare _{Figuur 4.7}

temperatuur van de

ophangpunten van de buizen wordt in 13 maanden bereikt. De maximaal toelaatbare temperatuur van de buizen wordt in 16 maanden bereikt. De on stream tijd zal rond de dertien maanden zijn. Wegens mogelijke schommelingen in temperatuur en voeding zal de werkelijke on stream tijd lager zijn omdat bij schommelingen meer cokes gevormd worden en de temperatuur sneller oploopt. In berekeningen is per jaar één maal de-coken van één week meegenomen.

Omdat de conversie relatief laag is in het fornuis. is de

massafractie damp ook relatief laag. Dit houdt in dat de stroming bijna een zuivere

vloeistofstroom is. Dit is een voordeel omdat bij een grotere dampfase de warmteoverdracht kleiner is. In figuur 4.6 zijn de Baker

coördinaten voor de buis geplot. Duidelijk is te zien dat de

~ 0.01

0.001

0.0001

coördinaten van het 0.00001 +. - - - + - - - + - - - 1

fornuis buiten het 1.00E+04 1.00E+06 1.00E+08 1.00E+I0

bereik van de Baker plot liggen. Als er

sprake is van twee fase Bx

stroming zal die in het

"bubble flow" regime Figuur 4.8 Baker coordinaten

liggen.

Bx=Q 1. À. \jf / Qg

By=Qg/À Zie ook Data Companion

4

.

2 Scheidingssectie

Fractionator en Vacuümkolom

Het doorrekenen van de kolommmen is gedaan met hoofdstuk 11 uit Coulson &

Richardson.

Voor het berekenen van de diameter van de destillatiekolommen is de vapour-liquid flowfactor FLv berekend.

F - Lw LV -

r'

Vw

PL

(4.29)

waarin Lw en Vw de massastromen vloeistof en damp zijn op de betreffende schotel.

Onder het wortelteken staat de verhouding van de dichtheden van damp en vloeistof. Met de berekende FLv wordt uit figuur 11.27 met een tray spacing van 60 cm de faktor Kl bepaald (correlatiegrafiek van Fair, Coulson & Richardson en H.Z. Kister).

Met de bepaalde Kl kan met de relatie van Fair de flooding snelheid bepaald worden.

_K~L-PV

Ut - I

Pv

(4.30)

Er wordt een correctiefactor voor de oppervlaktespanning gebruikt. De flooding

snelheid moet met deze factor vermenigvuldigd worden.

[ J

O'2

c-

~

0.02 (4.31)

Het is gebruikelijk de schotels te ontwerpen op 80-85% van de flooding snelheid. Door nu het dampdebiet te delen door de ontwerp snelheid is het dwarsoppervlak van de kolom uitgerekend. De diameter van de kolom volgt direct hieruit.

Hierna is een lay-out voor de zeefschotels gekozen. Aan de hand van dit

schotelontwerp en de gekozen kolomdiameter is gecontroleerd of het schotelontwerp

binnen de operatiegrenzen ligt.

Liquid flow pattem

Met het vloeistofdebiet en de kolomdiameter wordt in fig.ll.28 van Coulson en Richardson gekeken op welke manier de vloeistof over de schotel moet stromen. Voor beide kolommen zijn dit single pass schotels geworden.

Controle op weeping

Met de Francis formule wordt bepaald hoe hoog de vloeistof boven de overlooprand staat, deze hoogte is namelijk nodig om uit te rekenen wat de vloeistofhoogte op de schotel is.

(4.32)

In deze vergelijking is lw de weir length. Uit figuur 11.30 van Coulson en Richardson

kan nu parameter K2 bepaald worden, die in de formule van Eduljee gebruikt wordt

[K2 -

0.90· (25.4 - d_{h )]}

Uh =

.JrÇ

(4.33)

Hierin is dh de diameter van de gaten in de zeefschotel. Door nu de werkelijke snelheid bij 70% turndown in de gaten uit te rekenen en te vergelijken met de minimale dampsnelheid, kan bepaald worden of er sprake is van weeping.

Drukval over schotel

De drukval voor een droge schotel kan geschat worden met de volgende relatie (4.33)

hd =51.

~

. Pv [

malt

]2

Co

PL

(4.34)

De constante Co is bepaald uit fig. 11.34 van Coulson en Richardson, Uhmax _{is de}

maximale dampsnelheid in de gaten. Met de relatie van Hunt (4.34) is de bijdrage in de drukval van het schuim boven de schotel geschat.

h = 12.5.103

,

(4.35)

PL

De totale drukval per schotel kan dan in mmo vloeistof berekend worden door de volgende vergelijking:

(4.36)

Deze vloeistofhoogte is met de dichtheid van de vloeistof eenvoudig om te rekenen naar een drukval in bar of Pa.

Downcomer liquid back-up

De downcorner liquid back-up werd berekend met de volgende formules

h = 166. [ LWd

]2

de

PL

·Am (4.37) (4.38) h,,1'

=

hw - (5 -lOmm) (4.39)

De verblijf tijd in de downcorner wordt berekend met onderstaande formule 4.39, de verblijf tijd is moet groter zijn dan 3 seconden.

t

=

Ad . hhe .

P

L

,

L

wd

(4.40)

Hierin is hbc de liquid back-up, A3 het downcorner opperlak en Lwd de maximale vloeistofstroom (kg/s).

Controle op entrainment

De vapour-liquid flowfactor FLv moet weer berekend worden, met deze factor kan uit fig. 11.29 de parameter 'P bepaald worden. Deze 'P moet groter zijn dan 0.1, om geen gevaar te hebben voor entrainment. Zie ook bijlage III

4.3 Warmteintegratie

4.3.1 Berekeningen Stoomgenerator

De stoom die de 'steam drum' verlaat wordt eerst oververhit door warmtewisseling met de LGO-stroom. De LGO stroom koelt hierdoor iets af. Door een warmtebalans over deze wanntewisselaar kan de temperatuur van de voeding voor de verdamper eenvoudig worden berekend. Zie ook bijlage V.

Voor het bepalen van de warmteflux in de thermosyphon wordt de methode van Frank en Prickett gebruikt. Voor deze methode wordt gebruik gemaakt van een diagram, figuur 12.59, waarin met de gereduceerde temperatuur en het gemiddelde temperatuurverschil de warmte flux bepaald kan worden. Door de wanntestroom te delen door de warmteflux kan het benodigde oppervlak voor warmtewisseling berekend worden.

Nu het oppervlak bekend is, kan berekend worden hoeveel buizen er nodig zijn voor een gekozen diameter en lengte van de buizen. Met de volgende formule is de diameter van de bundel buizen te berekenen.

D

=

d

.

(NI) I/n

b (} K (4.41)

Er is gekozen voor een vierkante geometrie. De parameters K en n zijn dan respectievelijk gelijk aan 0.215 en 2.207. De ruimte tussen de bundel en de wand

van de warmtewisselaar kan bepaald worden uit figuur 12.10.

Circulatiestroom en tubeside drukval

De circulatiestroom is voor een thermosyphon boiler te berekenen door de

drukbalans op te stellen. In de 'steam drum' heerst in de bodem een statische druk

van een kolom water. In de leiding voor de warmtewisselaar is de druk een samengestelde van drukval over de pijpen en de statische drukval voor het water/stoom mengsel. De statische drukval is te bereken met de volgende

vergelijking:

P=p·g·h (4.42)

hierin is p de dichtheid, g de valversnelling en h de hoogte van de thermosyphon, of

de hoogte van de vloeistofkolom in het vat. Daar de dichtheid van het vloeistof/ damp

mengsel lager is dan de dichtheid van water, bestaat er door de continue verdamping van water een drijvende kracht voor convectieve stroming.

De drukval over de buizen is berekend volgens de Lockhart-Martinelli correlatie (Perry's, p. 5-41). Eerst wordt met de volgende vergelijking de drukval over de pijpen

berekend.