De bereiding van diethanolamine uit ethyleenoxyde en ammoniak

I

o

,I î

ó

:. I ,

o

O· Ol

'I

.

",

9

0" / . ...

_,.,.

.... ,',~ ~"f. , .r " w

Nr:

2566

Laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

H.Woerde en F.Freijee

onderwerp:

I

adres: H.Woerde , F .Freijee IV opdrachtdatum: april 1983

Plutostr.144 Binnen Vissersstr.14

Alphena/d.Rijn Amsterdam verslagdatum: juli 1983

", .

' I

",",1

.',~

I j~ ,~, j-" ,

.

'l I

I

,I

· j l i , i

1·

_{I ,} · ! ! , ~ I ~ j

I

:1 .

,1 'I .f

,

I

-I

· i ! l I

I

" 1

I

_f î

.. t

!

I '

>t

,I

!"

:1

"

A

Lf

0

0

0'

i

I IV I IV IU

o

o

FABRIEKSVOORONTWERP de bereiding van DIETHANOLAPIINE uit

ETHYLEEN OXYDE en AMMONIAK

r

.J .M.freij ee Binnen Vissersstr. 14 IV 1013 GD AMSTERDAM opdrachtdatum: april 1983 verslagdatum : juli 1983 H.M.Woerde Plutostraat 144

10

I

Iv I I .. ..j

;0

0

o

1 • 2. 3. 4. 5. 6. 7. INHOUDSOPGAVE Symbolenlijst Samenvatting Conclusies en aanbevelingen Inleiding

Uitgangspunten voor het ont~erp

Beschrijving van het proces Procescondities

~otivering van keuze apparatuur en berekening hiervan 7.1.

7.5.

7.7.2.

Pompen

Compressor (C23)

Warmtewisselaars, condensors en reboilers Berekening van de filmabsorbers (M5 en M17) Ammoniak stripkolom (T11)

Gasscrubber (T10)

Destillatie- en stripkolommen

Dimensionering van de destillatie- en stripkolommen Berekening van de drukval

1 4 5 6 8 11 15 20 20 20 21 22 24 25 26 26 27 7.7.3. Berekening van het aantal theoretische schotels 27 7.7.3.1. Berekening K-waarden en relatieve vluchtigheden 27 7.7.3.2. Berekening minimum aantal schotels en minimum reflux 28

De gepakte kolommen (T30, T35 en T40) De vloeistof/damp afscheiders (V6 en V18) 8. Economische aspecten B.1. De investering 8.2. De opbrengst 8.3. De kosten B.4. Winst of verlies

9. Massa- en warmte balansen

10. Overzicht speel ficatie apparatuur 11. Literatuur overzicht

Bijlage 1 • H-x,y- diagram voor het ammoniak/water systeem Bijlage 2. Toelichting op keuze reactortype

Bijlage 3. H-x,y- diagram voor ammoniak/water scheiding Bijlage 4. x,y-Diagram voor ammoniak/water in de gasscrubber Bijlage 5. Toelichting bij de berekening van de gepakte kolommen

29 29 30 30 31 32 34 35 50 60 62 63 64 65 66

- - - -

-

- - -- - - , - -,

'

-I v , v - 1

-SYrMBOLENLIJST

A constante in Antoine vergelijking

A a 8 8 b 8 ~armtewisselend oppervlak denkbeeldig dwarsdoorstroomoppervlak constante in Antoine vergelijking keerschot afstand

overlooprandlengte

C

constante in Antoine vergelijking

C Co Cf c p c

v

Cl d

o

o

e

DEA

afstand tussen buizen in filmabsorber doorstroomco§ffici§nt

complexity factor

specifieke warmtecapaciteit bij constante druk per kg specifieke warmtecapaciteit bij constant volume per kg constructiekosten index diameter diameter hydraulische diameter diethanálamine

EO

ethyleenoxyde

F

vrije ruimte F m F p

Ft

G g G H s hl H s ~H v

materiaalfactor voor de berekening van Cf drukfactor voor de berekening van Cf

temperatuurfactor voor de berekening van Cf massasnelheid damp

versnelling van de zwaartekracht

2

massastroom per m doorstroomd oppervlak specifieke enthalpie per kg

holdup schotel afstand verdampingsenthalpie per kg hoogte overlooprand investeringen in proceseenheden /

investeringen per functionele eenheid gefixeerde kapitaal investeringen in hulpapparatuur 2 m 2 m 111 2 m/m m J/(kg.OK) J/(kg. OK) m m m kg/(m2.s) m/s2 kg/(m2.s) kcal/kg m m J/kg m $

S

$

S

v

IU

' J ; \....J. totale investering werkkapitaal - 2 -K evenwichtsconstante reactiesnelheidsconstante verhouding van c en c p v investeringsafhankelijke kosten loonafhankelijke kosten kosten bedrijfsmiddelen totale kosten totale ~armteoverdrachtscoäfficiänt lengte massasnelheid vloeistof massastroom MEA monoethanolamine N aantal schotels

N aantal functionele eenheden

N

m

p p

Q

minimum aantal schotels druk

vermogen dampdruk vermogen

q warmte inhoud van de voeding

R R

gasconstante per mol vuilweerstand

R refluxverhouding

R minimum reflux verhouding m

B

T

steek, afstand tussen de perforaties op de schotels temperatuur TEA triethanolamine

u

V W logarithmisch temperatuurverschil snelheid totale ~armteoverdrschtscoUfficiänt volume stroom vermogen

x mol- of gewichtsfractie in de vloeistoffsse y mol- of gewichtsfractie in de gasfase

s

s

l/(mol.min.) m kg/(m2.s) kg/s mm.H 9 J/s cal/(mol~K) 2 0 / (m •

K) W

Oe

mis

W/(m2.oK)

m

3

/s

J/s

u u

u

- 3

-«

relatieve vluchtigheid oe warmteoverdrachtsco6fficiänt ~ flowparameter massastroom debiet L1 verschil dichtheid rendement dynamische viscositeit warmtegeleidingscoMfficiänt belastingsfactor Colburn parameter kg/(m.s)

W/(m.oK)

mis

vloeistofbelasting per meter overlooprandlengte kg/(m.s)

INDICES ad as 8

8,D,F

c g i i,j, n is k ki ku adiabatisch as (vermogen) bundel betrokken op bodemstroom, destillaat en voeding kritisch gasfase inwendig, binnenzijde betrokken op componenten isentropisch (compressie) koellalater koud medium in koud medium uit

KENGET ALLEN

o

*

G 1 m max. N P P s t vloeistoffase massa maximaal ammoniak-oplossing practisch

pijp (warmte geleidbaarheid) schotel technisch (vermogen) t, tot totaal u uitwendig, buitenzijde w wand wi warm medium in wu warm medium uit

Re

=

e a Reynoldskengetal, betrokken op het koelwater in de filmabs.

Pr

=

~k

*

cp,k

Àk

Prandtlkengetal, betrokken op het koelwater in de filmabs.

Nu

=

d'H • (pr)1/3 • ('lk/7?w)O,14 Nusseltkengetal, betrokken op het koelwater in de filmabsorber

u

u

!\...I

4

-1 SAMENVATTING

In het kader van het fabrieksvoorontwerp is gerekend aan de opzet voor een diethanolamine-plant op basis van ethyleenoxyde en waterige ammoniak, met een capaciteit van 3ODOO ton diethanolamine per jaar.

De reactie van ethyleen oxyde met ammoniak verloopt exotherm via een complex reactiemechanisme, waarbij een mengsel van monoethanolamine, diethanolamine en triethanolamine wordt gevormd. Door recycling van het gevormde monoethanolamine wordt de bijdrage hiervan in het uiteindelijk productmengsel voor een belangrijk deel onderdrukt.

De productie van triethanolamine kan in de hand worden gehouden door te werken met een zeer lage ethyleenoxyde-concentratie. Hierdoor gaan echter zeer grote recycle stromen water, ammoniak en monoethanolamine optreden, wat een groot energieverbruik vraagt bij de scheiding van het

reactie-mengsel, en het economisch niet aantrekkelijk maakt om uitsluitend diethanol-amine te produceren. Omdat de marktprijs voor triethanoldiethanol-amine vergelijkbaar is met die van diethanolamine wordt dan ook een triethanolamineproductie van 10.000 ton per jaar toelaatbaar geacht.

Het proces is doorgerekend voor 'een isotherme buisreactor met een waterige ammoniakoplossing die 40 gewicht procenten ammoniak bevat, waardoor onder relatief milde omstandigheden (25,3 bar, 120°C) toch een betrekkelijk snelle omzetting plaats vindt ( een verblijf tijd van 1 minuut geeft 100% conversie).

Het proces wordt verder gekarakteriseerd door recycling van de grote overmaat ammoniak via absorptie in het gebruikte water.

Op basis van de huidige marktprijzen blijkt dit proces niet winstgevend te zijn.

v

v

- 5

-2 CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN

Op basis van de huidige marktprijzen is, uitgaande van zuivere ethyleen-oxyde en waterige ammoniak met 40 gewicht

%

ammoniak, de bereiding van di- en triethanolamine (productverhouding 3:1) via recycling van mono-ethanolamine niet winstgevend.

Naast de hoge prijs voor ethyleenoxyde, zijn het vooral de stoomkosten die het proces verliesgevend maken. Het leeuwedeel van deze stoomkosten wordt veroorzaakt door de grote recycle stromen van water en ammoniak in het systeem.

De bijna even hoge marktprijzen voor mono-, di- en triethanolamine pleiten niet voor een proces dat is geoptimaliseerd voor de productie van diethanolamine. Als monoethanolamine wordt meegenomen in de uiteinde-lijke opbrengst, en als aan de productie van triethanolamine geen beper-kingen worden opgelegd, kan met hogere ethyleenoxyde-concentraties worden gewerkt, of anders gezegd met kleinere hoeveelheden water en ammoniak. Hierdoor zullen de kosten voor stoom en koelwater, die nodig zijn voor de recycling van het water en de amm'oniak, aanzienlijk kunnen worden beperkt. Een tweede voordeel hierbij is dat er meer reactiewarmte vrij-komt, dat elders in het proces nuttig gebruikt kan worden.

Vergelijking van dit ontwerp, dat is uitgegaan van waterige ammoniak met 40 gewicht

%

ammoniak, met een proces waarbij wordt gewerkt met een ammoniakoplossing van rond de 90 gewicht

%

ammoniak.

I ü u v - 6 -3 INLEIDING

Ethanolamines ~erden voor het eerst in 1860 beschreven door Wurtz [1] • Zij ontstaan door in~erking van ethyleenchloorhydrin of ethyleenoxyde op ammoniak of een amine, waarbij de reactie alleen in de aanwezigheid van water of een andere vloeibare hydroxylverbinding voldoende snel verloopt. Sindsdien is deze reactie, en de analoge reactie tussen propyleenoxyde en waterige ammoniak, uitgebreid beschreven in de literatuur.

In de procesindustrie worden ethanolamines uitsluitend bereid uit ethyleen-oxyde en een overmaat waterige ammoniak. Het is een snelle sterk exotherme reactie, ~aarbij per mol gereageerde ethyleenoxyde 96,296 kJ reactiewarmte vrijkomt [2}. De beheersing van de temperatuur is hierdoor een groot

probleem, en met het oog op explosiegevaar is het noodzakelijk het ethyleen-oxyde vlak voor de reactor aan de ammoniakale oplossing toe te voegen en niet omgekeerd.

In de procestechniek werkt men tegenwoordig vooral isotherm met

ammoniak-•

concentraties tot 90%, drukken tot 150 bar en temperaturen tot 150 C. De bijdrage van het ~j de reactie gevormde monoethanolamine (MEA),

diethanolamine (OEA) en triethanolamine (TEA) wordt voornamelijk bepaald door de molverhouding ammoniak/ethyleenoxyde, daarentegen niet wezenlijk door druk, temperatuur en verblijf tijd

[3,4,5] .

Een grote overmaat

ammoniak geeft bijvoorbeeld veel MEA als reactieproduct, terwijl een over-maat ethyleenoxyde de vorming van TEA begunstigt. De verhouding van de eind-producten kan ook worden veranderd door het MEA of DEA terug te voeren naar het ammoniak/ethyleenoxyde reactiemengsel

[3,5,6,7].

Een plant die uitsluitend voor OEA-productie is geoptimaliseerd is theoretisch wel mogelijk maar

economisch zeer onaantrekkelijk.

In de bekende processen wordt het reactiemengsel naar scheidingsapparatuur gevoerd, waar het van de overmaat ammoniak en van een groot deel van het water wordt ontdaan. De recycling van het water en de ammoniak leidt tot twee principieel verschillende procesvoeringen. E6n waarbij met 20 tot 50 gewicht

%

ammoniakoplossing wordt gewerkt onder relatief milde condities van druk en

\ ~

u

I v

u

u - 7

-temperatuur, maar met een grote recirculatie van water. Een andere met

ammoniakoplossingen tot 95 gewicht

%,

waarbij onder hoge druk en temperatuur

---moet worden gewerkt, en met een hoo~ energieverbruik bij het weer vloeibaar maken van de ammoniak

[e].

In dit voorontwerp is gekeken naar een ethanolamine plant die voornamelijk DEA produceert op basis van ethyleenoxyde en waterige ammoniak (40 gewicht

%).

Ethanolamines zijn, enkel of gemengd, nuttige en veel gebruikte producten.

Zo is TEA een uitstekende corrosie remmer, en wordt een mengsel van MEA en DEA in veel industriele processen toegepast voor de verwijdering van zure

gassen ( CO

2 ' H2S ). Zij worden ook gebruikt als uitgangsstoffen in de farmaceutische- en kunststof industrie en na reactie met vetzuren bij de productie van allerlei zepen.

In 1973 bedroeg de totale wereldproductie 225.000 ton. De V.S. namen hiervan ca. 60% voor hun rekening, de rest werd voornamelijk in West-Duitsland en Japan geproduceerd [9]. De productiecijfers van dit jaar, alleen voor de V.S. 123.000 ton tot en met april, onderstrepen nog eens de nog steeds stijgende vraag naar ethanolamines ~O].

'--J

- 8

4 UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

Bij het opstellen van dit voorontwerp zijn we uitgegaan van de volgende punten: 1 Capaciteit

Cl

2 Grondstoffen

3 Utilities

4 Corrosie

30.000 ton diethanolamine (DEA), ca. 10.000 ton triethanol-amine (TEA) en een ony~lijke kleine monoethanolamine

(MEA)-productie van 568 ton per jaar met 8400 draaiuren. opslag vloeibare ammoniak (99,68% zuiver; 0,32% inert [11]) in drukhouders bij 2S'C en ca. 10 bar.

opslag zuivere ethyleenoxyde in drukhouders bij 25°C en 1,7 bar. behalve koelwater en vacuum is er stoom nodig van 210°C en

19,1 bar

: daar ammoniak corrosief is voor legeringen met zink en koper mogen deze materialen niet worden gebruikt. Voor apparatuur-delen die onderhevig zijn aan corrosie beveelt Hammer c.s. [12

J

nikkelvrij staal aan. Voor de rest van de apparatuur kan wel-licht constructiestaal worden gebruikt daar TEA een goede corrosie remmer is.

5 Enkele fysische constanten van de grondstoffen en producten staan, onder standaard omstandigheden, vermeld in tabel 4.1.

tabel 4.1. Enkele fysische constanten voor de diverse componenten [13]

mol gew. kookp.(C C)

vriesp.(OC) 3 dichth.(kg/m )

water ammoniak ethyleenox. MEA DEA TEA 18,02 17,03 44,05 61,09 105,14 149,19

100 -33,4 13,5 172,0 271,0 370,0 154 0

,

10 206,015 0 -77,7 -111, 0 10,5 28,0 21,0 10004 882,410/10 1018,020/4 1096,620/4 1124,420/4

Vanwege thermische ontleding van de ethanolamines wordt bij het opwerken van het reactiemengsel een maximum temperatuur van 195' C toelaatbaar geacht [14,15]. Voor de opslag van ethanolamines worden roestvrij stalen containers aanbevolen; koper en ~ koperlegeringen worden snel aangetast en mogen dus nooit worden gebruikt.

,-)

, v

u

- 9

-6 Soortelijke ~armt8 (c ) en verdampingsenthalpie

p

Daar er geen gegevens beschikbaar zijn voor de druk- en temperatuurafhankelijkheid van de soortelijke warmte en verdampingsenthalpie van ethanolamines wordt gerekend met de waarden die gegeven worden in Ullmann[9] S

verbinding c (kJ/kg.eK)

P AH (kJ/kg) v

MEA 2,72 826,9

DEA 2,22 494,0

TEA 2,33 535,5

Voor temperaturen kleiner dan 0,7xT (T

=

kritische tempe)

c c

wordt door deze aanname geen grote fout gemaakt [16J •

o c

De soortelijke warmte van ethyleenoxyde bij 25 C en 120 C bedraagt respectievelijk 2,03 en 2,20 kJ/kg.oK [17] • De waarden voor de soortelijke warmte van vloeibare- en gasvormige ammoniak als functie van de temperatuur komen uit Horvath [18] • Hoewel deze waarden gelden voor een druk van 1 atm. wordt toch geen grote fout gemaakt daar, wanneer

I nodig, de druk in het systeem niet veel van 1 atm. afwijkt.

v

'-')

7 Warmtebalans : bij alle berekeningen wordt aangenomen dat de verschillende componenten zich ideaal gedragen. Een uitzondering wordt gemaakt voor het ammoniak/water systeem, waarvan de gegevens uit Perry [19] vermeld staan in bijlage 1 (zie pagina 62 ). In aa~luiting op de enthalpieinhoud van het ammoniak/water systeem, zoals staat weergegeven in bijlage 1, wordt er bij het opmaken van de warmtebalans vanuit gegaan dat de enthalpie van een verbinding op zijn smeltpunt in de vloeistoffase

gelijk is aan nul.

De enthalpie gegevens voor water en stoom komen uit de "steam tables" van het Handbook [13].

Gezien het relatief kleine benodigde totaalvermogen van de pompen wordt verondersteld dat de bijdrage hiervan in de

warmtebalans gecompenseerd wordt door het verlies aan voelbare warmte in het systeem.

I

!U

I I '---, 10

-8.0e dampdruk van de ethanolamines als functie van de temperatuur wordt bepaald met de Antoine vergelijking:

•

log P

=

A - 8

C + T

met P'in mm Hg en T in QC

De constanten A, 8 en C voor de drie ethanolamines staan vermeld in tabel 4.2. [20] :

tabel 4.2. De Antoine constanten voor de ethanolamines

MEA OEA TEA

A 7,45680 8,13880 10,06754

8 1577,670 2327,938 4542,777

\'..J

'.J

11

-5 BESCHRIJVING VAN HET PROCES

Voor een duidelijke procesbeschrijving is het nuttig het proces in drie stukken te verdelen:

1. het reactor gedeelte (P1 tot en met R9) 2. het recycle gedeelte (T10 tot en met C23) 3. het destillatie gedeelta (T24 tot en met P45)

ad 1. In een gekoelde filmabsorber(~5) wordt, bij een druk van 4,05 bar en

c

een temperatuur van 30 tot 40 C, verse ammoniak tesamen met niet opge-loste ammoniak uit de filmabsorber/condensor van het recycle gedeelte, opgenomen in een waterige ammoniak-oplossing van 27 gewicht % die uit de filmabsorber/condensor van het recycle gedeelte komt. Dit levert een oplossing op met ca. 40 gewicht

%

ammoniak. Nadat deze oplossing op reactiedruk (25,3 bar) is gebracht, wordt de gerecirculeerde ~EA toege-voegd. Deze voedingstroom wordt met de vrijkomende reactiewarmte en

stoom, afkomstig van de topcondensor van de MEA-destillatie kolom uit het destillatie gedeelte, op reactietemperatuur (=120oC) gebracht.

De op reactiedruk gebrachte ethyleenoxyde voeding wordt ook op reactie-temperatuur gebracht met stoom uit de topcondensor van de ~EA-destillatie

kolom, waarna deze ethyleenoxyde voeding vlak voor de reactor aan de waterige ammoniak-oplossing wordt toegevoegd.

Door het sterk exotherme karakter van de reactie moet de reactor worden gekoeld, waardoor de reactievloeistof op ca. 120'C blijft.

Na een verblijf tijd van 1 minuut is het ethyleenoxyde voor 100% omgezet, en gaat het reactiemengsel het recycle gedeelte in.

ad 2. Het reactiemengsel uit de reactor wordt geflasht naar 0,81 bar waardoor een deel van de ammoniak verdampt. De resterende ammoniak wordt met een deel van het water verwijderd in de ammoniakstripper(T11). De bodem-stroom uit de ammoniakstripper wordt naar de waterdestillatie kolom gevoerd, waar het resterende water wordt verwijderd. De topstroom uit deze kolom wordt gebruikt voor de verwarming van de ammoniakstripper. De nog resterende stoom in deze topstroom wordt gebruikt voor het op-warmen van de voeding vsn de waterdestillatie kolom. Het condensaat

'-./) '.J ) ,J I : ',-,' i 12

-wordt gedeeltelijk als reflux teruggevoerd naar de waterdestillatie kolom, en de rest gaat naar de filmabsorber/condensor (M17) waar het wordt gebruikt voor de absorptie van ammoniak.

In deze filmabsorber/condensor wordt een groot deel van de ammoniak/ water damp uit de ammoniakstripper gecondenseerd, waarbij een 27% ammoniak-oplossing wordt gevormd. De niet geabsorbeerde ammoniak wordt gecomprimeerd en gekoeld en gaat naar de filmabsorber van het reactor gedeelte, waar het wordt opgelost in de 27% ammoniak-oplossing.

De bodemstroom uit de waterdestillatie kolom bevat vrijwel uitsluitend

ethanola~ines en wordt na fle~hen tot 0,99 bar naar het destillatie gedeelte gevoerd.

ad 3. De ethanolamines uit de waterdestillatie kolom worden, gemengd met de topstroom uit de MEA-recycle kolom, naar de MEA-destillatie kolom gevoerd. De topstroom uit deze MEA-destillatie kolom wordt geconden-seerd, waarbij stoom van 150GC en 4,76 bar wordt opgewekt. Een deel van deze stoom wordt gebruikt voor het op reactietemperatuur brengen van de voedingstromen in het reactor gedeelte. De rest van deze stoom wordt weer gecondenseerd met koelwater, maar kan natuurlijk ook voor andere doel-einden worden gebruikt. De gecondenseerde MEA wordt gedeeltelijk als reflux teruggestuurd naar de MEA-destillatie kolom, terwijl de rest wordt gerecycled.

De bodemstroom uit de MEA-destillatie kolom wordt geflasht naar 0,075 bar, en gaat als voeding de MEA-recyclekolom in. Hier wordt de resterende MEA verwijderd en teruggevoerd als recycle naar de MEA-destillatie kolom. De bodemstroom uit de MEA-recycle kolom bevat uitsluitend DEA en TEA. Dit mengsel wordt op identieke wijze als hierboven beschreven staat voor MEA gescheiden.

Het hele proces staat schematisch afgebeeld in de figuren 5.1. en 5.2. op respectievelij k pagina 13 en 14 •

Hoewel het in figuur 5.2. niet is aangegeven, moeten de drie productstromen nog worden gekoeld tot kamertemperatuur alvorens ze naar de opslagtanks worden gevoerd. Op het totale koelwaterverbruik in het proces zal het hier-voor benodigde koelwater echter te verwaarlozen zijn.

r

'-~

AMMONIAK OXYDE " '. naar~ ~ -van 2 Ó I P4

BEREIDING

VAN

D

o

stroomnummer / '. / . " ,--r ~ Gasspui

DIETHANOLAMINE

Te lil per a tuur in

o

Absolute

UIT

druk (

c

T11 1 '---../ ~ ~ ~ I

ETHYLEENOXYDE

in bar H. WOHde F. Freije.e

c

G (

--n a a r T24 ..--...

EN

AMMONIAK

Fabrieksvoorontwerp No: 251111 Juli 1'83 ( lP AMMOtIIAKVOEDINGPOMF H 2 VOEDING VOORVER\'lAR-MER

H 3 VOEDING VOORVER~'

lAR-MER P 4 ETHYLEENOXYDE VOEDINGFOMl' M S FILMABSORBER V 6 VLOEISTOF/DAMP SCHE.IDER P 7 POMP H 8 VOEDING VOORVER~lAR-MER

I

R 9 REACTOR T10 GASSCRUBBER Tll AMMONIAKSTRIPPER P12 POMP H 13 \'1AS\'lATERKOELER P14 POHP HlS REBOILER/CONDENSOR H 16 VOEDING VOORVER\'lAR-HER M17 FILMABSORBER/ CONDEN-SOR V18 VLOEISTOF/DAMP SCHEIDER I P19 POMP T20 IVATERDESTILLl'.TIE-KOLOr.! H21 REBOILER H22 GASKOELER C23 RECYCLE-GAS COH-PRESSOR schema 1

...

...

10 C C

..,

U1

•

->0

•

c

I~

c

c

(

c.

c

(

MEA

T24\J,~~1î

~1~11~11f

BEREIDING

o

Stroomnummer

VAN

D

170 0,99

DIETHANOLAMINE

U I T

Temperatuur in ·c

o

Absolute druk in

( H36 K.W. vac.

ETHYLEENOXYDE

b~r H.Woerde F. Fr e ij e e (.

c

c

( T24 MEA-DESTILLATIE-KOLOM H25 TOPCONDENSOR H26 KOELER TOPCONDEN-SOR STROOM V27 TOPACCUMULATOR H28 REBOILER

DEA

I

_{P29 MEA-RECYCLEPOHP}

t

T30 MEA-RECYCLEKOLOM H31 TOPCONDENSOR V32 TOPACCUMULATOR H33 REBOILER P34 RECYCLEPOMP MEA -DESTILLATIE T35 DEA-DESTILLATIE-KOLOM H36 TOPCONDENSOR V37 TOPACCGMULATOR V 42 , r P 45 I H38 REBOILER P39 DEA-PRODUCTPOMP T40 RECYCLEKOLOM DEA/TEA SCHEIDING H41 TOPCONDENSOR V42 TOPACCUMULATOR H43 REBOILER P44 TEA-PRODUCTPOMP P45 RECYCLEPOMP DEA/TEA SCHEIDING MEA=MONOETHANOLAMINE

TEA

DEA=DIETHANOLAMINE

EN

AMMONIAK

Fabrieksvoorontwerp No: 2566 Juli 1983 TEA=TRIETHANOLAMINE schema 2 "'Tl

....

10 t: t: tof tn

•

_N

c

...

~

ü u

I

U

I

'u I

:0

I u I.J .

,

15

-6 PROCES CONDITIES

De productie van diethanolamine uit ethyleenoxyde ( EO ) en ammoniak ver-loopt via een complex reactie mechanisme:

NH 3

+

EO k 1

..

MEA MEA

₊

EO k 2

•

DEA DEA

₊

EO k3

•

TEA

Voor de reactiesnelheden kunnen we schrijven:

=

=

=

=

De in de literatuur [3,6,21J gevonden waarden voor k₁, k₂ en k3 vertonen grote verschillen. Dit kan te wijten zijn aan de katslytische invloed van water op de vorming van de ethanolsmines. Deze invloed wordt vaak wel ver-meld maar niet in de kinetische beschouwingen betrokken. Alleen in een arti-kel van Masayuki Miki c.s. [21] wordt de invloed van de waterconcentratie op de reactiesnelheidsconstanten meegenomen

u ' J \...-)

I

I

I • ...; \J '6

-Zij geven voor k, , k

2 en k3 de volgende waarden:

[ ]2 - "ODD}

k1

= (

41 + 4,0 H₂0 )

*

100 exp ( R.T l.mol .min. -1 -1

" "

"

" "

"

Oe hiermee berekende waarden voor k

1 ' k2 en k3 komen redelijk overeen met de door Ferraro

[3J

vermelde reactiesnelheidsconstanten:

Ferraro k 1 k2

t

_~

10-3 ₁₄

*

_10-3 15

e

3,5 20

te

_5,4

*

₁₀ -3 ₂₂

*

_10-3 25 ·C _B,2

*

₁₀ -3 35

*

10-3 l'Iiki watereane.

=

44,44 mol/liter

15

oe

3,6

*

10-3 19

*

10-3 ti 4,9

*

10-3 26,4

*

10-3 20

e

(/ _-3 36,2

*

10-3 25

e

6,B* 10 k3 11

*

10-3 17,5

'*

10-3 26,5

*

10 -3 22

*

10-3 -3 30,7

*

10 42,3 * 10-3

Op grond van deze overeenkomst is gekozen voor de kinetiek gegevens van ~iki voor berekening van de reactor. Tevens wordt dan de katalytische invloed van water meegenomen.

Uit de gelijke activeringsenergie voor de drie reacties volgt direct dat de temperatuur geen invloed heeft op de product verdeling. We kunnen de productverdeling alleen beInvloeden door een juiste keuze van de initiUle reactanten concentraties.

Omdat we in eerste instantie uitsluitend DEA willen produceren kunnen we uit de reactie snelheidsvergelijkingen afleiden onder welke omstandigheden de DEA-productie zo gunstig mogelijk verloopt 1

J

v

I

....,'

17

-1. DEA ~ordt gevormd door reactie van MEA met ethyleenoxyde (EO). We moeten dus recycle van MEA toepassen en wel zodanig dat tijdens de reactie

is.

dCI'IEA

Hieruit is af te leiden dat als ~ ~O de een bepaalde minimum waarde moet hebben, ~ant:

dC MEA

=

dt k

1 [NH3]

_,

[EO] -

k2[MEAJ

[EO]

~O

Alleen onder deze voorwaarde wordt evenveel of meer MEA geproduceerd als er door reactie verdwijnt.

2. TEA ~ordt gevormd door reactie van DEA met ethyleenoxyde (EO). De TEA-productie kan alleen onderdrukt worden door te werken met een zeer lage EO-concentratie. Deze moet dan zo gekozen worden dat het EO vrijwel vol-ledig weggereageerd is als de DEA-concentratie hoog begint te worden. Maar omdat hierdoor zeer grote recycle stromen van ammoniak, water en MEA gaan optreden, en het dan economisch niet aantrekkelijk is vanwege het energieverbruik bij de scheiding van het reactiemengsel, is een TEA-pro-ductie van 10.000 ton per jaar toelaatbaar geacht.

Uit de literatuur

[8,4]

blijkt dat we nu een keuze moeten maken tussen twee

processen die principiëel van elkaar verschillen:

1. een proces waarbij hoge ammoniak-concentraties worden gebruikt; bijvoor-beeld een 90

%

ammoniak/water oplossing. Hiervoor zijn vrij hoge drukken en temperaturen nodig (tot 150 bar en 200°C). Dit proces heeft als voor-deel:een laag energieverbruik bij de scheiding van het reactiemengsel

door de geringe water-recycle. Maar het heeft als nadeel: een hoog energie-verbruik bij het koelen en vloeibaar maken van de ammoniak-recycle stroom. 2. Een proces waarbij de ammoniak-concentratie laag is en waterige

ammoniak oplossingen met 20 tot 50 gewicht

%

ammoniak worden gebruikt. Voordelen: "eenvoudige" recycling van ammoniak door absorptie in water,

milde reactie omstandigheden (tot 30 bar en 140·C).

Nadeel een hoog energieverbruik door de recycling van grote hoeveelheden water.

CJ

v

v

18

-Arbitrair hebben wij gekozen voor het proces met lage ammoniak-concentraties. Keuze reactor type

Aangezien ~e te maken hebben met een aantal serie-parallel reacties, waarbij de productie van een van de tussenproducten voorop staat, is voor een buis-reactor gekozen. Deze kan bij lage ethyleenoxyde-concentraties zowel

•

adiabatisch als isotherm bedreven worden omdat L::. T ad.

<

33,6 Cis.

Vanwege de exotherme reactie is gekozen voor een isotherme reactor bedreven

o

op 120 C. De product verdeling wordt niet beïnvloed door de keuze van adiabatische of isotherme bedrijfsvoering van de reactor; de verblijf tijd echter wel ( zie bijlage 2, pagina 63 ).

Het reactiesysteem

Voeding: waterige ammoniak met 40 gewicht

%

ammoniak zuivere ethyleenoxyde (EO)

Recycle: monoethanolamine (MEA) water

ammoniak

Ingangsconcentraties diverse componenten: water 22,486 molll

•

ammoniak 15,911 MEA 2,418 EO 1,321 Reactieomstandigheden: temperatuur

=

393 K druk

= 25,3 bar

verblijftijd= 1 minuut Productsamenstelling •

.

water 22,486 molll

ammoniak 15,299

_"

EO 0,0002

_"

MEA 2,434 11 DEA 0,4838

_"

TEA 0,1123

_"

"

"

"

De keuze van een voeding met 40 gewicht

%

ammoniak hangt onder meer samen met het gegeven dat deze oplossing door absorptie bij 4 atm. en T<40'C eenvoudig te bereiken is. Voor hogere ammoniak-concentraties dient de druk verhoogd te worden en de oplossing dieper gekoeld.

I~

19

-Uit de bereikte DEA-concentratie kan berekend worden dat,met een bedrijfs-tijd van 8400 uur/jaar,voor 30.000 ton DEA/jaar{= 285333,8406 kmol/jaar)

33,~683 kmol DEA/uur geproduceerd moet worden.

Met een concentratie van 0,4838 kmol DEA/m3 bedraagt de voedingstroom dus 33,9683/0,4838 = 70,2115 m3/uur.

Hiervoor is een reactorvolume nodig van

70,~~15

= 1,17 m3 ;met een

3

gemiddelde dichtheid van 882 kg/m betekent dit een massastroom van 70,2115 x 882

= 61930,54 kg/uur.

I

o

v 0 u

v

,-i - 20

-7 ~OTIVERING VAN KEUZE APPARATUUR EN BEREKENING HIERVAN

~

7.1. Pompen

De ammoniakvoedingpomp, P1, kan vervallen omdat de ammoniak in de opslag-tanks al op voldoende hoge druk zit om het naar 4,05 bar te flashen. Het benodigde vermogen, PiS' voor de andere pompen is berekend door isen-trope compressie aan te nemen. Voor Pis geldt dan:

waarin:

P2 - P1

Pis

=

~m

* (

tI )

Pis = vermogen bij isentrope compressie 2 Pi = druk (N/m ) 3

f

l = vloeistofdichtheid (kg/m )

~m

= massastroom (kg/s) (kW)

Voor het overall rendement,n, is 0,7 genomen, zodat dus het as vermogen (p ) _{( as} gelijk is aan: P as 7.2. Compressor (C23) p. 1.8

=

Als isentrope omkeerbare compressie wordt aangenomen dan is het benodigde technische vermogen, W

t, gelijk aan [22J :

c NH

hierin is: k = de verhouding -P'-3-

....

1,34 c v,NH 3 P2

=

4,05

*

105 (N/m2) P1 = 0,81

*

105 (N/m2) V 1 =

m

x

1/

t

gas

\--U1=4.29

met !ft = 2,355 (kg/s) en

fr

=

0,549 (kg/m3) gas p 1/k Voor V

2 geldt: V2 = (_1 ) _P2

*

V1 (= een Poisson vergelijking) V

2

...

1,292 m 3

/s

' 0

'-')

\....)

21

-Hierdoor wordt het benodigde technische vermogens W

t

= 693,1

. (kW).

~et een totaal rendement van 0,87 wordt het practische vermogen van de compressor: W

= 693,1/0,87

=

796,7 (kW).

p

De temperatuur van de uitgaande stroom wordt berekend met:

T p k-1

uit

= ( ___

2) k (= een Poisson vergelijking)

Tin P1

~et T_in

=

3038K volgt hieruit: T

uit

= 458°K

=

185°C. 7.3. De warmtewisselaars, condensors en reboilers

Deze apparaten zijn niet nauwkeurig berekend, maar er is een ruwe schatting gemaakt van het benodigde warmtewisselend ~ppervlak,A, op basis van het over te dragen vermogen

(=Q),

het logaritmisch temperatuurverschil (=~Tln) en een globale schatting van de totale warmteoverdrachtscoëfficient (=U) [23] •

Als een ideale tegenstroom in de apparaten wordt aangenomen, dan wordt A gelijk

A

=

Q U.~Tln

aan:

De berekingen zijn verzameld in tabel 7.1.

tabel 7.1. Berekeningen voor alle warmtewisselaars, condensors en reboilers Q(kW) Tki(OC) Tku(OC) Twi(OC) T (OC) ~Tl (OC)

wu n u(w/m 2

_.oK)

_{A (m}2₎ H2 2985,3 55,2 93 100 100 20,04 1250 119,0 H3 263,3 25 120 150 150 66,57 850 4,65 H8 2300,8 93 120 150 150 42,07 1250 43,8 H13 17,9 20 40 107 30 29,97 900 0,66 H15 14249,2 95 95 107 107 12,0 900 1320,0 H16 279,3 95 105 107 107 5,6 900 55,5 H21 15457,9 189 189 210 210 21,0 900 818,0 H22 518,1 20 40 185 85,4 100,0 140 37,0 H25 3196,8 150 150 170 170 20,0 800 200,0 H26 632,7 20 40 150 150 119,7 1250 4,3 H28 3246,4 195 195 210 210 15,0 800 270,0 H31 762,2 20 40 132 104 87,9 300 29,0 H33 582,6 195 195 210 210 15,0 800 49,0 H36 686,2 20 40 169 169 139,0 300 16,5 H38 645,9 195 195 210 210 15,0 800 54,0 H41 155,7 20 40 154 139 116,6 300 4,5 H43 139,1 195 195 210 210 15,0 800 11,6

IV i.J 1'0

['J

I J I I I

!v

I I

I

lJ 22

-De reboilers H28, H33, H38 en H43 zijn filmverdampers in verband met de thermo-labiele ethanolamines ( voordeel filmverdampers: relatief korte contacttijden). De totale ~armteoverdrachtscoUffici6nt, U, voor deze vier reboilers is daarom waarschijnlijk te conservatief gekozen. Mogelijk is de U voor deze

filmver-/ 20

dampers hoger: ca. 1200-1600 W m • K.

Het koelend oppervlak in H22 is zodanig dat de uitgaande ammoniakstroom een

o

temperatuur van 85,4 C heeft. Deze temperatuur is gekozen opdat, na menging met de verse ammoniakstroom (T=OOC), de ingaande ammoniak voor de filmabsorber (MS)

o

een temperatuur heeft van 30 C.

7.4. Berekening van de filmabsorber (MS)

Gegevens: overgedragen vermogen=P : 3879,8 (kW)

(dit vermogen is onder meer gebaseerd op oplosenthalpiegegevens voor

het ammoniak/~ater systeem uit [11J )

aantal buizen 699 inwendige diameter= d. • 0,02 (m) 1

·

uitwendige diameter= d 0,0254 (m) u steek = s 0,032 (m) •

,

driehoekig afst. tussen buizen= C : 0,006 (m)

max. vloeistofbelasting

·

·

13,22 (kg/s) (m) bundel diameter _{= dB} •

·

0,94 koelwater : Àk = 0,6 (W/m.-K) NH₃-opl.

:~N

= 0,6 (W/m.~K) 1000 (kg/m3) 3

=

= 866 (kg/m ) fk

{N

~k

= 9,55.10-4 (kg/m.s)

_"IN

= 9,36.10-4 (kg/m.s) 20°C c Tin = Tin = 30 C Tuit

=

25°C Tuit = 40

oe

c _p,k = 4,182 (kJ/kg.c' K)

De vloeistofbelasting per meter overlooprandlengte is gelijk aan:

r=

13,22

=

13,22 = 0,301 kg/m.s 699 *17* 0,02

Met een keerschotafstand, 8, die gelijk is aan de bundeldiameter (=d

B), geldt voor het dldarsdoorstroom oppervlak, as' [24] :

a _s

=

0,94 .. 0,94

*

0,006

=

0,1657 (m2 ) 0,032

IV . ....J

I~

I

'J i 23

-Met een

koel~aterverbruik

van:

&=

3879,8 5

*

4,182

185,55 (kg/s) ~ordt de

massa-stroom per m2 doorstroomd oppervlak, G , gelijk aan:

s G _s

=

a s

=

185,55 0,1657

De hydraulische diameter, 0 , voor

e een driehoekige steek bedraagt:

o

e

=

4

* (

0,~6

*

s2

~.

lT. d u 2 ) = 0,0187

(m)

waardoor het Reynolds kengetal gelijk is aan:

R

_e

=

o

*

G

e s 0,0187

*

1120 9,55

*

10-4

=

21930

Met behulp van de grafiek op pag. A-13 uit referentie [24J vinden we dan,voor een keerschotopening van 35%, voor de Colburn-parameter (rH): ~ H

=

70.

Met Pr= "Ik : cp,k = 9,55

*

10-4

*

4182 = 6,66 en

1

w = 7,2.10-4 (kg/m.s)

k 0,6

wordt

Voor de warmteoverdrachtsco§ffici§nt, "u' aan de buitenzijde van een pijpen-bundel geldt nu: Nu

*

~I<

,.., =

=

136,2

*

0,6 / 2 0

~

=

4370

(W

m •

K).

u 0 0,0187

e

Voor de ~armteoverdrachtsco§ffici§nt'C(i ' van de mediumfilm aan de binnen-zijde van een buis geldt [25

J :

Dei

=

0,926

*

~N

* (

8662

*

9,81 1/3

=

0,926

*

0,6

*

(---:4---.:....---) 9,36x10 • 0,301

Met een inwendige vuilweerstand een uitwendige vuilweerstand een warmtegeleidbaarheid van

Ri

=

0,0001

(m2.~K/W)

,

R

=

0,0005

(m

2

.oK/W)

en u het pijpmateriaal

À

=

60 p

=

=

136,2

u

u

I I

24

-geldt voor de totale warmteoverdrachtscoUfficiUnt, ku' [26]

k U =

[

::

* (

1

ex

i 0

+

+

d u d u

"*

In ( - )

+

di 1

ex

U Met 6. TIn

=

20 - 5

ln(~)

₅

=

10,8 C wordt het benodigde koelend oppervlak,

aan:

A

₌

k De lengte per pijp wordt: IJ P

*Ll

TIn 1

=

P

=

_{0,597 • 10,8} 3879!8 A 699

*

7T

*

_{d u}

=

=

602 (m2) 602 699 •

'fr.

0,0254

+

A, gelijk

=

10,79 (m)

De andere filmabsorber/condensor (M17) is op identieke wijze doorgerekend.

7.5. De ammoniak stripkolom (T11)

Het reactiemengsel uit de reactor met een druk van 25,3 bar en een temperatuur

o

van 120 C wordt, vlak voor de ammoniakstripper, geflasht naar 0,81 bar. Met de enthalpiegegevens uit bijlage 1 lIIordt de temperatuur en de samenstelling van het reactiemengsel (gas/vloeistof verhouding + samenstelling) na' het flashen bepaald. Hierbij wordt verondersteld dat de ethanolamines in het mengsel zich inert ge-dragen ten opzichte van het ammoniak/lllater systeem.

De berekening van de kolom is grafisch uitgevoerd volgens de methode van Pochon-de Savarit

~7J

' zie bijlage 3. Voor dit H-x-y- diagram is gebruik gemaakt van de enthalpiegegevens uit bijlage 1. Als randvoorwaarde is gesteld dat de bodemstroom minder dan 0,05 gewicht procenten ammoniak bevat. Uit het diagram volgt dat er onder de voeding 3 theoretische schotels nodig zijn. Neemt men een gemiddeld schotelrendement aan van 70%, dan zijn er 5 schotels nodig. In verband met de partiUle reboiler wordt van dit getal ~~n afgetrokken, zodat er 4 practische schotels nodig zijn.

Omdat de kolom de variaties in product niveau moet kunnen opvangen, is gekozen voor een klepjesschotel. Gezien het gering aantal schotels zal de drukval geen probleem zijn.

\ ~, I

\ ,-, '

' ...

25

-Boven deze vier schotels dient een extra groot vat als vloeistof/damp scheider voor het geflashte mengsel. De gassnelheid, waarbij de entrainment in verti-cale damp/vloeistof scheidingsvaten te verwaarlozen is, wordt bepaald met

[2S]

I

Met een dampdichtheid (=

~)

van 0,49 (kg/m3) en een vloeistofdichtheid (=

~)

3 g

#0-1011 (kg/m ) wordt de maximaal toelaatbare dampsnelheid: u

=

1,59 (mis).

3 g,max

een totale gasdoorvoer van: ~ _g

=

18,192 (m /s) wordt de diameter van dit van Met scheidingsvat:

o

=

~:~:~mJt

.r~

*

l!r*

18,192]! 1,59

=

3,90 (m).

Gerekend vanaf de invoer, wordt de hoogte van het scheidingsvat gelijk gesteld aan de diameter. Voor de hoogte onder de invoer wordt de schotelafstand

(H

=

0,5 m) genomen. De totale hoogte van de stripkolom wordt hierdoor: a

3,90 Cm)

+

0,5 Cm)

+

4*0,5 Cm)

+

1 Cm)

=

7,40 Cm).

Voor het bepalen van de diameter van de stripsectie wordt verondersteld dat de dampstroom in de kolom uitsluitend waterdamp bevat. Met behulp van de later in dit hoofdstuk besproken methode voor dimensionering van de kolommen (Zie H.7.7.1.) wordt de diameter van de stripsectie bepaald op: 2,50 Cm).

7.6. Gasscrubber (T10)

De aanwezigheid en noodzaak van deze waskolom is gebaseerd op de veronder-stelling dat de filmabsorber (1'15) voor 99,4% de ammoniak via absorptie

ver-wijdert uit de (recycle+verse)-ammoniak stroom. De resterende damp, afgescheiden via een vloeistof/damp afscheider{V6), bestaat uit ca. 53 kg NH

3 plus

2,2

kg stikstof (= oe.fractie inert in de verse NH

3-stroom) per uur. De wasvloeistof bestaat uit 200 kg water per uur, afkomstig uit de gecondenseerde topstroom van de waterdestillatie kolom.

De berekening van deze gasscrubber is grafisch uitgevoerd met behulp van een y-x-diagram .(zie bijlage 4). De helling van de evenwichtslijn is benaderd met gegevens uit Coulson en Richardson

[29] .

Als randvoorwaarden zijn gesteld dat het binnenkomende waswater ammoniak vrij is, dat het topproduct nog 0,001 kmol ammoniak per uur bevat (d.w.z. minder dan 0,1% NH

3) en het absorptieproces met tegenstroom plaatsvindt.

o

u

u

I

\u

lu

I

I

I 10 26

-Uit het diagram volgt dat er twee theoretische schotels nodig zijn. Neemt men ten gevolge van de snel afnemende dampbelasting in de kolom een gemiddeld Bchotelrendement aan van 15~ dan zijn er 14 practische schotels nodig.

---Van~ege de sterk varierende dampbelasting is gekozen voor een klepjes-schotel. Bij een schotelafstand van 0,3 (m) is de totale kolomhoogtez

14 x 0,3(m) + 1(m)

= 5,2(m)

De berekening van de kolomdiameter geschiedt volgens de methode uit H.7.7.1., en leidt tot een diameter van 0,15(m).

Daar het oplossen van NH

3 in water een sterk exotherm proces is, zal de kolom zowel extern als intern op de schotels moeten worden gekoeld. Met een molver-houding H20/NH3 van ca. 4 bedraagt de oplos enthalpie

~1J:

29,52 kJ/mol NH₃• Bij het absorberen van de 3,11 kmolNH

3 per' uur in de gasscrubber moet dus via het koelwater worden afgevoerd: 3110

*

29,52 = ( )

3600 25,5 kW.

7.7. Oestillatie- en stripkolommen

7.7.1. Oimensionering van de destillatie- en stripkolommen

Uitgaande van de vloeistof- en gasstromen, de gemiddelde dichtheden van gas- en vloeistoffasen, een overlooprandhoogte

(=H )

van 50 mm.en .een· overlooprandlengte

2 w

(=b) van 0,5 (m/m ) zijn, na berekening van de flowparameter ~:

~_ ~*[fglt

- G el

J

met:

L

= massasnelheid vloeistof (kg/m2.s) G

=

massasnelheid damp (kg/m2.s)

de maximale belastingsfactor

À

s,max. oppervlak dat voor de bovenkant van de

en het percentage van het totale schotel-valpijpen moet worden gereserveerd

[ 30] kan ook worden gebruikt om

À

_s,max. bepaald [30J • De capaciteitscurve uit

voor klepjesschotels te schatten. Deze wordt gevonden door de aflezingen te ver-menigvuldigen met eBn factor 0,9

[31] •

De maximale gassnelheid wordt nu berekend volgens:

A

s,max.

u

=

g,max.

De kolomdiameter is berekend op basis van 75% van u volgens: g,max. met ~ _m,g

o

~

4

*

~m,g

]

t

- 7(* ~

*

0,75 .. u l g g,max.

=

massastroom gasfase (kg/s)

v

u

I

I

I

I

_v I I I !

Iv

I I

I

I I I lu

I

! 'u v 27

-7.7.2. Berekening van de drukval

Voor de drukval per schotel, 6 Ptot.s ' geldt [32J' :

AP

₌

AP

₊

AP h tot.s _P

=

t

*

tg

*

t

u~~r

r

+

g

*

~

*

hl ~ 1/4 1/4 H

t

met hl

=

0,60

*

*

( - )

•

(s) (voor 25 mme <H 111 b w

hierin is:

=

drukverlies in de perforaties drukverlies t.g.v. de holdup de holdup (m)

u _g

=

0,75

*

u _g,max. (m/s)

F

=

vrije ruimte van de schotel

<50 mm.)

Co = doorstroomcoëfficiënt (= 0,90 voor zeefplaten instroomkant afgerond;

=

0,50 voor klepjesschotel)

s

=

steek, afstand perforaties op de schotels (m)

De drukval over de gehele kolom ~ordt berekend door de drukval per schotel te vermenigvuldigen met het werkelijk aantal schotels.

De resultaten van deze berekeningen zijn verwerkt in de apparatenlijsten ( zie H.10).

Berekening van het aantal theoretische schotels

Uitgangspunten hierbij zijn:

ideaal gedrag van de componenten konstante malst romen

relatieve vluchtigheden konstant

- voor schotelkolommen dient de flowparameter ~

>

0,01 te zijn.

7.7.3.1. Berekening van de K-waarden en relatieve vluchtigheden (~) van de componenten

Van de ethanolamines zijn de dampdrukken te berekenen met de Antoine verge-lijking ( zie pag.10). De dampdruk van water is uit de "steam tables" van het

[ ] Pi

Handbook 13 gehaald. Omdat voor ideale systemen geldt dat K

= --

met:

2 i P_t

Pi

=

dampspanning zuivere component i (N/m ) Pt

=

totaaldruk (N/m2)

() I

o

I

I

10

?

'J

o

- 28

-zijn de K-waarden bij de verschillende temperaturen voor wster, MEA, DEA en TEA te berekenen. Daar de vereiste samenstelling van top- en bodemstroom gespeci-ficeerd is, en tevens geldt

~Yi/Ki

=

~Ki.XB,i

=

1, kan de top- en bodemtempe-ratuur berekend worden.Ve~volgens zijn ~i _{, , op} j t en OC_{i , ,} j b d te bepalen.

0 em

Voor het berekenen van de kolom wordt een relatieve vluchtigheid van

tX

=

('"

*

0(

)t

i,j,top i,j,bodem aangehouden.

7.7.3.2.

Berekening van het minimum aantal schotels

(N )

en de minimum ref1ux

(R )

---~~---~--~----~~~~--~--~Im

m-Daar de ~, betrokken op een van de sleutelcomponenten, bekend is, is met de Underwood- Fenske vergelijking het minimum' aantal schotels te bepalen [33J

log

waarbij N +1 = het aantal schotels in de kolom (=N) plus 1 schotel in de ver-m

damper.

De minimum refux verhouding,

R ,

wordt berekend met de Underwood- vergelijkingen:

m n

L

=

1 - q en i n

L

i

~i

- xD(i)

oe -

Q ~ 1

+

R _m In deze vergelijkingen is OC

i de relatieve vluchtigheid ten opzichte van één der sleutelcomponenten; q is de thermische conditie van de voeding; Q is de wortel van dit stelsel vergelijkingen.

De toe te passen ref1ux verhouding, R, ~~it de flowparameter ~:

L (g ~ _{L R}

2

~ =

G-

_(Tl)

>

0,01 (waarbij

-

_{G =}

- -

)

R

+

1

daar voor een gegeven dampdruk en temperatuur een constante is.

Uit de Erbar- Maddox correlatie [33J wordt vervolgens het aantal schotels (=N) afgelezen dat nodig is bij deze refluxverhouding R.

De op deze wijze gevonden waarden voor 0(, R en N zijn gebruikt voor het bere-kenen van de multicomponent destillatie volgens de methode Lewis- Matheson,

o

1'--' , ,--,' ,----I - 29 -7.8. De gepakte kolommen

Voor de MEA-recycle kolom(T30), en bij de twee DEA/TEA-scheidingskolommen is gebruik gemaakt van Koch-Sulzer pakking, omdat hiermee een zeer geringe drukval over de kolom ontstaat. Bovendien is dit type pakking nog zeer efficient bij erg lage vloeistofbelasting.

Voor de berekening van de gepakte kolommen wordt verwezen naar bijlage 5, pag. 66. 7.9. De vloeistof/damp afscheiders (V6 en V~

De entrainment in verticale damp/vloeistof scheidingsvaten is verwaarloos-baar als de gassnelheid kleiner is dan [ 28

J :

~

<

0,035

* [

r l

1

t

g

tg

Met een gasdichtheid van 0,77 (kg/m3) en een gemiddelde vloeistofdichtheid van 904,7 (kg/m3) wordt de maximaal toelaatbare dampsnelheid:

û

_g,max.

=

1,20 (m/s)

De totale gasdoorvoer in V18 bedraagt:

2,355 (kg/s)

=

3,058 (m3/s) 0,77 (kg/m3 )

Hierdoor wordt de diameter van V18:

~4*.3.05e

r

1,80 (m)

0

₌

TT*

u _g,max.

=

De hoogte van het scheidingsvat wordt gelijkgesteld aan de diameter.

De vloeistof/damp afscheider V6 is, vanwege de kleine dampstroom, niet nader gespecificeerd.

---

- - -

-o

I

l

u

u

30 -8 ECONOMISCHE ASPECTEN 8.1. De investering

Voor de berekening van de investeringen is gebruik gemaakt van de schattings-methode van Zevnik-Suchanan [35]. De investeringen zijn hierbij een functie van de procescapaciteit en procascomplexiteit. Voor de schatting van de inves-teringen zijn vier basisgegevens nodig:

1. de procescapaciteit

2. de constructiekostenindex ( Cl )

3. het aantal functionele eenheden uit het proces flow-diagram (N) 4. een complexity factor (Cf ).

De complexity factor (Cf) wordt berekend met: (Ft + F + F )

Cf

=

2

*

10 P

m

hierin is: Ft = temperatuurfactor F = drukfactor

p

Fm

= materiaalfactor

o

Met een maximaal te bereiken temperatuur (T ) in het systeem van 469 K max.

wordt Ft = 0,0322

F en F worden bepaald met gegevens uit

p m Fp

=

0,14

F

=

0,10

m

Hiermee wordt Cf = 2

*

10°,2722 = 3,74 De investering wordt nu berekend volgens:

Cl IS+IH=N*IE*1,33. 1571

hierin is: IS = de investering in de proces eenheden inclusief de indirecte bouwkosten

IH = de investering in hulpapparatuur zoals ketels, gebouwen etc. N = het aantal functionele eenheden

IE = de investering per functionele eenheid bij de gegeven productie

Cl = het indexcijfer voor apparatuurkosten t.o.v. het

'J

Iv

v I

I

I V 31

-Het aantal functionele eenheden (N) is vastgesteld op grond van de volgende indeling van het processchema:

- reactor + meet- en regelapparatuur + voedingapparatuur 1

- ammoniakstripper

+

reboiler/condensor(H15)

+

pomp 1

- waterverdamper

+

warmtewisselaar(H16)

+

reboiler 1

MEA-scheidingskolommen + reboilers en condensors + pompen 2 DEA/TEA-scheidingskolommen + reboilers en condensors + pompen filmabsorber/condensor(M17) + compressor en warmtewisselaar -filmabsorber(MS)

+

gasscrubber met koeler(H13) en pompen

2

1

1

N

=

9

Bij een totale productie van 40452 ton ethanolamines (569 ton MEA, 30.004 ton DEA

6

en 9879 ton TEA) per jaar en een complexity factor Cf

=

3,74 wordt IE

=

0,71

*

10

s.

Met een geschatte Cl voor midden 1983 van 3900 wordt de investering:

6 3900 6

IS + IH

= 9

*

0,71

*

10

*

1,33

*

1571 ;; 21,1

*

10 $i

De som van I

B

+

IH is het gefixeerde kapitaal

Ir.

Het werkkapitaal

Iw

wordt geschat op 10% van

Ir'

zodat de totale investering bedraagt: Itot.

=

Ir

+

Iw

=

23,21

*

106 $

B.2. De opbrengst

De prijzen en productiecijfers, nodig voor het berekenen van de opbrengst, zijn verzameld in tabel 8.1. De grondstof- en productprijzen dateren van begin juni 1983 en gelden voor de Noord-Amerikaanse markt, die waarschijnlijk niet veel van de West-Europese markt zal afwijken [10

J.

tabel 8.1. Prijzen en productiecijfers

stof hoeveelheid(ton/jaar) ~ (S/kg) prijs(106 $)

ammoniak 6166 0,15 0,925 ethyleenoxyde 34304 0,99 33,961 MEA 569 1,00 0,569 OEA 30004 1,03 30,900 TEA 9879 1,05 10,373 6

Uit tabel 8.1. volgt dat de totale omzet aan ethanolamines 41,842

*

10 $ per jaar bedraagt. Op jaarbasis bedragen de grondstofkosten: 34,886

*

106 $.

I V

32

-8.3. De kosten De totale kosten opgèbouwd uit de

KT zijn, naast de grondstof kosten van 34,886 x 106 I/jaar, kosten van de bedrijfsmiddelen K , de investeringsafhankelijke

p

kosten KI en de loonafhankelijke kosten KL.

De prijzen voor de bedrijfsmiddelen staan vermeld in tabel 8.2. en komen uit literatuurgegevens [37].

tabel 8.2. Prijzen a

voor

bedrijfsmiddelen

stoom, middendruk 10 bar f40,- per ton - 13,8

S

per ton

o

verzadigd T = 185 C electriciteit, 107kWh/jaar koelwater (rivierwater)

fO,175 per kWh

=

0,0604 S/kWh fO,06 per m3

=

0,0207 $ per m3

a

f1,- == 0,345

S

Kosten bedrijfsmiddelen (K )

- - -

-p-De prijs van de stoom die wordt gebruikt (druk 19,1 bar, T = 210'C) is gelijk gesteld aan de stoomprijs uit tabel 8.2.

Het stoomverbruik bedraagt: waterverdamper

ME A-destillatie kolom MEA-recycle kolom DEA/TEA-scheiding tot. 8,142 kg/s 1,710 " 0,307

_"

0,4133 " totaal: 10,5723 kg/s==319706 ton/jaar

~

13,8 S/ton geeft dit: K _{p,s oom} t = 4,412

*

106, '/jaar.

Het stroomverbruik bedraagt: pomp (P7) 46,4 kW compressor (C23)

overige pompen samen subtotaal voor verlichting etc. 5%

totaal

~

0,0604 $/kWh geeft dit: Kp,stroom= 0,455

*

106 Het koelwaterverbruik bedraagt: filmab.(M5)

filmab./cond.(M17) overige koelapp. 796,7 " 10,0 " 853,1 kW 42,7 ti 895,8 kW - 7524720 kWh/jaar S/jaar. 185,55 kg/s 198,80 " 34,37

_"

~

0,0207 l/m3 geeft dit: totaal : 418,72 kg/s

'.

=

12662093 ton/j. K = 0,262

*

106 I/jaar. p,koelw.

,0 I I I I I..;;

I

,u

I I I I V ' J 33 -- Loonkosten (KL}

De loonkosten zij n geschat met behulp van de Wessel-relatie

[38]:

aantal manuren aantal stappen

--- =

k

*

---~~~

(capaciteit/dag)0,76 ton product

Voor een continu proces is k

=

10.

Het aantal stappen ~ordt op 3 geschat (reactor trein, recycle trein, dest. trein).

~et 8400 draaiuren (= 350 werkdagen) is de capaciteit per dag: 115,6 ton ethanol-amines, hetgeen betekent:

aantal manuren 3

--- =

10

*

=

0,81 (115,6)°,76

ton product

Met een dagproductie van 115,6 ton komt dit overeen met: 94 manuren/dag.

Uitgaande van een achturige werkdag betekent dit voor 12 mensen werk. Voor een continue ploegendienst moet dit aantal, vanwege afwezigheid door vakantie en ziekte, met 1t worden vermenigvuldigd, waardoor 18 mensen nodig zijn.

Uitgaande van f70.000,- per manjaar bedragen de totale loonkosten:

KL = f70.000,-

*

18 = f1,260

*

106/jaar E 0,435

*

106 S/jaar.

Investeringsafhankelijke kosten(KIl

De investeringsafhankelijke kosten worden voorgesteld door een fractie f van de totale investeringen (I_tot.)' dus:

KI

=

f

*

Itot.

=

f

*

(Is + IH + Iw) Fractie f varieert tussen 0,1 en 0,2 [39].

Als voor f 0,15 wordt genomen, dan bedragen de investeringsafhankelijke kosten: KI

=

0,15

*

23,21

*

106 S/jaar

=

3,482

*

106 S/jaar.

I I

Iv

u Cl 34 -8.4. De winst of verlies

De opbrengst en kosten zijn verzameld in tabel 8.3.

tabel 8.3. Opbrengst en kosten

opbrengst ($/jaar) kosten ($/jaar)

MEA 569.000 K p,ammoniak 925.000 DEA 30.900.000 K p,ethyleenoxyde 33.961.000 TEA 10.373.000

K

p,stoom 4.412.000 K p,stroom 455.000 K _p,koelwater 262.000 KL 435.000

KI

3.482.000 totaal 41.842.000 totaal 43.932.000

Uit deze gegevens komt naar voren dat het proces niet winstgevend is. Naast de huidige hoge prijs voor ethyleenoxyde, dragen vooral ook de stoom-kosten bij tot het uiteindelijk negatieve resultaat.

- 35

-(.,

Voor-

_{Massa -en}

IN

waarts

9.

Retour

UIT

Warmtebalans

M

Q

M

M

M

Q

',-,' _..:'

Q

Q

~AmmonjjaR-_ 0,2039 72,2

~

_voeding'"

_"

2,5589

KD---r---',- _4465,1

-

I

M

Koelwater

185,55 19440,1

5

185,55 15560,3 Koelwat~r (.

,

_r

13,2441

KD---

@

2,3550 892,0 4392,9 ~ ~ V 6 I~ 10,6852 L

I--I~

306,7

-...

Gas-"-., _0,0155

@ _______

G_ _{f- - - -}S P U i @ _{- - - -}

₄₀

_{0,0006 0,2} 25 2 13,2286

rD---

-866 8

r

,

T

-ï-i@

0,0556

''-..-10

7,0

Koel-

..

Koel-1,22 102,3

_water

..

_water

_{1,22 127,8}

I I IC-;'\

OI0705

-

---..,41

_6,5 ',-,

I

A

I~

...

_...

p ~~ ~ ~ ',-,

₇

-~

10,6147 I~ 300,2

"

I

C;

_16,0686

Kf)---M

1,3349

eonden

2099,8

_saat

·0

_597,8

naar

H

R

9 1,3349

@Stoom

₂

--~

0,0556 ',--, 2985,3 _3583,1

Pvan R

9

7,0 ,

l~ó~~~~-KD-

---

---(36)

2,8400 I

I

:~

,

_r

,~

H'J

1233,0 I J

l r ' ..

-

1 16,0686 - 36

-lV

1

-

•

~-

rY---5085 1 ,-

-

~r

.

.

1,513 ~ Stoom t-<. 4153,5 H

~ui

t H

25'"

8

--I

I

I J:6,0686 7385,9

(V--

-1 L _ _ _ _ _

..:...

.... .J

r ...

1,1344 313,2 Ethyleen~. voeding p -~ 4 1,1344 ~

1

__

-t

____

+---=3~13~,~2 ~~

-r

'r

-~~2~,3~5~5~0-t---+---~

~r-4_3_9~2,~9_~r-____ ~ _______ ~ 10 6147 300,2

-__

.tN}-=0~ .0~5~5~6---1

-\23

7,0 __

~I -@t---=2::..L,=84~0~0_1

I ti

1233,0

H

3

Cond.+stoom

r-,~~-i~---~----1

rv

;---:--t---~I----~

t---"-G

1 ,513

r-

___

t-____

kr-~l~~~~~~.~~:t=j~--,---~---~-~ naarH2~~1~5B=9~4~~

_____

+

___

~

...

17,2030

b

r __

t--___

-t---:-7~96~2 ,~4--.-J~-

J - - - -

~

r

r-l~,3_3_4_9 __ 3/~~ondensaat

r

___

+ _____

~5~9~7~,8~~~i

t H

2-"

h

r----t---j~---1

R 9

'r

Stoom~ .1,3349 naar H

2

r-=35~8~3~,~1~r-

_____

t-_4~9~4~,~9~

r

_____

t-___

--.:J-1~7 ~2'.!.0~30~Jf12\.

7467,5 ~ -

J - - -

T

-8 9141

~

19210,7

Ro/

-~r

'

--~----~----~

8,2889 ~ r-25~0~6~.'n~~~---I 6,4957 ~ r=3::18"9=,":"2J~

-I '

1

r

-T 11 H

15

I ~

-____ @

6,4957 ~ 17438,4

-8,9141 1

•

.

...

I

_v ~ 9210,7 I 8,2889 2506

°

6 4957 3189,2

~

---

-

~---t~6

~

,4~9

~

57

~

Î

1 2909,9 8,2889

I

;

2785,3 4,1112 1843,1 4,1777 1871,5 I

---L .

.

Co ndensaal.

I

-

-

--I

1 ,

6

-I

I

...

-P

12

"

H

16

r --- ,-,. , '---, --- --'.

---~1--=.J2'L:c3-=-5

5-:0:-1 ~L-~43~9~2~,9~~ ______

r-______

l

q

JO,6147

~

300,2

---@ __

O_'

~~~~~~6-+_-

_ _

-t-___

Î

I

~ 2 8400 ----

~~1~2~33~,~0-+

______

t-____

~

,p

,

~ ~

1

6,4957 r---J---, T - -

~

- -

ï

-@L:1~

74~3~8~,

4::-.--I---t-- -- -__

1

T

r.-20

---~Condensaat 8,142 7307,9 H

I-L-

--

~---r----I

Stoom ...

J---

-

--, - - - . 21

~

. 8,142 _22765,8

L---+---1rrO:;-,~05~5~61®

_____

l __

~

__ ----.

24,9 p

14

~'~~~~~

"'1IK®---l-L

-

- I

-

- - t - - -

•

,

-,®---

---0'0556 24,9 --.)

L---I---t---

Koel wa ter ...

0,214 17,9

...---...

...., Ko

e

1 wa ter __

1 - -_ _ - - - , H

13

0,2.14 35,8 __ - . - , __ :: -__ t. 8 9141 19210,7

---1tw--f

i

t

L-

---L---:---L..-_~

'---t--~T~LO~'~~5,~~6--'---~-

.

_

~

~

.

_, ____

r..

I

lu

I

I

i

-@-t--r

1

r

- 38 - I I 4, 0556 18 18,2 Qw~r M

~

I"

0,0 0002

17

4, 0556

®---

I ... 18 18,2

~J I~

8 9141 210,7

~-19

Koelwater

19 8,8 ·16 672,7

I

r

12 ,9697

® ---- -

l~

-4414,5 V

-18

'r

J

t

.

L '

1---I---lr.l~0;-~~61~4177~~

__________ _ 300,2 ~ __ ...,

L - - - + - - - - j r - - I

796,7 2 ,3550 ~ __ ~r 4114,3 ~

1---

-

,

-

--P

19

J

j j I _{2,3 550}

~

439

_2..L

9

I

I

Koelwater

--I

_I~ 10,6147

--,B

300,2 J

"

~

4

"

~

9

~

@----

----r---~...,Koelwater

-198,8 33287,1

-L---~---_t

~==

~Î

_~----_.

H

I

L _ _

+-__

• _ _

22

1038,0 I 6,200 ~----~---~---ï 6,200 519,9

Koelwater_

-

~55 2 3550

1'</

4392,9

,

.

~

'--4----',_1-:-77--:7:---,~

______ I _ _

~~~;;~I~~~~

1871,5

~

'r

L--

--

~

--

--

--

_t__.:;_4~, 9~14c49;jf1s\-

- - - L - T 2053,7 ~ _ .. T 24

'R

2,8400 - - -

-1~1----=1

c:..!..

2

-'--

3

~

3

~

"

I

o-=---I

_ _ _

-r-

_ _

1

B

I

-

---L--+---jt?2,:n0~56111_~

-

-,---

-

f-862,1 ~

-[(;2'

0 , 73 72

.~~

~

1~

8~

2~,2~

______

~

____ _