Ontwerp van de scheidingssectie van een 2,6-xylenol synthese fabriek

(1)

r~a.

UfV

~

6j-J"

2t.r

t

Ontwerp van de scheidingssectie van

een 2,6-xylenol

synthese fabriek

In opdracht van General Electric Plastics

B.V.

te

.Bergen op Zoom

G-opdracht najaar 1985

G-groep 1985

laboratorium Apparatenbouw Procesindustrie

TH

Delft

(2)

T5 van T4 H 9 11 1315 1921 23 H 101214162022 H 1718 -_.

__

.- -CONDENSORS RE BülLERS ~T~SSELAARS T7 L _ _ _ _ _ _ ..J

waar niet vermeld is de druk 1 bara

o

Stroom nummer

D

Temperatuur in oe

o

, . - - - -... PARA CRESOL

CRESOL

PROCES SCHEMA VAN SCHEIDNGSSECTIE VOOR EEN 2,6XYLENOL SYNTHESE FABRIEK DEEL 2

(3)

Koelwa

TI,13,14 DESTILLATIE KOLOMMEN T2 ROTATING DISCCONTACTOR VI,V2 VLOEISTOF-GAS SCHEIDERS V3,V4 VLOEISTOF -VLOEISTOF SCHEIDERS V5 VAT HI,H5,H7 CONDENSORS H2,H3 WARMTE WISSELAARS INERT NAAR 5 WATER;METHANOL NAAR REACTOR Stoom Pti H4,H6,H8 REBOI LERS PI/ PI2 POMPEN

INCINERATO~ 6 ',0

F---Z0

I I __ J NAAR WATERZUIVERING --------ï I I PlO

waar niet vermeld "is de druk 1 bara

o

Stroomnummer

o

Temperatuur in oe

o

Absolute druk In bar

196 ~

• I

T4 - - - _.---:--._--- -~-- -Koelwater naarT5 - --- - - 1 I PROCESSCHEMA VAN SCHEIDINGSSECTIE VOOR EEN

2p XYLENOL SYNTHESE FABRIEK DEEL I

(4)

7.10 De hoogte

v~n

h

e

t

a

dsorptiebed moet berekend worden m.b.v. de HETP

en niet de HTU. Hierdoor worden de 'zone's als volgt

Hl

1,2 m

De totale bedhoogte wordt hierdoor: H

En het adsorptiebed: V

=

0,26 m3

7.11 De zone's worden als volgt

Hl

2,5 m

HII

7,1

m

HIlI

3,6 m

H

I

V

5 .

-

6

m

De totale bedhoogte If.lordt hierdoor:

18,8

En het adsorptiebed: 9,45

m

3 8,2

m

HII

HltI

HIV

2,8

m

1,

6 m

2,6 m

(5)

Ontwerp van de scheidingssectie van

.

een 2,6-xylenol - synthese fabriek

In opdracht van General Electric Plastics B.V. te Bergen op Zoom

G-opdracht najaar 1985

G-groep 1985

laboratorium Apparatenbouw Procesindustrie

TH

Delft

(6)

CHAPTER 1 SlJMMARY

By order of General Electric, at Bergen op Zoom, The Netherlands, a preliminary design has been made for a separation unit. The purpose is to separate 2,6-xylenol from its raw materials and by-products. The designspecifications are the following:

2,6-xylenol: _{a purity of 99.83 wt}_%_.

o-cresol: _{50 mol}_%_{recycle to the reactor and a purity}

of 99.2-99.5 wt%.

m/p-cresol: _{separation and production of p-cresol with}

a purity of 98.5 wt%.

The following processlayout has been chosen:

RECY:-..2 I >J"VlU.W.\('"

j

o-CRESOL _--CRESO_L

t

~

M>:11iANOL !

G

P~;uLRIJX

TI

J

; t

r-·

WATEAA.:_IC.

Roe

TI

E ) AFVI+.!JIATER

With: A _{atmospheric distillation}

S settler

RDC _{liquid/liquid extraction}_\_<Ji_{th a RDC}

B _{azeotropic distillation with toluene}

C _{atmospheric distillation}

E _{atmospheric distillation}

(7)

F extractive distillation with glycol or a sepa-ration with zeolites according to the Sorbex-process.

G separation with zeolites according to the Sorbex-process.

H atmospheric distillation

The design of the towers has been carried out with the simulation-program "PROCESS" . Also the towers, condensers and reboilers have been dimensioned.

The design specifications have been reached with the chosen process-layout.

An economical optimalisation has not been carried out, but only the technical feasibility has been considered.

(8)

Hoofdstuk 1 SAMENVA'ITING

In opdracht van Genaral Electric, te Bergen op Zoom, is een vooront-werp uitgevoerd van een installatie voor het scheiden van 2,6-Xylenol van zijn grondstoffen, tussen- en bijproducten.

De volgende ontwerpeisen zijn aan de scheidingstrein gesteld 2,6-Xylenol

O-Cresol

M/P-Cresol

,m~;/,pt

99.83 wt% zuiver produceren.

50 mol% recyclen naar de reactor en 99.2-99.5 wt%

zuiver produceren.

Scheiden, P-Cresol 98.5 wt% zuiver produceren.

y?,{ ~Ye.c /Z~~ c.e.ce-Het volgende processchema is gekozen :

Met RECYCU: ( TOLUEEN AFVALWATER A Atmosferische destillatie S Settler

RDC Vloeistof/vloeistof extractie met een ROC. B Azeotropische destillatie met tolueen. C Atmosferische destillatie.

E Atmosferische destillatie. D Atmosferische destillatie.

F Extractieve destillatie met Glycol óf scheiding m.b.v. zeolieten volgens het SORBEX proces.

G Scheiding m.b.v. zeolieten volgens het SORBEX proces. H Atmosferische destillatie.

(9)

Het ontwerp van de kolommen is, grotendeels uitgevoerd met het simu-latieprogramma "PROCESS". Tevens zijn de kolommen, de reboilers en de condersors gedimensioneerd.

De bovenstaande ontwerpeisen zijn met het gekozen processchema gehaald. Er is niet gekeken naar economische optimalisatie van het processchema, maar naar de technische haalbaarheid.

(10)

HOOFDSTUK 2: INHOUDSOPGAVE 1. SUMMARY SAMENVATTING 3 . VOORWOORD 4. INLEIDING 4.1 2, 6-XYLENOL 4.2 HET REACTORPRODUKT 4 • 3 DOEL VAN HET ON'IWERP

4.4 OVERIGE UITGANGSPUNTEN EN SPECIFICATIES

5. DE OVERWOGEN ALTERNATIEVEN VOOR HET SCHEIDINGS-SCHEMA

5.1 DE ALTERNATIEVEN UIT HET VOORSTUDIE-RAPPORT 5.2 DE SCHEIDING VAN WATER,METHANOL EN RECYCLESTROOM 5.3 HET MIDDENDEEL VAN DE SCHEIDING

5.4 HET LAATSTE STUK VAN DE SCHEIDING 5.5 HET DEFINITIEVE SCHEIDINGSSCHEMA

6 . ALGEMENE ONTWERP /BEREKENINGSMETHODEN

6.1 HET SIMULATIE PROGRAMMA "PROCESS" 6 . 2 THERMODYNAMICA

7. DE ON'IWERPEN PER KOLOM

7 . 1 MEOH KOLOM

7.2 T-2 ROTATING DISC CONTACTOR (RDC)

7.3 DE ON'IWATERINGSSECTIE 7.4 T-4 RECYCLE

7.5 T-5 2,6-XYLENOL EN 2,4-XYLENOL SCHEIDING

7.6 DE SCHEIDING VAN 2,4,6-TRlMETHYLPHENOL EN 2,4- en 2,5-XYLENOL

7.7 T-7 O-CRESOL KOLOM

7.8 T-8 DE EXTRACTIEVE DESTILLATIE VAN 2,6-XYLENOL EN m- en

p-CRESOL MET DIETHYLEENGLYCOL ALS EXTRACTIEMIDDEL 7.9 DIETYLEENGLYCOL RECYCLE KOLOM (T-9)

1 3 7 9 9 9 10 10 12 12 13 14 16 19 20 20 22 28 28 31 35 42 47 49 50 54 56

(11)

7.10 T-I0 m/p-CRESOL SCHEIDING DOOR ADSORPTIE

7.11 T-13 2,6-XYLENOL/ m/p-CRESOL SCHEIDING DOOR ADSORPTIE

8. ENERGIEBESPARING DOOR HET GEBRUIK VAN WARMTEPOMPEN

8.1 INLEIDING

8.2 HET ONTWERP VAN DE WARMTEPOMP 8.3 CAPACITEIT VAN DE WARMTEPOMP 8.4 DE WARMTEWISSELAARS

8.5 STORINGSGEVOELIGHEID

9. DISCUSSIE

10. LITERATUURLIJST

11. BIJLAGEN

1. DIMENSIONERING VAN DE KOLOMMEN

2. en 3. REBOILER-EN CONDENSORBREKENINGEN

4. A GEGEVENS BENODIGD VOOR DIMENSIONERING MEOH KOLOM B APPARATEN ROND DE METHANOL-WATERDESTILLATIE KOLOM

5. BEREKENINGEN AAN RDC

6. BEREKENINGEN AAN DE ONTWATERINGSSECTIE

7. RECYCLE KOLOM

8. BEREKENINGEN AAN T-5 (2,6-XYLENOLKOLOM)

9. BEREKENINGEN VAN DE SCHEIDINGSKOLOM VAN 2,4,6-TRIMETHYL-PHENOL EN 2,4-/2,5-XYLENOL

10.0-CRESOL KOLOM

12.BEREKENINGEN BIJ DIETHYLEENGLYCOL RECYCLE KOLOM (T-9) 13.BEREKENINGEN VAN M/P-CRESOL SCHEIDING

14.BEREKENINGEN VAN 2,6-XYLENOL - M/P-CRESOL SCHEIDING.

15. Componentstromen

--

-

-6

60 68 71 71 73 74 75 76 77 79 83 83 104 119 143 159 173 181 189 203 209 224 227 236 l~

(12)

HOOFDSTUK 3: VOORWOORD

Dit is het rapport van de G-opdracht van najaar 1985. De G staat voor gecombineerd: een groep studenten Chemische Technologie en Werktuigbouw-kunde doen gezamenlijk een vierdejaars opdracht. De bedoeling van de op-dracht is om in 8 weken tijd tot een fabrieksvoorontwerp te komen. Aange-zien het een ontwerp-opdracht betreft, is het de bedoeling zoveel moge-lijk met gangbare technieken te werken, waar veel over bekend is.

De opdracht luidde: het ontwerpen van een zuiveringssectie voor een 2,6-xylenol-synthese fabriek. Deze opdracht is afkomstig van General Electric Plastics B.V te Bergen op Zoom. In die fabriek was tijdens het uitwerk-en van de opdracht net euitwerk-en installatie voor deze scheiding voltooid. General Electric heeft voor de opdracht uitgangspunten voor de schei-ding gegeven die in grote lijnen overeenkomen met die van hun pas vol-tooide installatie.

Er hoeft niet alleen van de uitgangspunten van General Electric uitge-gaan te worden: 2 studenten Chemische Technologie, C. van Houwelingen en J. van der Steen, hebben in 8 weken tijd al een eerste aanzet

ge-geven tot het fabrieksvoorontwerp (1). De begeleiding van de G-groep was in handen van:

Ir. w. van der Bergh T. de Bruin

Prof. dr. ir. J. de Graauw Ir. W. Klapwijk

Ir. R. van der Lans Drs. F.A. Meijer

Prof. ir. A.G. Montfoort Verder hebben de heren

R. Smit

en Dr. Ir. C. van Leeuwen

ons veelvuldig geholpen met het gebruik van het simulatie programma Process. Ook hebben de heren

Dr.ir. H.J. van der Kooi en Dr. ir. Th. de Loos

van de afdeling Anorganische- en Fysische Chemie ons geholpen met de thermodynamica.

(13)

Het contact met General Electric is verlopen via de heren ir. A.P.Ooststroom

ir. S. Vriens

en ir. D. Rademaker

De G-groep studenten en begeleiding zijn General Electric zeer dankbaar voor de bestede tijd en moeite. Een fabrieksvoorontwerp-opdracht is beslist veel interessanter als na verloop van tijd een een gerealiseerd ontwerp bekeken kan worden. Ook is de "derde

mening" van de deskundige opdrachtgevers een waardevolle aanvulling op de interactie tussen studenten en begeleiders. De G-groep bestond uit de volgende studenten:

r.

11, O. /11 " 2.. 6 >~t. 2{'"'J Y .?

t

-~ G. Bakker P.J. Brakman C.J. Bruinsma

J.P.A. van der Burg H.W.L. van den Donk F.M. van Haastrecht

-

-8

"" .lol A.B. Hadimoeljono H.J. de Jong W.J. de Jonge H.K.A. Meijer A.W.T. Rots Delft, november 1985 Laboratorium Apparatenbouw Procesindustrie T.H. Delft

-

--

(14)

-HOOFDSTUK 4: INLEIDING

4.1 2, 6-XYLENOL

General Electric maakt in Bergen op Zoom onder andere de kunstof Noryl.

Noryl is een mengsel van 60 % polystyreen en 40 % polyphenyleenoxide.

Het monomeer van polyphenyleenoxide is 2,6-xylenol.

Figuur 4.1-1: Xylenol en PPO

~=H

CH3

2,6-xylenol Polyphnyleenoxide

2,6-dimethyl hydroxybenzeen

In dit geval zijn de grondstoffen voor 2,6-xylenol phenol en methanol.

De reactie is een katalytische gasfase-methylering van phenol met methanol in aanwezigheid van water. Voor meer bijzonderheden en alter-natieven voor de reactie wordt verwezen naar het rapport van de voor-studie (1).

4.2 HET REACTORPRODUKT

Na de reactie is aanwezig: 2,6-xylenol, water (dit is meer geworden, het is ook een bijprodukt) , de grondstoffen phenol en methanol en verschillende tussen- en bijprodukten. De samenstelling van het reac-tormengsel staat in tabel 4.2-1.

Tabel 4.2-1:De samenstelling van het reactormengsel

atm. kpt massastroom molenstroom specificatie

c kg/hr % kmol/hr % gew. % Inerte gassen 820.8 4.63 61.252 11.24 Methanol 65 4810.8 27.15 150.338 27.59 Water 100 4905.2 27.69 272.511 50.02 Anisol 154 83.9 .47 .776 .14 o-methylanisol 171 302.2 1. 71 2.474 .45 2,6-dimethylanisool 180 218.1 1. 23 1. 601 .29 Phenol 182 240.0 1. 35 2.55 .47

(15)

atm. kpt massastroom molenstroom specificatie c kg/hr % kmol/hr % gew. % o-cresol 191 1733.6 9.78 16.031 2.94 99.2-99.5 2,4-dimethylanisool 191 16.8 .09 .123 .02 2,6-xylenol 201 4200.8 23.7 34.386 6.31 99.83 P-cresol ₂₀₂

~

2.7 .02 .025 .005 98.5 M-cresol 203 2,4j2,5-xylenol 211 68.0 .38 .557 .10 Trimethylanisool 212 16.8 .10 .112 .02 Mesitol 221 287.5 1. 62 2.111 .38 95 (Trimethylphenol)

Deze stroom heeft een temperatuur van 250 c en een druk van 2,5 bar.

4.3 DOEL VAN HET ONTWERP

Het doel van de werkzaamheden van de G-groep is om tot een ontwerp te komen van een installatie voor het scheiden van 2,6-xylenol van zijn grondstoffen, tussen- en bijprodukten. Hierbij moet 2,6-xylenol een zuiverheid hebben van 99,83 gewichtsprocent.

De normen voor het ontwerp zijn de economische en technologische haalbaarheid van de installatie. Daarbij wordt zoveel mogelijk uit gegaan van de huidige stand van de techniek.

4.4 OVERIGE UITGANGSPUNTEN EN SPECIFICATIES

Enkele uitgangspunten voor het ontwerp zijn verschillend met de in-stallatie van General Electric:

- De reactor-stroom -va-n 2-5-0 c-wortlt: -irect als voeding voor de eerste destillatie gebruikt. Daarentegen condenseert General Electric de

reactorstroom eerst, waarbij de inerte gassen worden afgescheiden. Vervolgens gaat het condensaat naar de eerste destillatiekolom met een temperatuur van 90 c.

- Bij General Electric worden alle componenten lichter dan 2,6-xylenol (behalve water en inerte gassen) gerecycled naar de reactor. Voor dit ontwerp wordt er vanuit gegaan dat de helft van het o-cresol van de reactorstroom gescheiden wordt. Het tussenproduct o-cresol

(16)

heeft een hoge marktwaarde. General Electric is geintersseerd in de economische en technische haalbaarheid van deze scheiding. o-cresol moet dan een zuiverheid van 99,2-99,5 gewichtsprocent hebben.

De bijproducten m- en p-cresol blijven bij General Electric in het 2,6-xylenol-product aanwezig. Daarentegen is het uitgangspunt van dit ontwerp om m- en p-cresol van 2,6-xylenol te scheiden. Op zich rechtvaardig~ de opbrengst van de kleine hoeveelheid m-en p-cresol de kostm-en van de scheiding niet. Gm-eneral Electric is er toch in geinterresseerd omdat het energetisch gunstiger zou zijn om de reactorcondities zo te maken dat de reactie minder

selectief wordt, dat wil zeggen dat er meer m- en p-cresol ontstaat. De kosten van het scheiden van deze,grotere, stroom m- en p-cresol weegt dan wel mogelijk op tegen de energiebesparing bij de reactor. OVerigens heeft p-cresol ook een goede marktprijs. Er wordt uit-gegaan van een specificatie van 98,5 gewichtsprocent p-cresol. uitgangspunt voor de mesitol specificatie is 95 gewichtsprocent.

(17)

HOOFDSTUK 5: DE OVERWOGEN ALTERNATIEVEN VOOR HET SCHEIDINGS-SCHEMA

5. 1 DE ALTERNATIEVEN UIT HET VOORSTUDIE- RAPPORT

I

In het voorstudie-rapport (~) werden drie scheidingsschema-s

voor-gesteld. Zie figuur 5.1-1.

m-CRESOL

p-cr~ESOL

MeOH

H

0 RECYCLE o-CRESOL

f.

f

t

--0-~~

2,47.- XYLBNOL

_2,5-

CD

2 , :; , 6 - ",. ;

5 I"

u'

1. 2,4

,6_

jOj .r.. J. .

o-('F(~SOL ~

m-C~:E,SOL

r-~~

cr

~~

p-CHESOL

2.6-XYLENOL

2.4-XYLENOL

®

~

~: ~~

6-HESITOL

~

2,Li-,6-~iguur 5.1-1:De in het voorstudie-rapport genoemde alternatieven voor

de 2,6-xylenol scheidingstrein.

De beargumentaties voor deze alternatieven staan in het

voorstudie-rapport (~). In de volgende paragrafen worden alleen afwijkende in-

.

zichten en alternatieven besproken.

(18)

5.2 DE SCHEIDING VAN WATER,METHANOL EN RECYCLESTROOM

5.2.1 METHANOLSCHEIDING

Ook de G-groep kiest ervoor om te beginnen met destillatieve methanol-afscheidng.

5.2.2 SCHEIDING WATER-RECYCLE (B~/L+M in voorstudie-rapport)

In het ontwerp van de voorstudie wordt het grootste deel van het water gerecycled naar de reactor. Alleen de hoeveelheid water die bij de reactie ontstaan is wordt verwijderd om ophoping van water in het systeem te voorkomen. Dit recycle-idee wordt door de G-groep overge-nomen.De destillatieve scheiding van water lijkt echter niet zo-n goed idee. Destillatie vergt veel energie. Na verwijdering van metha-nol in kolom A wordt een systeem water-"phemetha-nolachtigen" verkregen. Dit systeem ontmengt in de vloeistoffase. Deze eigenschap kan gebruikt worden: in een settler wordt het systeem gescheiden in een waterrijke en een "phenol"-rijke fase. De waterrijke fase wordt grotendeels ge-recycled. Het deel dat niet gerecycled wordt wordt geêxtraheerd met tolueen. Dit extraheren gebeurt in een Rotating Disc Contacter(RDC) . De phenolrijke fase wordt ontwaterd door middel van een azeotropische destillatie met tolueen. Aangezien zowel bij azeotropische destillatie als bij de extractie tolueen toegevoegd wordt, kan overwogen worden in de settler ook al tolueen toe te voegen. Dit gebeurt niet omdat: 1) Een klein beetje tolueen, opgelost in het recycle-water, in de

reactor kan komen. Dit is ongewenst.

2) Evenwichts berekeningen leren dat dit nauwelijks bijdraagt in de

scheiding water-phenolachtigen.

Bij de recycle-scheiding is nu geen water meer aanwezig. Dit wordt nu een gewone destillatieve afscheiding van de lichtere recycle produkten.

5.2.3 DEFINITIEVE VERSIE WATER. METHANOL EN RECYCLE SCHEIDING

,.

(19)

METHANOL L

V~

A

PHENOLRIJK

t

WATERRIJK ,

t

I~D(~

t

AFVALWATER AFVALWAjER RECYCLE

B

I

c

t

_L

TOLUEEN

,

Figuur 5.2.3-1:Definitieve versie eerste deel van de scheiding.

5.3 HET MIDDENDEEL VAN DE SCHEIDING

5.3.1 O-CRESOL AFSCHEIDING (D in voorstudie-rapport (1))

In de alternatieven 1 en 3 (zie figuur 5.1-1) uit de voorstudie wordt

o-cresol in een vroeg stadium van de scheiding al afgescheiden. Deze

ontwerpkeuze wordt door de G-groep niet overgenomen. Bij het bezoek aan General Electric kwam ter sprake dat er ontleding kan optreden

boven 220oC. Hierbij zou één van de ontledingsproducten o-cresol zijn.

Daarom kiest de G-groep er voor om éérst de componenten af te scheiden

die een hogere kooktemperatuur hebben dan 2,6-xylenol. Bij deze scheiding

treedt een bodemtemperatuur op van 220oC. Als er nu ergens o-cresol

ontstaat, wordt deze in de volgende scheiding met~en -.a.IgescheiGen.

Opmerking: Indien er ook andere ontledingsproducten in forse mate

voor-komen, is het definitieve scheidingsschema niet optimaal. Als

bijvoor-beeld phenol als ontledingsproduct voorkomt, is het verstandig de recycle

scheiding ná de hoge temperatuur-kolom te plaatsen. Op die manier wordt

•

voorkomen dat phenol in het eindprodukt &2,6-xylenol) terecht komt.

5.3.2 EXTRACTIEVE DESTILLATIE MET DIETHYLEENGLYCOL (I/F uit voorstudie)

Aternatief 2 uit de voorstudie bevat de scheiding I. Dit is een

extrac-tieve destillatie met diethyleenglycol. Het in de voorstudie gegeven schema is fout. Zie voor het goede schema figuur 5.3.2-1.

(20)

J

I

2,6-xylenol ö-cresol 2, 4-/2, 5-xylenol mesitol m-/p-cresol

Figuur 5.3.2-1: Schema van extractieve destillatie(correctie van I).

Deze scheiding lijkt interressant: de bodem- en topstroom zijn zijn ook

weer makkelijk destillatief te scheiden. Deze extractieve destillatie echter vergt een veelvoud van de top stroom aan dietyleenglycol. Deze scheiding zal daardoor veel energie vergen. Bovendien zijn o-cresol en de zware componenten zonder hulpstof ook wel destillatief af te scheiden, de verschillen in kookpunt zijn groot genoeg. Deze scheiding is wél zinvol voor de scheiding van m-/p-cresol en 2,6-xylenol. Deze

scheiding heet F ( ) en wordt behandeld in 5.4.

5.3.3 VERVOLG DEFINITIEVE VERSIE

~

-

_C

c -

E

I

o-cresol

D

2,6-xylenol ~----m-/p-cresol 2,4-/2,5-xylenol --TMP

Figuur 5.3.3-1: Het middendeel van de scheiding

Na de afscheiding van methanol en water ligt het voor de hand eerst de recycle-stroom af te scheiden. Deze recycle-stroom bestaat uit phenol, anisool en de helft van het o-cresol. Deze componenten hebben het laagste kookpunt en zijn maar een klein deel van de totale stroom.

Vervolgens worden de componenten zwaarder dan 2,6-xylenol afgescheiden. Bij deze scheiding bestaat kans op ontleding. Eén van de ontledings-producten is o-cresol. Dit geeft geen pro blemen in de hierop volgende scheiding wordt o-cresol afgescheiden.

(21)

5.4 HET LAATSE STUK VAN DE SCHEIDING

5.4.1 SCHEIDING VAN DE ZWARE BODEMSTROOM ( H )

2.4-/2,5-xylenol en trimethylphenol worden gewoon destillatief gescheiden.

5.4.2 SCHEIDING VAN 2,6-xylenol en m/p-cresol ( F )

De scheiding van 2,6-xylenol en m,p-cresol is niet via gewone destillatie te bewerkstelligen omdat de kookpunten bij atmosferische druk van de

stoffen hoegenaamd gelijk zijn; resp. 201, 201,9 en 202,2 C voor 2,6-xylenol, p-cresol en m-cresol.

Andere mogelijkheden voor scheiding worden door de literatuur aangedragen; -Vacuumdestillatie

-Adsorptie aan zeolieten -Azeotropische destillatie -Extractieve destillatie -Extractie

-Kristallisatie -Omzetting

De vacuumdestillatie levert bij nader inzijn niet de gewenste scheidings-mogelijkheid: bij 0,027 bar liggen de kookpunten 6 C uit elkaar en bij

0,067 bar,wat technisch haalbaar is, verschillen de kookpunten slechts 4 C hetgeen een relatieve vluchtigheid (=~) van slechts 1,19 opleverd. De adsorptie aan zeolieten lijkt volgens de literatuur (3,4) een goede

scheidingsmogelijkheid te bieden. Het mengsel met desorptiemiddel wordt

over een zeoliet geleid waaraan 2,6-xylenol en m,p-cresol met een verschillende affiniteit hechten. Hierop berust de scheiding die met een Kalium Y zeoliet een alphawaarde van ca. 9 bedraagt.

Bij de azeotropische destill_a:t:..ie- worot een sto a-a he mengsel toegevoegd die met een van die twee een azeotroop vormt die als azeotroop af te

destilleren is (5,6,7,8). Als hulpstof kan een koolwaterstof worden gebruikt met een kookpunt dat tot 30 C verschild met die van de methy l-phenol. B.v. deceen vormt een azeotroop met m,p-cresol die bij 169 C kookt. Het nadeel is dat deze koolwaterstof weer van de m,p-cresol

moet worden gescheiden. Dit is mogelijk met een water-methanol extractie

gevolgd door een cresol-water,methanol scheiding. Een nadeel hiervan is dat er een grote hoeveelheid water, in de orde van 100.000 kg/hr, nodig is voor de extractie die allemaal weer verdampt moet worden om de

(22)

m,p-cresol vrij te krijgen. Bovendien kan een cresol-water azeotroop optreden waardoor destillatie wordt bemoeilijkt.

Als alleen de scheiding cresol-xylenol uitgevoerd moet worden zonder dat cresol als produkt gezien wordt kan de scheiding cresol-water achterwege blijven en de azeotropische destillatie interessant worden.

De extractieve destillatie is mogelijk met dietyleenglycol (2,9,10,11,12,13) Hierbij bewerkstelligd het glycol bij m,p-cresol een hoger kookpunt

dan 2,6-xylenol zodat het cresol samen met de glycol als bodemprodukt verschijnen. De topstroom is het 2,6-xylenol op specificatie.

De glycolstroom is driemaal zo groot als de voedingsstroom dus

ca. 12.000 kg/hr. De scheidingsfactor alpha bedraagt nu ongeveer 1,85. De kolom wordt evenals de opwerkins kolom van glycol bij ca. 0,13 bar bedreven. Uit deze opwerkingskolom komt het zuivere m,p-cresol mengsel en de glycol die weer opnieuw als extractiemiddel gebruikt wordt.

Bij de extractie (20,21) wordt het verschil in oplosbaarheid van 2,6-xylenol

en m,p-cresol in water en een organische stof als scheidingsmethode gebruikt. Het 2,6-xylenol lost slechter op in de waterfase dan m- en p-cresol en gaat dus in de organische fase zitten. Dewaterfase is in continue tegenstroom met de organische fase. Door het kleine verschil in oplosbaarheid is er veel extractiemiddel nodig. Vooral de grote

hoeveelheid water, 100.000kg/hr met daarin het m,p-cresol is een bezwaar. Een ander nadeel van deze methode is het vrij grote verlies aan xylenol dat met de water en m,p-cresol stroom meegaat.

Kristallisatie is een mogelijkheid van scheiding die weinig vooruitzichten

bied bij de scheiding van 2,6-xylenol en m,p-cresol. Er is weinig over

bekend in de literatuur en de vorming van mengkristallen is niet uitgesloten. Bovendien is de verwerking van vaste stoffen en slurries

lastig.

De zuivering d.m.v. omzetting van m,p-cresol uit het mengsel (22) gevolgd door destillatie is slechts geschikt voor mengsels met grotere

hoeveelheden m,p-cresol. In dit verslag wordt gerekend met m,p-cresol percentages beneden de twee procent zodat de omzetting met een

alumina-kat. bij verhoogde druk en temperatuur niet voor de hand ligt.

Samenvattend lijken de adsorptie en de extractieve destillatie een goede scheidingsmethode te zijn voor de m,p-cresol afscheiding. Deze beide alternatieven zijn verder uitgewerkt in hoofdstuk 7.

(23)

5.4.3 SCHEIDING VAN m-cresol en p-cresol

(G )

Bij deze scheiding is het de bedoeling de para-cresol met een zuiverheid van 98,5 % te verkrijgen.

De voedingsstroom van de meta - para scheiding bevat ook nog o-cresol en 2,6-xylenol. Aangezien er geen m-cresol specificatie is, ligt het voor de hand om te kiezen voor een scheidingswijze die de o-cresol en de 2,6-xylenol met het m-cresol afscheid.

Mogelijke scheidingen zijn; -Gefractioneerde kristallisatie -Complexvorming met b.v. ureum -adsorptie aan zeolieten

Bij kristallisatie treedt bij een concentratie m-cresol tussen 40 %

en 90 % een eutecticum op met p-cresol (30). Dit eutecticum is weer uitelkaar te halen door opnieuw te kristalliseren bij verhoogde druk

(ca. 3000bar) Al met al een ingewikkelde procedure.

Ureum vormt een onoplosbaar complex met m-cresol zodat dit selectief

kan worden afgescheiden (25). De o-cresol en de 2,6-xylenol blijven echter

zo in de p-cresol zitten hetgeen niet de bedoeling is.

De adsorptie aan zeolieten is een goede mogelijkheid voor de scheiding van m- en p-cresol (24,27,28,29). De continue uitvoering van deze adsorptie met het sorbexproces levert goede scheidingsresultaten. Volgens literatuur 29 gaan stoffen als o-cresol en 2,6-xylenol kwantitatief met de m-cresol mee en is de specificatie van p-cresol haalbaar.

In hoofdstuk 7 wordt de adsorptiekolom voor de meta-para scheiding verder uitgewerkt aangezien deze methode de beste mogelijkheden bied

voor de para-cresol zuivering.

(24)

METHANOL

.L

v~

A

,

5.5. HET DEFINI rIEVE SCHEIDINGSSCHEMA

<

PIIENOLRIJK

t

WATERRIJK

t

IRDC

J

AFVALWATER RECYCLE AFVALWAJ'ER

_,

B

I

c

t

TOLUEEN

"'

~

r--

E

Figuur 5.5.1.: Het definitieve schei~ngsschema

O-CRESOL _m-CRESOL

t

D

_G

F

-CRESOL 2,4.[2,5 I XYLENOL

H

,11 TRIMETHYL PIIENOL 2,6-XYLENOL

(25)

HOOFDSTUK 6: ALGEMENE ONTWERP/BEREKENINGSMETHODEN

6 • 1 HET S IMULA TIE PROGRAMMA "PROCES S "

Het programma "PROCESS" is een computer-simulatieprogramma, uitgegeven door het bedrijf Simulation Sciences. Een groot deel van de gebruike-lijke procestechnische "unit operations" kunnen hiermee worden door-gerekend. Een gebruiker zal voor een berekening altijd moeten opgeven:

-"Component data"

Hier worden alle componenten in de stromen opgegeven. Het programma bevat de benodigde gegevens voor een groot aantal stoffen. Alle be-rekeningen uit dit ontwerp gebruiken alleen componenten die in deze

"library" voorkomen.

-"Thermodynamic data"

Hier wordt opgegeven met welke methoden:vergelijkingen thermodynamische berekeningen uitgevoerd worden. Belangrijke berekeningen zijn: even-wichtsberekeningen en warmteinhoudsberekeningen van de stromen. Voor de thermodynamische berekeningen zijn stofgegevens nodig, voor de meeste methoden zijn deze in de "library" beschikbaar. Toch kan het nodig zijn voor een bepaalde methode zelf stofgegevens in te voeren. In hoofdstuk 6.2 wordt verder ingegaan op de thermodynamica.

-"St\am data"

Hier worden alle stromen gedefinieerd die de "unit operation" in-en uitgaan. De grootte, samenstelling en toestand van een stroom kunnen opgegeven worden.

-"Unit operations data"

Hier wordt gekozen wat voor apparaat berekend moet worden, en worden tevens de benodigde gegevens voor het apparaat opgegeven. De volgende

unit operations zijn in dit ontwerp gebruikt:

L)" (Bina-ry) Flash"

Dit is de berekening van een vloeistof-damp evenwicht bij gegeven druk en temperatuur met toe- en afvoer van warmte- en stofstromen. 2) "Three phase flash"

Vergelijkbaar met 1), berekent het evenwicht als er in het evenwicht 2 vloeistoffasen voorkomen. Dit programma kan gebruikt worden om een settler te berekenen.

(26)

3) "Shortcut distillation"

Dit is de berekening van een destilla~· volgen~ de methode van

Fenske-Underwood. Het programma berekent onder andere de minimum reflux, het schotelaantal bij gedefinieerde reflux en de vermogens van

~

reboiler en condensor. De beperkingen van het programma zijn het gebruik van 2 sleutelcomponenten en het gebruik van ~én gemiddelde relatieve vluchtigheid. Het berekende resultaat moet gezien worden als een schatting.

4) "Rigorous distillation"

Hier wordt een destillatie berekend waarvan de cokfiguratie groten-deels vast ligt. Het schotelaantal bijvoorbeeld moet bekend zijn. Als dit niet het geval is kan de berekening voorafgegaan worden door een shortcut ("Estimate

model'~.

De berekeningsmethode is die van Wang-Oleson: een matrix van alle balansen en vergelijkingen wordt opgelost met de Newton-Raphson-methode, zodat opgegeven specificaties ook via berekening verkregen worden. Voor de Newton-Raphson-methode is een beginschatting nodig: er moet een , gedeeltelijk, temperatuurverloop over de kolom gegeven worden. Hier kan ook weer de shortcut-schatting gebruikt worden. 5)"Extractive distillation(sure method)"

Dit programma is bestemd voor sterk niet-ideale extractieve- en azeotropische destillaties. Het programma kan ook een evenwicht met 2 vloeistoffen berekenen. De berekening wordt uitgevoerd volgens de methode van Naphtali-Sandholm (46).

6) "LL extraction"

Met dit programma wordt het aantal theoretische schotels voor de

ROe

berekend. Ook deze berekening wordt uitgevoerd met de methode van

(27)

6.2 THERMODYNAMICA

6.2.1 DE VERDELINGSCOEFFICIENT VLOEISTOF-DAMP (K)

Voor de scheidingsberekeningen is een voorspelling van het vloeistof

-damp evenwicht zeer belangrijk. Dit gebeurt door de verdelingscoëfficient

vloeistof-damp van de componenten (K) te berekenen:

K.

1

where:

"Vi

f?L

1 TT

4>;

f?L

1

where:

p?

1

'i

TT;

V~

1

R

= y./X. ₁ _,

=

Liquid phase activity coefficient

=

Standard state fugacity

=

System pressure

=

Vapor phase fugac;ty coeff;cient

P~

1i

i

xp

( TT -

p?

v~

0 =

(

1 1

RT

=

_{Component vapor pressure or Henry's}

=

Pure component fugacity coeff;c;ent

=

_{System pressure}

=

Liquid molar volume

=

_{Gas constant}

T

=

System temperature

{ } =

Poynting correct;on

constant

at

P~

1

and

!,

en ~ worden met dezelfde toestandsvergelijking berekend.

T

Parameters als de dampdruk van de zuivere component en het molair volume

r

zijn beschikbaar in de libra y. Voor de toestandsvergelijking en de

berekening van de activiteitscoëfficienten moet een methode gekozen

worden. Voor het ontwerp zijn de ideale toestandsvergelijking en de

vergelijking van Soa ve-Redlich-Kwong gebruikt .

•

(28)

6.2.2 DE ACTIVITEITSCOEFFICIENT

Er moet een berekeningsmethode gekozen worden voor de

activiteitscoêf-ficient. In Process is de UNIFA€methode beschikbaar (26). De

groeps-bijdragen staan in het programma. UNIFAC is niet nauwkeurig genoeg om

ontwerpberekeningen mee te maken. Voor goede ontwerpberekeningen moeten de activiteitscoëfficienten berekend zijn aan de hand van experimentele vloeistof-damp evenwichtsgegevens. In de literatuur is gezocht naar binaire vloeisof-damp evenwichten. Alleen voor de everwichten van water

met de verschillende componenten zijn deze beschikbaar. (15) en (16)

Daarom is voor de berekeningen van de scheiding na de ontwatering tóch

UNIFAC gebruikt, dit is het beste wat beschikbaar is.UNIFAC is niet geschikt voor ontmengende of andere sterk niet-ideale systemen. Hetis te verwachten dat als de reactor stroom gecondenseerd is, en zeker als methanol verwijderd wordt, de vloeistoffase zal ontmengen. Er ontstaat een waterrijke en een "phenolrijke" fase. Het is ook waarschijnlijk dat de relatieve vluchtigheid van de componenten in de 2 fasen verschil-lend zullen zijn. Verder zijn voor de settler en de ROC ook ontmeng-berekeningen nodig. Tenslotte is voor de ontwateringskolom, de azeotro-pische destillatie met tolueen, ook een model nodig om de sterke

niet-idealiteit te berekenen. Het is daarom noodzakelijk een model te hebben

die de activiteitscoëfficienten van de componenten in de multicomponent vloeistoffase zodanig voorspelt dat:

Ontmenging voorspelt wordt

de relatieve vluchtigheid van één component in het multicomponent mengsel voorspelt kan worden.

Gedozen wordt voor het berekenen van de activiteitscoëfficienten met de non-random two liquid (NRTL) vergelijking van Renon.Hiermee worden betere resultaten verwacht dan met bijvoorbeeld de UNIFA-vergelijking omdat:

De

evenwichtsmetingen uit de literatuur in de berekening betrokken kunnen worden

NRTL nauwkeuriger is bij aanwezigheid van polaire componenten (17).

NRTL-verglijking luidt:

G .. X

.

X. G

..

L

Xi

Tij

G

.

1:. T· .

i

iJ

Ln

Yi

=

J Jl

_r

Jl

J

+

r

J

lJ

(T

..

Gk· Xk

j

L

Gkj Xk

lJ

-

r

Gkj Xk

k

1

_k

_K

(29)

and

'rji

=

a ..

Jl

IT,

T

in degree Kelvin only

G

J·1· =

exp

(-et ..

_Jl 'r .. ) _Jl

Per binair paar (component i en component j) zijn er dus 3 parameters: de binaire interactie parameters a . . en a .. en een

niet-wanordelijk-~J J~

heidsfactor

a

. .

=

a .

.

'

Deze alfa is constant en hangt af van het type

~J J~

van de twee componenten. Alfa heeft een waarde van 0,2 voor verzadigde koolwaterstoffen met polaire, niet geassocieerde vloeistoffen (18). In (17) staat: aab= 2/g met g als co6rdinatiegetal. Met g=10 geeft dat voor alfa een waarde van 0,2.

6.2.3 DE BINAIRE INTERACTIE-PARAMETERS

De binaire interactie-parameters worden zoveel mogelijk berekend uit binaire vloeistof-vloeistof evenwichten. De parameters kunnen ook berekend worden uit binaire vloeistof-damp evenwichten. De parameters

uit vloeistof-damp evenwichten zijn minder nauwkeurig omdat het

vloei-stof-damp evenwicht bepaald wordt door niet-idealiteit in de damp én in

de vloeistoffase. Omdat alleen de vloeistofactiviteitscoëfficiënten

ge-wenst zijn, is het rekenen met vloeistof-vloeistof evenwichten beter.

Ontmenggegevens voor binaire mengsels (A,B) bij verschillende temperaturen

worden gegeven als: T-x

a (A rijke fase = L1) en T-xb (B rijke fase L2) Voor 2 vloeistoffen in evenwicht geldt:

Doo.r-het sUBstitueren -van de NRI'L-Vergelijking en de samenstellingen van de fasen bij een bepaalde temperatuur ontstaan 2 vergelijkingen met 2 on-bekenden. Deze worden simultaan opgelost met Newton-Rapson. Dit levert de binaire interactie-parameters voor een bepaalde temperatuur. In (15) staan alle binaire vloeistof-vloeistof evenwichten die in Chemical Abstracts tot 1979 opgenomen zijn. Bovendien zijn de bijbehorende NRTL

binaire-inter-aet~Esparameters ook berekend en vermeld. Voor slechts enkele binaire paren zijn vloeistof-vloeistof evenwichten bekend. Voor de overige binaire paren geldtdat ze niet ontmengen of dat er geen gegevens zijn. Allereerst wordt dan in (16) gekeken of er vloeistof-damp evenwichts gegevens te

(30)

worden van de overige binaire paren de activiteitscoëfficiënten bepaald bij oneindige verdunning. Dit is door de voorstudie-groep ook al gedaan.

(1). Zij hebben echter de groepsbijdragen voor UNIFAC gebruikt voor het schatten van L-G evenwichten (26). In dit geval zijn groepsbijdragen gebruikt die L-L evenwichten voorspellen (23).

Opmerking: Het artikel vermeldt wél dat de berekeningen van L-L

evenwicht-en alleevenwicht-en nauwkeurig zijn tussevenwicht-en 10

°c

en 40 °C. Toch hebben wij de

acti-o

viteitscoëffiënten berekend voor 80 C, het gemiddelde van top- en

bodem-temperatuur. Gezien de onnauwkeurigheid is het niet zinvol om temperatuur-afhankelijkheid in rekening te brengen. Dit komt verderop ter sprake.

Uit de berekende activiteitscoëfficiënten bij oneindige verdunning worden

de interactie parameters bepaald. Dit gebeurt met de volgende

vergelijking-en:

In

'I.

fIO

=

a

j,./T

+(C1\~

fT) .

vcp

t

-"l0<") .

a

~)

IT)

\ n

1-:

=

Q i

~

/

T ..

(Q

~:I

I.,.).

ItX-p

(-l

0(, ~

.

Cl

~

i

I"')

Zie voor bovenstaande vergelijking (18).Deze vergelijkingen worden simul-taan opgelost met Newton-Rapshon.

6. 2 . 4 TEMPERATUURAFHANKELIJKHEID

In het Proceess simulatie programma is het mogelijk de

temperatuurafhanke-lijkheid van de binaire interactie-parameters in rekening te brengen. Er geldt:

T . . =a ..

/

T

lJ lJ Process rekent met:

T .. = a .. + b ..

/

T

lJ lJ lJ

Als a .. in het tweede geval nul is, is b . . gelijk aan de oorspronkelijke

lJ lJ

binaire interactie-parameter.

Indien er ontmenggegevens bij verschillende temperaturen beschikbaar zijn worden de parameters bij verschillende temperaturen berekend. Hierna worden met lineaire regressie a en b berekend. De interactie-parameters

geschat met UNIFAC wrrden voor één temperatuur berekend: 80 °C. Dit is

ongeveer de gemiddelde temperatuur in de kolom. Gezien de

(31)

re-6.2.5 DISCUSSIE TEN AANZIEN VAN DE BEREKENDE INTERACTIE-PARAMETERS

De binaire interactie-parameters die met UNIFAC berekend zijn hebben een twijfelachtige betrouwbaarheid. Het vermoeden zou kunnen rijzen dat de voorspelling van de activiteitscoëfficienten in het multi-component mengsel ver van de werkelijkheid is. Voor de destillatie echter is het evenwicht methanol-water het belangrijkste. De binaire interactie-parameters van het methanol-water mengsel zijn afkomstig

uit experimentele L-G evenwichten. De ontmenging wordt voornamelijk

bepaald door de interactie van water met phenolachtige componenten. Ook hier zijn de binaire interactie-parameters afkomstig van

experi-mentele L-L evenwichten. Zie voor overzicht van de binaire

(32)

Tabel 6.2.5-1:De binaire interactie-parameters voor de NRTL-vergelijking. Herkomst Systeem B 12 B21 A12 A21

u.

L-L Xylenol-cresol 0,2 979,116 -540,565 0 0

u.

L-L Xylenol-anisol 0,2 230,235 23,3433 0 0

u.

L-L Xylenol-phenol 0,2 771,280 -505,271 0 0

u.

L-L Xylenol-methanol 0,2 22,806 566,528 0 0 Ontmeng. Xylenol-water 0,2 706,007- -22,314 -2,359 6,425 gegevens

u.

L-L Cresol-anisol 0,2 68,699 90,567 0 0

u.

L-L Cresol-phenol 0,2 352,144 -280,950 0 0

u.

L-L Cresol-methanol 0,2 -120,664 591,691 0 0 L-L Exp. Cresol-water 0,2 902,62 -46,972 -4,111 6,534 L-G Exp. Anisol-phenol 0,2 -260,523 371,222 0 0 L-G Exp. Anisol-methanol 0,1547 -53,20 802,720 0 0

u.

L-L Anisolwater 0,2 4387,63 1246,88 0 0

u.

L-L Phenol-methanol 0,2 -429,080 962,258 0 0 L-L Exp. Phenol-water 0,2 1107,57 -530,0 -5,632 7,944 L-L

_{u. }}

0,2 -187,072 510,382 0 0 Hethanol-water L-G Exp. L-L Exp. Tolueen-water 0,2 10,647 -3,708 -990,9 2410,39 L-G Exp. Tolueen-phenol 0,172 426,612 -32,38 0 0 L-L

u.

Tolueen-anisol 0,2 109,016 -27,525 0 0 L-L

u.

Tolueen-cresol 0,2 33,011 -90,112 0 0 L-L

u.

Tolueen-xylenol 0,2 378,494 -284,273 0 0 L-G

u.

Tolueen-methanol 0,5073 620,144 499,165 0 0

U: Met behulp van UNIFAC berekend. L: Vloeistoffase+

G: Gasfase .

Exp. : Uit experimentele gegevens. Ontmeng. : Uit ontmenggegevens.

(33)

7.1 MEOH KOLOM

In deze kolom worden methanol en de inerten afgescheiden uit de productenstroom.

Er is gekozen voor een atmosferische destillatieve scheiding.Dit gezien de grote molfractie van methanol, relatieve hoge dampspanning t.o.V. de overige componenten,en het feit dat methanol geen

azeotropen vormt met de andere componenten.Meoh wordt als destillaat verwijderd.Voor de destillatie is een schotelkolom genomen.

Er moet rekening gehouden worden met de niet-idealiteit vld vloei-stoffasen,er kan n.l. ontmenging optreden.De niet-idealiteit van de vloeistof stroom is beschreven met de NRTL vergelijkingen.De dampfase

is ideaal verondersteld : ,waarbij CH4,CO,C02,H2 en N2 als inerten

worden gezien.

Voor het doorrekenen van de kolom is gebruik gemaakt van "PROCESS" met als "unit operation" een extractieve destillatie kolom ,omdat hiermee ontmenging doorgerekend kan worden.

De sleutel componenten bij deze scheiding zijn methanol en de water-anisol azeotroop.

De voeding van 544.84 kmol/hr is lichtelijk oververhit (q=-0.12) en als volgt samengesteld,hierbij zijn de verschillende

gelijk-soortige componenten gesommeerd:

water methanol

phenol phenol/2,3,6-2,4,6 trimethylphenol

o-m-p cresolj2,4-2,6 dimethylanisol 2,4-2,5-2,6 xylenol o cresol 26 xylenol anisol methaan =272.5 kmol/hr =150.3 kmol/hr 4.7 kmol/hr 17.8 kmol/hr 34.9 kmol/hr

3.4 kmol/hr anisol/o methylanisol/trimethylanis.

61.3 kmol/hr CH4/CO/C02/H2/N2

Uitgaande van deze voeding en een theoretisch aantal schotels van N=18 waarvan er 8 in de topsectie van de kolom zitten,zijn de samenstellingen van top en bodemstroom:

Topstroom=241.9 kmol/hr

water 33.8 kmol/hr

methanol 144.3 kmol/hr

26 x-y-l-e n ol -0.

r

kmol/hr

anisol 2 . 4 kmol/hr methaan 61 .3 kmol/hr bodemstroom=303.0 kmol/hr water methanol phenol ocresol 26 xylenol anisol 238.7 kmol/hr 6.0 kmol/hr 4.7 kmol/hr 17.8 klmol/hr 34.8 kmol/hr 1.0 kmol/hr

28

13. g % 9.7-% 0.041% O. 1 % 25.4% 78.7% 1 .9% 1 .5% 5.8% 11.8% 0.3%

-

- -

-

- -

(34)

-DE grootte van de vloeistof stromen in de kolom zijn vloeistof stroom in de stripsectie

damp stroom in de stripsectie

vloeistofstroom in de rectificatiesectie dampstroom in de stripsectie =411.2 =107.9 =553.7 =796.1 kmol/hr kmol/hr kmol/hr kmol/hr

De dampstroom die uit de kolom komt wordt gecondenseerd waardoor het in een gas-vloeistof scheider mogelijk is de inerten+ een deel MEOH van vloeistof stroom te scheiden.Het inert +Meoh wordt verder in temperatuur verlaagt waardoor in volgende gas-vloeistof scheider vloeibaar methanol kan worden onttrokken.Dit meoh wordt weer toegevoerd aan de vloeistofstroom uit de eerste scheider, waarna deel stroom wordt gebruikt om te refluxen,en ander deel wordt teruqqevoerd naar de reactor

De hoeveelheden warmte die in de reboiler en condensor moeten worden toegevoerd zijn respectievelijk:l.3MW en 8.2 MW.

Opmerkingen:

-voor het doorrekenen van de kolom is gebruik gemaakt van de unit operation extractieve destillatie.Bij de kolom in dit programma z i t geen ingebouwde reflux ,zodat de refluxstroom ingevoerd is als een voedingsstroom.Hierdoor zijn de onderlinge verhcudingen van de componenten in de reflux en topstroom

niet precies gelijk.Dit moet nog verder geoptimaliseerd worden. -In het programma is uitgegaan van methaan alsj.nert,dit geeft een hoger condensor vermogen dan wanneer van de werkelijke

componenten wordt uitgegaan.Bij de dimensionering van de condensor is uit gegaan van het lagere condensor vermogen.

APPARATEN ROND DE METHANOL-WATER DESTILLATIEKOLOM

Condensor

Het af te voeren vermogen bedraagt inclusief toeslagen 9 MW. Hiertoe werd een condensor met v.O. = 449,4 m , aantal pijpen =1007, d 2 = 0,01905 m ,

u

d

=

i 0,0143 m , steek =0,0254 m ,driehoekssteekpatroon , lengte = 7,46 m,

D. = 0,89 m. Het destillaat wordt van 65°C tot 40~C afgekoeld waarbij het

1.

koeltorenwater opwarmt van 24°C tot 34°C. Het is een partiele condensor. De dampfase na de condensor bestaat voor het grootste deel uit inerten en methanol. De pijpen kond~n in een pass ondergebracht worden.

(35)

Absorptiekoelmachine

De methanoldamp kan uit de inertstroom teruggewonnen worden door deze stroom af te koelen. In totaal bevat deze stroom 28,7 kmol/uur methanol. Indien tot lOC afgekoeld wordt dan wordt ongeveer 95% hiervan terugge-wonnen. Op jaarbasis levert dit grofweg FL -5.500.000 op. Dit weegt ruim-schoots op tegen de aanschaf en installatie van een dergelijke unit. Afhankelijk van de stilstand is het zelfs aantrekkelijk om een tweede

unit parallel te schakelen.

Reboiler

Het toe te voeren vermogen in de reboiler inclusief toeslagen bedraagt 1,387 MW. Het V.O. bedraagt 16,15 m2. De reboiler is een verticale

gefor-ceerde reboiler. Er is voor een geforceerde reboiler gekozen omdat het

systeem sump,settler,reboiler anders veel te weinig flexibiliteit zou hebben. De reboiler is 4,5 m hoog,heeft 45 pijpen, d =0,0254 m,d,=0,01905m,

u

1-steek=0,03175 m,driehoekssteek, verdampingsgraad=85%. De warmte wordt

toe-gevoerd door stoom van 6 bar te laten condenseren. Het gebruik van de hete

olie zou filmkoken tot gevolg hebben.

Settler

De bodemstroom is een tweefasenstroom die in de settler in een waterfase en

een phenolfase wordt gesplitst. Omdat daarbij een warmte-effect optreedt

wordt de stroom eerst afgekoeld tot 88°c. Er zijn geen druppelgrootteverde-lingsgegevens bekend. Bij de ontworpen settler met een verblijf tijd van een kwartier is de d

50 0,22 mmo De settler is 3 m lang en de diameter is 1,24 m.

In de bodem van de kolom is een aparte opvang voor de niet verdampte re-boilervoeding bedacht om het volume van de settler laag te kunnen houden.

Om die reden is het zaak de onderste schotel V-aA de-kolom Vêffll<ToK]eS te

voorzien.

De waterfasepomp moet minstens 3,45 m onder de vloeistofspiegel in de

kolom-bodem staan om cavitatiegevaar door een te lage druk in de zuigleiding te

voorkomen.

(36)

7.2

T-2 ROTATING DISC CONTRACTOR (ROC)

De stroom uit T-l wordt in een settler is 2 fasen gescheiden.

Qe_oEg~nisEh~ia~e_bestaat globaal uit 50 mol% water en 50

mol% phenol-achtigen. Deze stroom gaat naar T-3, de

ontwaterings-kolom. Hierin zal het aanwezige water + 50.5 kmol/hr verwijderd

- ~

worden. Deze waterstroom zal aan het systeem worden ontrokken.

Qe_w~t~ria~e_bestaat uit ongeveer 290 kmol/hr water en 1 à 2 kmol/hr phenolachtigen. Van deze waterfase is een gedeelte nodig als gasfase reflux in kolom T-l.

De overige waterstroom kan worden gesplitst in een gedeelte dat gerecycled wordt naar de reactor en een gedeelte dat in een R.D.C.

wordt geëxtraheerd m.b.v. tolueen zodat het economisch aan het sys-teem kan worden onttrokken.

Specificaties:

den

on~rokken

is 75.5 krool/hr. In de R.D.C. moet dus nog 25 kmol/hr water worden behandeld.

Er is ongeveer 100 kmol/hr water nodig als reflux in kolom T-l. Er mag zich geen tolueen bevinden in de recycle stroom naar de reactor.

Tenslotte mag er maximaal 50 ppm tolueen aanwezig zijn in de stroom naar de biowaterzuivering.

In figuur 7.2-1 is het gedeelte van de scheidingstrein met de R.D.C. te zien. 1 - - - - -

~

,

•

2- S. _--'" S

[

...

~ _.1. 12.

"

1 ~,

~ 1

_,

R.O·C

(37)

Het gedeelte na de settler met inbegrip van de R.D.C., splitters en mengers is doorgerekend met het simulatie programma PROCESS. Hierbij zijn dezelfde componenten en hoeveelheden gebruikt als die bij het doorrekenen van de settler behorende bij kolom T-1. Dit met uitzondering van de component Methanol.

Van deze component wordt aangenomen dat het ongeacht de verdeling in de settler altijd wordt gerecycled naar de reactor.

Zoals al eerder is beschreven voldoen de NRTL parameters redelijk bij het beschrijven van het niet-ideale gedrag van waterige mengsels. Vandaar ook dat voor deze thermodynamische beschrijving t.a.v. de

vloeistof niet-idealiteit is gekozen.

De voeding (raffinaat) van de R.D.C. bestaat uit een waterige stroom

van 25.5 kmol/hr, de temperatuur van de voeding is 99

°c

bij een

druk van 1 bar.

De extractie vloeistof (solvent) is een tolueen stroom van 8.8 kmol/hr o

bij een temperatuur van 85.4 C en een druk van 1 bar.

In bijlage 2A is het gebruikte PROCESS invoer programma opgenomen.

Hierin is het gedeelte van de vloeistof/vloeistof extractie

aangege-ven.

Eén van de invoer parameters is het aantal theoretische schotels(n).

Zonder uitvoerige financiele analyse kan deze parameter slechts

ge-schat worden. n is namelijk een functie van de extractie fractie (f")

n= ln(( E+f"-l )/f" 7.2-1

ln E !t ln e

Hierin is E de extractie factor.

Buiten deze financiële afweging, kan ook worden bekeken of het niet economischer is de relatief kleine waterstroom die nu in de R.D.C.

3

wordt behandeld (Q

=

0.5 M /hr) te voeren naar kolom T-3 waar ook

r

de phenolachtigen van het water worden gescheiden. De voedingstroom

3

voor kolom T-3 is ongeveer 9.3 M jhr.

Het is duidelijk dat er een aantal arbitraire keuzes moeten worden gedaan.

1. De waterstroom wordt geextraheerd met tolueen in

een R.D.C.

2. Het aantal schotels wordt gesteld op 6.

(38)

Tenslotte moet de grootte van de solvent stroom worden vastgesteld.

Deze stroom wordt onttrokken aan kolom T-3. Deze stroom van + 1 M3/hr bevat + 8.5 kmol/hr tolueen.

De resultaten van de 4 R.D.C. stromen berekend met PROCESS zijn weer-gegeven in tabel 7.2-1. Uitgebreidere informatie kan worden gevon-den in bijlage 2B.

Tabel 7.2-1: PROCESS resultaten t.a.v. R.D.C. stromen.

Component waterfase in waterfase uit tolueen in tolueen uit

(kmol/hr) (kmol/hr) (kmol/hr) (kmol/hr)

OCRESOL 0.0755 0.0000 0.0000 0.0755 26XYLNOL 0.0528 0.0000 0.0000 0.0528 PHENOL 0.0492 0.0043 0.0000 0.0449 ANISOLE 0.0090 0.0020 0.0490 0.0561 WATER 24.9651 24.8864 0.0847 0.1634 TOLUENE 0.0000 + 0.0018 + 8.6600 + 8.6582 + TOTALS 25.1516 24.8944 8.7937 9.0509

Er is tevens gekeken naar de resultaten van PROCESS met invoer n=2. Hieruit blijkt dat ook met 2 schotels de hoeveelheid OCRESOL en

26XYLNOL uit de raffinaat stroom worden geextraheerd. De hoeveelheid PHENOL in de raffinaatstroom uit de R.D.C. is wel duidelijk hoger. De financiële afweging t.a.v. de hoeveelheid schotels moet dus be-trokken worden op de extractie fractie PHENOL.

Met de bekende parameters; solven~flow (Q ), raffinaat flow (Q ) en

s r

aantal theoretische schotels (n) is een R.D.C. ontworpen. De ontwerpprocedure is opgenomen in bijlage 2C.

Het resultaat is een kolom als geschetst in figuur 7.2-2

ZWQTe

fase

in lid',~. fèue u' tb-H= o.o~ '" Sls 0.11 m 5= 0.16m D~ O,13m

(39)

Eén van de belangrijkste doelstellingen van dit deel van de schei-dingstrein is het regelen van de waterbalans. Er moet 75.5 kmol/hr water worden onttrokken aan het systeem. De overige waterstroom wordt gerecycled naar de reactor.

In figuur 7.2-3 is het schema met de waterbalans weergegeven van de scheidingstrein.

o

'So

T-1

o

T-3

'--_ _ . 0

s

Figuur 7.2-3: Discussie :

Een alternatief voor het regelen van de waterbalans is het opnemen

van een R.D.C. extractie kolom.

Gezien de capaciteit zal deze kolom zeer smal zijn. Het

scheidings-effect is redelijk, de hoogte overeenkomend met één theoretische

schotel is 0.83 m.

Gezien de afmetingen van deze kolom kan hij wellicht uit stabiliteits

oogpunt naast kolom T-3 worden geplaatst.

Eén van de specificaties betreft de hoeveelheid tolueen in een stroom naar de biowaterzuiveringsinstallatie.

Deze specificatie kan in een R.D.C. niet worden gehaald. Dat

bete-kend-dat-de~fflnaa stroom uit de R.D.C. niet rechtstreeks naar de biowaterzuivering kan worden gestuurd. Eerst zal b.v. met een

strip-per de hoeveelheid tolueen (nu ~ 70 ppm) omlaag gebracht moeten

wor-den. Dit zelfde geldt voor de topstroom van kolom T-3.

In figuur 7.2-1 is te zien dat de solvent stroom uit de R.D.C. samen met de organische fase uit de settler dient als voeding voor kolom T-3. Wegens tijdgebrek is dit niet goed op elkaar afgestemd.

Dit betekent ook dat de solvent voeding van de R.D.C. niet geheel overeenstemt met die van een gekoppeld ontwerp.

(40)

7.3 DE ONTWATERINGSSECTIE.

Uitgangspunten van de ontwateringssectie.

In deze stap wordt het laatste restant water uit de productstroom gehaald.

Deze stap vindt plaats door middel van een azeotropische destillatie met

tolueen. Het kookpunt van deze azeotroop ligt ca. lSoC lager dan van de

eerstvolgende stof, de azeotroop water-phenol. Bij het ontwerpen is

uit-gegaan van de voedingsstroom zoals weergegeven in tabel 7.3.1.

tabel 7.3.1

Ingangsstroom van de ontwateringssectie.

component

rate (kmol/hr)

water

33.03 tolueen

8.68 2,6-xylenol

34.06 phenol

2.29 o-cresol

lS.6

anisool

0.34 De azeotroop water-tolueen bestaat uit S6.4 w% water (33). Derhalve moet

er nog minstens lS.3 kmol/hr tolueen worden toegevoegd. Voor de

zeker-heid wordt 19 kmol/hr genomen. Deze tolueen wordt als refluxstroom in de

kolom gevoerd. De tolueen wordt hergebruikt op de volgende manier: De

topstroom wordt na condensatie in een settler gescheiden in een water- en

een tolueenfase. De waterstroom wordt naar de afvalwaterzuivering gevoerd.

De tolueenstroom wordt gesplitst in een stroom naar de RDC en een

reflux-stroom.

Aan de waterstroom is de eis gesteld dat deze niet meer danSOppm tolueen mag

bevatten. De tolueen mag niet in de bodemstroom voorkomen. Deze stroom

wordt naar de recycle-kolom gevoerd waardoor er mogelijk tolueen in de

reactor komt. Als eis aan de bodemstroom is hierom een maximale

tolueen-flow van 2.S mol/hr gesteld.

Als thermodynamisch model wordt de NRTL- vergelijking gebruikt. Het sterk

niet ideale mengsel kan hiermee redelijk worden beschreven. De temperatuur

in de bodemsectie is echter vrij hoog ( 120-190oC ). De NRTL-parameters

zijn in dit temperatuu"gebied niet goed te vertrouwen. Voor de topsectie

waar de temperatuur ca. 90°C is, beschrijft de vergelijking de

(41)