I ,
G-GROEP VERSLAG 1983
NH3
'
-
,
FABRIEK
TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT
AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDELABORATORIUM APPARATENBOUW PROCESINDUSTRIE
(
DSM AMMON1AKFABRIEK
G-groep verslag 1983 Laboratorium Apparatenbouw voor de Procesindustrie Leeghwaterstraat 44 2628 CA Delft Delft, 1 april 1983 1STUDENTEN
BEGELEIDERS
Arthur van Dalen Eric Das
Julius Freutel Cor de Graaf
Derk Jan Hartgerink Herman van Hoeve Nils Hofman Martin Plantinga Titus Plooij Herbert Silonero Martijn Verster Hans Vos André Wortel Klaas Zoet Cees Zweekhorst Ir. W.J.B. v.d. Bergh Dr. S.J. Jan~ié Ir. J.P. V.D. Linden Drs. F.A.Meijer
Prof. ir. A.G. Montfoort Dr. ir. A.J.J. v.d. Weiden
Inhoudsopgave. Hfdst.O 0.1 Inhoud 0.2 Inleiding 0.3 samenvatting 0.4 Flowsheet Hfdst.l: Methaan-stoom reforming 1. 1 Inleiding 1.2 Voeding 1.3 Eerste reformer 1.4 Tweede reformer
1.5 Evenwichtsbeïnvloeding door procesvariabelen 1.6 Invoering van een gasturbine
1.7 Waste heat boiler 1.8 Berekeningen 1.9 Materiaal specificatie Hfdst.2: CO-shift en CO 2-absorptie 2.1 Algemene inleiding 2.2 CO-shift reactoren .. 2.3 Het selectoxo-proces 2.4 De CO 2-absorptie 2.4.1 De absorptiekolom 2.4.2 Het regenereren
2.4.3 Becshouwing v.d. mogelijke alternatieven 2.5 De methanator
2.6 Algemene conclusies CO-shift en CO
2-absorptie
Appendices
2.1 Berekening van de volumina der shift katalysator bedden
2.2 • .1 Hassabalans CO 2
2.2.2 Berekening van meegevoerd methaan 2.2.3 Waterhoeveelheid in selexol
2.2.4 Warmtebalans
2.3.1 Dimensionering vld gepakte absorptie-en strip kolom blz. 1 1 2 3 4 5 8 19 19 21 23 24 35 36 38 40 42 43 45 47 50 53 54 58 59 60 62 64 \" \t'.-" ~ ~ '\lev\'-'
---2.3.2 Dimensionering vld absorptiekolom uitvoering
2.4.1 Selexol-regeneratie
2.4.2 Methaan gehalte in geflashed CO 2 2.5.1 Wanddikte berekening
2.5.2 Resultaten
Hfdst.3: De synthese
3.1 Inleiding synthese gas kringloop 3.2.1 Inleiding synthesegas compressie 3.2.2 Centrifugaalcompressoren
in schotel
3.2.3 Radiale centrifugaalcompressoren:type"barrel" 3.3.1 Inleiding synthese reactor
3.3.2 De reaktiekinetiek 3.3.3 Reactor- en katalysatorkeuze 73 77 80 81 83 84 86 86 88 91 93 95 98 3.3.4 Bepaling van de operatiekondities vld reactor 3.3.5 Dimensionering van het reactorvat en binnenwerklOl 3.4.1 Inleiding separator-unit 3.4.2 De separator 3.4.3 De koelmachine 3.4.4 Dimensionering apparatuur Appendices 3.5 Appendices Hfdst.4: Purgegas zuivering 4.1 Inleiding 4.2 Prism-separator
4.3.1 Inleiding Pressure swing adsorptie 4.3.2 Principe
4.3.3 Praktische toepassingen 4.3.4 Berekening van de absorptie 4.3.5 Conclusie
4.3.6 Berekening van de adsorptie 4.4 Cryogene gasbehandeling 4.4.1 Inleiding
4.4.2 NH
3-verwijdering
isothermen
4.4.3 Methode zonder hulpstof (petrocarbon) 4.4.4 Effect van de aanwezige componenten
109 109 110 111 114 122 123 126 126 126 127 129 129 133 133 133 134 135
,
~~J
--
,
t\~o~4.4.5 Scheidingseffect 4.4.6 Warmtewisselaar 4.4.7 Voor- en nadelen 4.4.8 Methode met 4.4.9 De stikstof Appendices 4.4.10 Cryogeen 4.4.11 Prism hulpstof kringloop Hfdst.5: Proces simulatie (Linde) 136 137 ---138 139 145 146 155 5.1 Process 158
5.2 Massa- en wqrmtebalans berekening met process 158 5.2.1 De unit operations in Process
5.2.2 Kunstgrepen met Process 5.2.3 Problemen met Process 5.2.4 Resultaten
5.2.5 Betrouwbaarheid van de resultaten 5.3 Plotprogramma van NH
3-reactiekinetiek Appendices
5.1 Massabalans van de ammoniakfabriek bij een compressor einddruk van 200 bar
5.2 Massabalans van de ammoniakfabriek bij een compressor einddruk van 110 bar
Hfdst.6: Energiebalans 6.1 Inleiding
6.2 De belangrijkste energie consumenten 6.3 De belangrijkste energieproducenten 6.4 Compressoren 6.5 Stoomturbine 6.6 Berekeningen 6.6.1 Energieconsumenten 6.6.2 Energieproducenten 158 165 167 168 168 169 171 180 185 186 188 189 190 191 191 193
6.6.3 Stoombalans -200 bar synthesedruk -110 bar synthesedruk 6.6.4 Koelwaterverbruik Hfdst.7: Procesregeling 7.1 Inleiding 7.2 Reformersectie 7.3 Selectoxoreactor 7.4
co
2-absorptie 7.5 Synthesegascompressor 7.6 Synthesereactor 7.7 Separator 7.8 Absorptie koelmachine 7.9 purgegas zuivering Hfdst.8: Conclusies Literatuurlijst 194 197 199 201 202 202 203 203 204 205 206 207 208 209 2100.2 Inleiding
Binnen het Laboratorium van Apparatenbouw voor de Procesindustrie wordt jaarlijks de zgn. G-opdracht uitgevoerd. Het is een gezamenlijke ont-werpopdracht voor vierdejaars studenten Werktuigbouwkunde en Chemische Technologie. De opdracht wordt in samenwerking met de industrie uit-gevoerd en heeft tot doel:
-Het leren samenwerken in een groep bestaande uit mensen van
verschil-
---lende disciplines.
-Het doorlopen van de opeenvolgende fasen van het ontwerp van een chemische fabriek.
-Het leren rapporteren van het uitgevoerde, zowel schriftelijk (ver-slag) als mondeling (colloquium).
Het voor U liggende rapport is het verslag van de G-opdracht 1983, welke werd uitgevoerd in samenwerking met DSM Geleen. Het betreft het ontwerp van een energiezuinige ammoniakfabriek. Op het moment van de G-opdracht heeft DSM een derde ammoniakfabriek (AFA lIl) in aanbouw.
Het is voor DS~·l interessant deze fabriek (een Kellogg-ontwerp) te ver-gelijken met de uitkomsten van de G-groep.
In een vooronderzoek, uitgevoerd in het kader van het zgn. Fabrieks-VoorOntwerp (FVO) , dat bij Chemische Technologie op het studieprogram-ma staat, is een aantal alternatieven aangedragen,die hier verder zijn uitgewerkt en op hun haalbaarheid zijn getoetst.
Met name zijn bekeken:
-Een gasturbine voor de eerste reformer. -Het Selectoxo proces.
-C0
2-absorptie met Selexol m.b.v. schotel- en gepakte kolommen. -Reactordrukken van 110 atm. en 200 atm.
-Verschillende inertspiegels en temperaturen in de reactor.
-Purge gas zuivering m.b.v. PRISM (membraantechniek), Pressure Swing Adsorption, en een cryogene methode.
-Het simuleren van het geheel m.b.v. het computerprogramma Process.
De G-groep bestaat uit 11 werktuigbouwers en 4 technologen, waaruit 5 groepen zijn gevormd. (hoofdstukken 1 tlm
51.
0.3 Samenvatting.
Voor de door DSM geëiste 1360 ton/dag ammoniakproductie zijn nodig: - 45845 r:Jm3/hr 2.I"'1W ~ - 2519.103 kg/hr 2290.103 kg/hr - 41.103 kg/hr - geen Aardgas Electriciteit koelwater absorptiekoelmachine koelwater rest boiler feedwater stoomexport
De fabriek bevat achtereenvolgens de volgende processtappen:
- Een Kellog-fornuis als eerste reformer waarin de voeding (CH
4+stoom) en verbrandingslucht worden voorverwarmd, tevens vindt er stoom oververhitting plaats, gevolgd door de tweede reformer, waar het CH
4-gehalte wordt teruggebracht tot 0,5%.
- In de CO-shift reactoren vindt omzetting plaats van CO in CO 2
via de watergas reactie, waarna resten CO partieel geoxideerd worden tot CO
2 in de Selectoxo-unit. De CO2 wordt uitgewassen met
selexol als solvent. Een methanator zet alle sporen oxide tenslotte om.
In een horizontale 2-beds reactor .met tussenkoeling in een gas-gas ww .vindt bij 200 atm. en temperaturen tussen 3600C en 5600C de synthese plaats. Het inert gehalte is bepaald op ongeveer 15%. De omzetting is 15%.
- Afscheiding van NH
3 geschiedt d.m.v. koeling. Het produkt wordt verder gezuiverd m.b.v. flashen.
- Een deel van ·het recycle gas wordt in een cryogene installatie behandeld, waarbij waterstof en stikstof teruggaan naar de reactor en CH
C1 ,-- ---I r---~~--~~---r_--~~
ïiliî
_+---~1Jr---~~__
i~
ï"t
~
M2 waterstof ~oo r---~6'}---~ I I I r---, I I FC ---1~
I
----<4>
/ naar Fla _.---=C.:..:H'''-__ -, ·~-I--;:~koelwat., -- - - _ _ ___ -.J Cl.11.56.18 COMPRESSOR T 1.4 .5.7 A8SORBER C2 ROOKGAS VENTILATOR T2 STRIPPER F~ 1. REFCJRMER T3REGENERA TOR
Hl·n .H29-33 WARMTEWI SSELAAR T6 DESTILLATIE KOLOM H28 CQD BOX T813.4.7 STOOMTUR81~E
Mlo2 ONTZWAVELIt-«lS lI'IIT T82.
HYDRAULISCH, TlRlINE M34.5 MQZEEF V 1.2-3.4.6.7. 9 .10.11.12.13
GAS VLl"EISTOF SCl-EIDER
Rl 2· RE FCJRMER R LTS REACTOR 0 -R HTS REACTOR R4 SELECTOXO REACTOR R5 METHANATOR R6 SYNTHESE REACTOR P1.2.3.4.5 POM" ~--_._-- BUFFER VAT
- -- - - --
--
-
- -
-T85.6 EXPA(I[) ERm'e
18}---....-J 25 LUCHT NH3 PRODUKT '---{:2':)---' 14 H30 C02 LUCHT •.~
NH3 - FABRIEK TEOiNISCHE HOGESCHOOL DELFT ...,-.-.-ARGONti·.
..
...."
..
.
,,_N, ... ·N ... H320.3)
FLOWSHEET
Voor massabalans zie hoofdstuk 5.
-HOOFDSTUK
1
1.1
Inleiding.
Inde reforming-sectie vindt het genereren van
water-stof plaats doormiddel van methaan-stoom-reforming.
Een mengsel van voorverwarmd aardgas en stoom wordt op
een druk van ongeveer 40 bar in de buizen van-De eerste
----reformer gevoerd. Het methaan wordt over een
nikkel-katalysator omgezet in een mengsel van H
2
, CO en CO
2
•
De buizen van het fornuis worden verwarmd door
verbran-ding van aardgas in de eerste reformer. De warmte is
nodig voor de volgende endotherme reacties:
•
CH
4
+
H
2
0
CO
+
3
H
2
CH
4
+2 H
2
0
•
~CO
2
+
4 H
2
Daar we te maken hebben met evenwichtsreacties vindt de
omzetting slechts gedeeltelük plaats. De
evenwichtslig-ging is te beïnvloeden met de reactietemperatuur en het
stoomgehalte in het voedingsmengsel. De voelbare warmte
die de verbrandingsgassen uit het fornuis nog bezitten,
wordt uitgewisseld met voedingsgas, lucht en stoom.
In de tweede reformer wordt de juiste hoeveelheid
stikstof toegevoegd in de vorm van voorverwarmde lucht.
De zuurstof die zich hierin bevindt, reageert met
methaan en verhoogt de temperatuur van het gasmengsel.
Het in temperatuur verhoogde gasmengsel wordt hierna
door een nikkel-katalysatorbed geleid, waardoor door
de gunstige evenwichtsligging de reforming-reacties
vrüwel volledig aflopend ZÜn. Na de tweede reformer
wordt het gasmengsel afgekoeld in een warmtewisselaar
(waste heat bOiler) waarbü hoge druk stoom opgewekt
wordt.
In de navolgende verslaggeving is vooral gekeken naar
de volgende aspecten:
- Voor de verdere loop van het proces is het
noodzake-lÜk het percentage methaan na de tweede reformer zo
laag mogelük te houden. Door bewerking van het
purge-gas kan het grootste gedeelte van de methaan-slip
weer taruggewonnen worden. Purge-behandeling staat
dus een grotere methaanslip toe zodat temperatuut
en/of stoomgehalte niet zo hoog hoeven te zijn. De
beperkende factor voor de methaanslip is nu de
hoe-veelheid inertgas in de ammoniaksynthesecyclus.
- Door voorverwarmen van de verbrandingslucht kan de
rookgas-eind temperatuur verlaagd worden tot ongeveer
120 C. Dit heeft een verlaging van de schoorsteen
verliezen en dus een verhoging van het rendement van
de eerste reformer tot gevolg.
- Het plaatsen van een gasturbine voor de aandrijving
. -::--:-...
van de luchtcompressor zou de thermische efficiency
van het proces kunnen verhogen. Ook kan gedacht
worden aan een gasturbine na de tweede reformer.
De ammoniak-plant moet gedimensioneerd worden voor een
produktiecapaciteit van
1360 ton/dag (3333 kmol/hrNH 3 ).
1.2
Voeding.
Om het rendement van het fornuis te verhogen en de
ge-produceerde energie zo optimaal mogelijk te gebruiken,
is het noodzakelijk de verschillende voedingsstromen voor
te verwarmen in het convectie-gedeelte van de eerste
reformer. De voeding komt dan op hege temperatuur binnen
in de met katalysator gevulde buizen en kan meteen
rea-geren. Het katalysatorbed wordt optimaal benut en het
grootste gedeelte van de warmte uit de convectiesectie
komt ten goede aan het stoom-reforming proces. Oe
beper-kende factoren voor de voeding temperatuur zijn de
materi-aalkeuze van de leidingen en de ontleding van het
aard-gas •
.a.a!.d.aa~:
De aardgas voeding moet voor het stoom-reformingproces
ontzwaveld worden. Dit gebeurt in een ZnO-bed
vooraf-gegaan door een Co/Ma-katalysator bij een temperatuur van
ongeveer 320 C. Hoge temperaturen kunnen ontleding van
methaan en koolstofvorming tot gevolg hebben. Gasmengsels
van stoom en aargas kunnen zonder problemen tot hogere
temperaturen worden voorverwarmd.
stoom:
-
--De voedingsstoom voor het stDom-reformingproces wordt
verdeelt over twee stromen toegevoerd in de beide
refor-mers. De stroom in de tweede reformer is ongeveer 10
~van de totale voedingsstoom. Deze verdeling dient om bij
het uitvallen van de luchtcompressor snel al de nog
aanwezige lucht kwijt te raken en terugstroming van hete
procesgassen te voorkomen. De voedingsstoom wordt
geleverd bij 40 bar en een temperatuur van 380 C. Bij de
eerste reformer wordt de stoom toegevoegd aan
hetl~ardgas na de ontzwaveling. Bij de tweede reformer wordt de
s~oom
toegevoegd aan
d~proces lucht wanneer deze
gecom-primeerd is. Beide stroman worden worden daarna
overver-hit tot ongeveer 600 C.
Lucht:
-
--De proces lucht wordt gefilterd en gecomprimeerd tot
ongeveer 36 bar. Hierna wordt het mengsel van
voedings-stoom-lucht verhit, om een zo hoog mogelijke temperatuur
in de tweede reformer te bereiken en daardoor een zo
laag
mogelijke methaanslip.
Het synthesegas moet voor de ammoniak-reactor een H
2
/N
2
verhouding van 3,0 hebben. De optimale H
2
/N
2
-verhouding
voor de ammoniakreactor kan in de synthesecyclus zelf
geregeld worden. Hiermee is dus de aardgas/lucht
-verhouding vastgesteld. De massaflux van de
voedings-stromen wordt bepaald door de mate van purgegas
terug-winning.
Overall-reactie:
CH
4
+0,3035 O
2
+1,131 N
2
+1,393 H
20 - - - CO 2
+2,262 NH 3
~
-Samenstelling van de voeding:
Aardgas (vol.%) Lucht
CO
2
1,5O
2
CH 4 88,0 Argon ethaan 5,4 N 2 propaan 1,6 butaan 0,5 pentaan 0,1 N 2 2,85 Helium 0,05Theoretische minimale massaflux: NH 3 3333 kmol/hr CH 4 1473
"
Aardgas (vol.,,) 20,9 1,0 78,1 1388 kmol/hrN2 1666
"
(gecorrigeerd voor n-alkanen).
d
2 447"
lucht 2135 kmol/hr H20 2052
"
-1 .3
Eers te reformer.
Oe eerste reformer is bij conventionele ammoniak-plants
de enige plaats waar een grote hoeveelheid energie in
de vorm van aardgas-verbranding aan het proces direkt
wordt toegevoerd. Voor een energie zuinige plant is een
goed ontwerp van het fornuis een eerste vereiste. De
eerste reformerkan verdeeld worden in een radiantsectie
en een convectiesectie.
in de rediantsectie vindt de warmteoverdracht naar de
reactorbuizen hoofdzakelijk plaats door warmtestraling.
In de convectiesectie wordt de lagere temperatuurwarmte
van het rookgas hoofdzakelijk overgedragen door convectie.
Door het voorverwarmen van de verbrandingslucht kan de
rookgas eindtemperatuur laag gehouden worden en kan dus
een hoog fornuis rendement (92%) gehaald worden.
Gekozen werd voor een roof-fired furnace omdat een
dergelijk type fornuis met meestroom warmtewisseling werkt
waardoor het warmteflux profiel in het fornuis
overeen-komt met de opname van reactiewarmte door de reagerende
procesgassen (bovenin maximaal). Een overdracht van 60%
van de totale energie is in de radiantsectie maximaal
haalbaar. Een nadeel is dat door het afnemende
tempera-tuurverschil tussen rookgassen en buiswand de buislengte
erg groot wordt.
Het fornuis bestaat uit rijen van buizen, ook wel harpen
genoemd. Oe buizen zOn
.
boven in het fornuis opgehangen
en komen onder in het fornuis samen in een verzamelleiding
alwaar de temperatuur relatief laag is. In het midden van
de harp gaat een risertube parallel met de buizen omhoog
die het proces gas afvoert naar de tweede reformer. Oe
katalysatorbuizen kunnen aan de bovenkant vrij uitzetten
door het gebruik van pigtails (kleine
flexibe~oevoer
buizen). Tussen de harpen zijn de branders geplaatst. Oe
rookgassen stromen
parallel
met de buizen van boven naar
onder en worden vandaar naar de convectiesectie gevoerd
door tunnels. Zoals eerder vermeld, stroomt de
stoom-methaan voeding in de buizen in de zelfde richting
als
r----
Inle, rn.nifold Effluent ch.mber _ _ - ;Cat.lySI tube
F uel gas h.~er
Service pl.tlorm ---_v~t; V.nic.lli'i"9----1' burnert Peep door _ _ _ ...., .. Plillorm----/ Mi.ed leed _ _ _ ht~tr Flue 9M duel 10 convaction section Flue 9~s tunnels , ..
figuur 1, •
.
Roof-fired furnace •Inlel Flue gas duel E.i. p.gl.il .... ::;:~
--.... ..---r!'"----r-...::--.,..-
Top_--:= ___
J...L---l_--lI _ _ _ _ ~B~OItO"' 400 1,200 1,600 ·e , Ifiguur 2 : Het temperatuurverloop van procesgas,buis-wand en rookga,s.
de rookgassen. Oe warmteflux wordt bepaald door de
temperatuur van het rookgas en de afstand tussen de
harpen. Des te hoger de temperatuur en de afstand, des
te hoger
d~ ~armteflux.Oe maximaal toelaatbare warmte
flux is afhankelijk van de buisdikte en het gebruikte
buismateriaal. Voor manaurite 36x en een buiswanddikte
van 12 mm is een maximale warmteflux van
l20000~/m2
toelaa tbaar.
~e~e~e~i~g_w~r~t~f!u~:
Oe
~armtefluxbij verschillende temperaturen is berekend
volgens een methode die vermeI d s taa t i n 1 i tera tuur
(75).Hierbij worden de volgende aannamen gedaan:
- De berekeningsmethode houdt rekening met absorptie en
emissie van H
2
0 en
CO
2
in het rookgas.
- Geen rekening wordt gehouden met stralingsemissie van
de
buiten~andenvan het fornuis. Deze invloed geldt
alleen voor de buizenrüen die vlak naast de wand staan
en is daarom niet zo groot.
- Er wordt geen rekening gehouden met extra
emissiestra-ling in de vlsilirnen van de branders.
- Er wordt geen rekening gehouden met extra emissies
tra-ling door roetdeeltjes omdat aardgas een schone
brand-stof is
- Voor de configuratie wordt een model gebruikt van twee
oneindig uitgestrekte platen op een eindige afstand
van elkaar met daartussen een gasvolume van een
bepaal-de temperatuur.
- De convectieve overdracht in de radiantsectie wordt
verwaarloosd.
- De buistemperatuur wordt uniform verondersteld. In de
stralingsformule komen de wandtemperatuur T
w
en de
1
gastemperatuur T
invloed van een
~eranderende
als een vierde macht voor zodat de
buistemperatuur te
ver-waarlozen is.
-Gebruikte formules voor de berekening van de warmteflux:
(1)
AVH20
=
f H 0 Tg)
2
(T
w
0,45
.E
9
(T ,5 l·P H 0)
~9
2
(3a)
Avc02
=
(Tg)
T
0,65
.Eg(Tw,5gl·PCO)
(3b)
w
2
é
=
EH 0
+é CO -
(.6 E)
(4 )g
2
2
g
A
v
=
AVH 0 +AvCO -
(4 E)
w
(5)
2
2
5 gl
=
verg el
ijkbare laagdikte
A
=
oppervlak
5
=
vormfactor
C
s=
constante
0
=
afstand tussen platen
E.
=
emissiefactor
~andw
é
=
emissiecoëfficient
/:l.f.=
correctiefactor
A=
absorptiecoëfficient
p
=
partieële druk
Tg
=
rookgas temperatuur
Tw
=
buiswandtemperatuur
Voor het aangenomen model van twee oneindig uitgestrekte
wanden op een afstand 0 van elkaar, ligt de
vo~mfactor5
vast. Hiermee is de verge1ükbare laagdikte 5
gl
bepaald.
EH 0 en ECO
zijn nu als functie van de gastemperatuur Tg
2
2
en Sgl.P
H20
resp. 5gl .PC0
2
te bepalen aan de hand van
beschikbare grafieken. Met behulp van (3) en de waarde
van
t
bij de wandtemperatuur T
zijn beide Av voor
9
wverschillende waarden van T uit te rekenen. Invullen van
9
de gevonden waarden in (4) en (5) levert Eg en Av.
De_m~x!m~l~ !o~k~a~ !e~p~r~t~u!:
Uit het voorgaande blijkt dat de warmte flux een functie
is van de temperatuur en de afstand tussen de
~arpen.De maximale rookgas temperatuur boven in het fornuis
wordt bepaald door de low heat value van het aardgas,
de overmaat verbrandingslucht en de enthalpie van de
voorverwarmde verbrandingslucht. De vlamtemperatuur
die aan de hand van deze gegevens berekend kan worden
zal in de praktijk echter niet gehaald worden door
vroegtijdige opmenging met koeler rookgas boven in het
fornuis. De maximale warmteflux door de buiswand
(randvoorwaarde) en de maximale rookgastemperatuur
(variabele) zijn bepalend voor de afstand tussen de
harpen. Deze afstand ligt in de praktijk op ongeveer
I,Sm. De maximaal bereikte rookgastemperatuur kan
slechts geschat worden aan de hand van de theoretische
berekende waarde.
-~De_b~r~k~nin~ ~a~ ~e_b~i~l~n~t~:
De lengte van de buisreactoren in de eerste reformer
kan berekend worden wanneer de volgende variabelen
vastgestelde waarden hebben:
Het warmte vermogen dat overgedragen moet worden in
de radiantsectie.
- Het totale warmte vermogen in de radiantsectie en
convectiesectie vermeerderd met de stralings en
schoorsteenverliezen.
- De begintemperatuur van het rookgas bovenin het fornuis
moet vastgesteld worden aan de hand van de gekozen
luchtovermaat en verbrandingslucht voorverwarming.
- Er moet een
~antal.
buizen vooraf gekozen worden om tot
een bepaalde configuratie van het fornuis te komen.
- De afstand tussen de buizen in een harp wordt zo
geko-zen dat de halve omtrek van X buigeko-zen gelijk is
c
aan de
harplengte van X buizen. Op deze manier kan een harp
gezien worden als een plat vlak dat van tweekanten
bestraald wordt( zie model voor straling).
-~
Aan de hand van de hierboven gekozen waarden liggen
ook de volgende variabelen vast:
-
Door de vaststelling van de maximale rookgas
tempera-tuur ligt de afstand 0 tussen de harpen vast.
-
Nu de afstand 0 en het aantal buizen vast ligt, kan
een aantal buizen per harp gekozen worden en kunnen
twee dimensies van het fornuis vastgelegd worden,
te weten, de lengte en de breedte. Alleen de hoogte
is nog afhankelijk van de berekende buislengte. Het
aantal buizen per harp moet zodanig gekozen worden
dat een vierkant fornuis verkregen wordt (benadering
van een bol,kleine stralingsverliezen).
-
Aangezien de verbranding van het aardgas bekend is en
het doorstromende oppervlak in het fornuis nu ook
berekend is, kan de snelheid van het rookgas bepaald
worden als functie van de temperatuur ( gasdichtheid
neemt toe bij afnemende temperatuur).
-
Aangezien bekend is hoeveel warmte er overgedragen
moet worden, kan berekend worden wat de rookgasuittree
temperatuur zal zijn.
-
Voor de berekening van de buislengte is het
noodzake-lijk de totale lengte van de buizenrijen (harpen
voor-gesteld als vlakken) te berekenen (twee kanten).
De buislengte wordt berekend in stapjes die naderhand
bij elkaar opgeteld worden. Een bepaalde rookgasmassa
staat binnen een bepaalde tijd zUn warmte af totdat het
zijn eindtemperatuur bereikt waarbij het uit de
radiant-sectie stroomt. Tijdens de temperatuurdaling neemt de
betrokken massa in volume af volgens de
toestandsverge-lijking. Door nu de tijdsduur in kleine stapjes
~tte
verdelen kan de buislengte stapsgewijs berekend worden.
De beschouwde
gaSmassa6t.~m bestraalt een bepaalde
buislengte
~l,die volgt uit de rookgassnelheid,ót en de
toestandsvergelijking. Door het volgen van het hele
tijds-bestek waarin de temperatuursdaling plaatsvindt, kan de
buislengte, d.i. de sommatie van
~l,berekend worden.
Bij de berekeningsmethode wordt het rookgas als plugflow
beschouwd.
Oe_b!n~e~z~d~ ~a~ ~e_r~a~t~r~uiz~n~
De kinetiek van de stoomreforming is zo snel, dat
aangenomen kan worden dat de totale warmte flux direct
opgenomen wordt in het reactiemengsel en ten goede
komt aan de verandering van het evenwicht. In het kader
van dit verslag zou het te ver voeren een berekening op
te zetten over de warmteoverdracht aan de binnenzijde
van de buisreactoren, mede omdat
·
deze gevuld zijn met
katalysator deeltjes. Aangezien het warmte flux prdfiel
zo gekozen is dat vrijwel parallel loopt met de
energie-behoefte binnen in de buis, wordt aangenomen dat nergens
aan het buisoppervlak extra hoge temperaturen optreden.
De drukval:
-Wel van belang is de drukval over de buizen. Deze is
afhankelijk van de lengte van de buizen en het aantal
buizen dat parallel staat (totaal aantal buizen in de
eerste reformer). Ook bepalende voor de drukval is de
katalysator die gebruikt wordt. Bij het gebruik van
Raschig-katalysatorringen geldt de volgende formule:
óp
2
-H
=
0,80fA.
p gu
g(7 )
H
=
vullinghoogte Cm)
U
=
superficiele gassnelheid
Pg= gasdichtheid (Kg/m
3
) f:=
pakkingfactor~-l)
(mis)
De pakkingsfactor, f , is afhankelijk van de gekozen
p
katalysator afmeting; De gemiddelde gasdichtheid
D ,
\-g
volgt uit de samenstelling en condities aan het begin en
het einde van de buis; De superficiële gassnelheid
volgt uit de mS8ssbalans, de binnendiameter van de buis
en het aantal parallelle buizen dat gekozen is.
Een lage druk val wordt verkregen door korte buizen en
veel buizen parallel.
Aanpassing van de radiantsectie:
-Uit een aantal proefberekeningen is het volgende
belangrijke punt naar vorengekomen:
Het blijkt niet van belang te zijn hoeveel buizen
men bij het begin van de buislengte berekening neemt. , I Er werden berekeningen uitgevoerd voor verschillende aantal buizen waarbij constant bleven: de over te dragen energie, de afstand tussen de harpen en de hoeveelheid verbrand aardgas. Door verandering van het aantal buizen
verander~ de configuratie van het fornuis en dus ook de rookgassnelheid. Uit de berekeningen blijkt echter dat de totale buislengte, d.i. de sommatie van alle buizen of
anders gezegd
X.L
waarbijX
het aantal buizen enL
de lengte van de buizen voorstelt, constant blijft. Dit betekentvoor de praktijk dat voor het bereiken van een beter ont-werp ( bijv. verbetering van drukval) een andere confi-guratie aangenomen mag worden mits de totale buislengte
-
---gel ij k blij ft. schoor steen17'
8"
Figuur 3 le REFORMER brandstof""
~J
't~J
c
S
D 1\/~
I)
\
1 1 E BI1
, .J F IC A~L
;J~
'.-/ convectie-sectie radiant-sectieWarmtewisselaars in de convectie sectie
naar 2e reformer
Uit het hoofdstuk over de energiebalans blijkt welke
warmte-stromen min of meer vast liggen (bv. de voeding) en welke
men kan variëren voor de optimale warmtehuishouding. (stoom
oververhitten) De volgorde van de warmtewisselaars in deze
sectie hangt hoofdzakelijk af van de verschillende
tempera-tuur niveau's. In fig. 4 ziet men de grootte van de
warmte-overdracht, van het rookgas naar de processtromen,uitgezet
tegen de temperatuur.
Er worden
5
"processtromen" in
6
warmtewisselaars opgewarmd:
A verbrandingslucht
T 15- 300
°c
p
... 1bar
B
aardgas
T12 - 320
oe
p
40
bar
C
proceslucht
T150 - 350
oe
p
36
bar
0
hogedrukstoom oververhitter
T330 - 525
oe
p
125
bar
E proceslucht (+stoom)
T350 - 600
oe
p
36
bar
r
voeding (aardgas + stoom)
T360 - 600
oe
p
39
bar
De rookgassen hebben een temperatuur van
+1240
bij intrede
van de convectiesectie en gaan met
120
oe de schoorsteen in.
Het fornuis is naar Kellogg ontwerp. De configuratie van de
convectiesectie bestaat uit een rechthoekige dwarsdoorsnede,
die als een omgekeerde U tegen de radiantsectie aanzit.
De hete rookgassen komen onder uit deze stralingszene en
stromen eerst omhoog.(zie fig. 3 ) De pijpen van de
warmte-wisselaars
'
worden dwars aangestroomd. (kruisstroom met
gemid-deld
4passes) De pijpen,met vinnen, hebben flinke diameters.
( d
±
0,1
m) Het zijn U-buizen,om de thermische uitzetting
te verwerken.
De warmtewisselaar om de verbrandingslucht voor te verwarmen
bestaat uit een gepakt platen pakket. (lage drukken)
Men moet oppassen dat in ww.A geen temperatuurcross is.
~
In de praktijk worden extra branders in de covectiezane
geïnstalleerd en bypasses om de WW's,om een flexibele
be-drijfsvoering te verwezelijken.
I ,
.
u o E-<-0 0 N
...
Figuur 4 0 0 0 0 0 0 0 0 ... 0 0'1 CD ... ... Warmteoverdracht in de convectiesectie r· 0 0 0 0 0 0 0 0 r-- ~ IJ') ..: 0 0 0 0 0 0 0 M N ... o Ol o co o IJ') o M o N o...
0Qe_~~e~gie~e~o~f!e~
Voor een goed ontwerp van de eerste reformer moet gelet
worden op de volgende energieverdeling:
- De toegevoerde voeding moet in de convectiesectie
zo-danig opgewarmd worden dat deze bijna de noodzakelijke
reactie temperatuur bereikt heeft. Het
katal~torbedwordt dan optimaal gebruikt.
-
In de radiantsectie hoeft dan vrijwel alleen de reactie
warmte toegevoegd te worden.
- In de loop van het proces, onder andere in de
warmte-wisselaar (waste heat boiler) achter de tweede
refor-mer komt een groot deel van de toegevoerde energie
weer op een hoog temperatuur niveau vrij. Deze energie
kan gebruikt worden voor aandrijving van roterende
machines en andere energieverbruikende deelprocessen.
- Wanneer met de vrijkomende energie in de fabriek niet
alle energievragende deelprocessen voorzien kunnen
worden, moet een extra hoeveelheid energie in de
con-vectiesectie geproduceerd worden om de warmtebalans
van de ammoniak-fabriek sluitend te krijgen.
- Aangezien de buizen in de radiantsectie een temperatuur
hebben van ongeveer 850
0C kan het rookgas theoretisch
niet verder afkoelen dan die temperatuur tijdens de
warmte uitwisseling ( gelijkstroom: oneindig lange
bui-zen). Er is echter veel meer energie beschikbaar in het
rookgas. In het gunstigste geval kan daarom slechts
60% van de toegevoerde energie opgenomen worden in de
radiant sectie. Dit is dus een randvoorwaarde voor het
ontwerp.
- Pas wanneer al de energie vragende deelprocessen
door-gerekend zijn kan na analyse en optimaal gebruik van de
vrijkomende energie in het verloop van het proces een
optimale eerste reformer ontworpen wordenpd.w.z. een
zo laag mogelijk brandstof verbruik, en een zoveel
moge-lijk benutten van de warmte uit deelprocessen en
con-vectiesectie om een zo hoog mogelijk totaal reformer
rendement te krijgen.
1.4 T~eede
reformer.
De tweede reformer bestaat uit een verbrandingskamer,
gevolgd door een nikkel-katalysatorbed. Door toevoeging
van lucht wordt niet alleen de juiste hoeveelheid
stikstof aan het procesgas toegevoegd, bovendien treedt
verbranding van een klein gedeelte van het procesgas op,
waarbij de temperatuur sterk stijgt door de sterk
exother-me verbrandingsreactie. Wanneer het procesgas bij deze
hoge temperatuur (hoger dan in de eerste reformer
be-reikt wordt) door een nikkel-katalysatorbed wordt geleid
stelt het evenwicht zich opnieuw in. De uiteindelijke
temperatuur in de tweede reformer is bepalend voor de
samenstelling van het procesgas. Hoe hoger de
tempera-tuur des te gunstiger de evenwichtsligging ( zo min
mogelijk CH
4
-slip).
Daar er zeer hoge temperaturen bereikt worden is het
noodzakelijk de wanden van de tweede reformer te
bescher-men met een water-jacket, de temperatuurval over de wand
is dan niet zo groot. Bovendien is aan de binnenkant
vuurvast materiaal aangebracht. De nikkel-katalysator
aan de bovenkant van het bed wordt beschermd tegen
direkt vlamcontact door een laag vuurvast materiaal.
De drukval in de tweede reformer is op de zelfde wijze te
berekenen als vermeld staat bij de eerste reformer,
aan-gezien de zelfde nikkel-katalysator deeltjes gebruikt
worden.
1.5
Evenwichtsbeïnvloeding door procesvariabelen.
De uiteindelijke procesgassamenstelling na de tweede
reformer wordt bepaald door de volgende procesvariabelen:
- eerste reformer eind temperatuur
- druk
- stoom/c verhouding
-
procesluchtvoor-- tweede reformer eind temperatuur
verwarming
- De uiteindelijke evenwichtsinstelling na de tweede
reformer wordt bepaald door de eindtemperatuur. De
evenwichtsinstelling is bij een zo hoog mogelijke
eind-temperatuur het gunstigst, omdat dan zo veel mogelijk
methaan omgezet wordt vanwege het endotherme karakter
van de reactie. De hoge temperatuur wordt bereikt door
de verbranding van het procesgas met de toegevoerde
lucht. Aangezien de verhouding aardgas/lucht vast ligt,
en er dus een vaste voelbare lJarmte
verhoging
-
~reedt,
kan de temperatuur in de tweede reformer alleen
ver-hoogd worden worden door voorverwarming van de
proces-lucht en verhoging van de temperatuur van het procesgas
uit de eerste reformer. Deze laatste temperatuur
be-paalt nl. mede met de maximale
warmt~fluxinhet fornuis
en de warmteoverdracht aan de binnenkant van de buizen
de wandtemperatuur van de buizen. Deze
~andtemperatuuris van belang voor de levensduur van de buizen (deze
is 100000 uren
ge~ist).Voor de eerste reformer is
daar-om de uitgangstemperatuur maximaal ongeveer S30
0e. Voor
de luchtvoorverwarming is dit ongeveer SOO-gOOoe. De
eindtemperatuur na de tlJeede reformer lJordt dan ongeveer
o
1020 C, hetgeen overeenkomt met een CH
4
-gehalte van 0,2%
Samenvattend: Het CH
4
-percentage na de tlJeede reformer
lJordt beïnvloed door de temperatuur van het procesgas na
de eerste reformer en de proceslucht temperetuur naarde
tIJeede reformer.
-
Door de stoom/c verhouding te verhogen kan een gunstige
evenwichtsligging bereikt worden en zodoende het CH
4
-percentage teruggedrongen worden. Het nadeel is dat
grote hoeveelheden energie nodig zijn om deze extra
stroom op temperatuur te brengen. Deze hoeveelheid
ener-gie kan later in het proces slechts op een lager
tempera-tuurniveau teruggewonnen worden.
-
Bij lagere druk is de evenwichtsinstelling gunstiger, door
dat het aantal mol toeneemt bij gunstige
evenwichtsver-schuiving. Aangezien het aardgas geleverd lJordt bij een
druk van ongeveer 40 bar, is dit de minimale
stoomrefor-ming druk. Men kan de druk wel omlaag brengen, maar oan
kost het extra vermogen om het synthesegas op de
dimensies groter bij lagere druk,
ter~ijlvoor de CO
2
-~asser
en de methanator een hoge druk
ge~enstZÜn.
Wanneer geen purgegas verwerkingseenheid in de
ammoniak-fabriek wordt opgenomen, moet het CH
4
-percentage na de
t~eedereformer zo laag mogelijk gehouden
~orden(O,2vol.%)
De spuigasstroom is dan zo laag mogelijk, zodat zo min
mogelijk synthesegas verloren gaat. Uit het voorgaande
blijkt dat dit extra energie kost dat maar ten dele
~eerop een lager temperatuurniveau teruggewonnen kan worden.
Bij
·
het invoeren van een purgegas behandelingseenheid
~ordt
het waardevolle gezuiverde synthesegas uit de purge
weer teruggevoerd in het proces. Tevens kan het methaan
weer teruggewonnen worden. Er is dus een hoger CH
4
-per-centage toelaatbaar. Er hoeft dan minder energie
toe-gevoerd te worden 1n de eerste reformer.
1.6Invoering van een gasturbine:
Wanneer de energietoevoering aan het proces in de eerste
reformer minimaal
~ordtgehouden en er dus een groot CH
4-percentage
~ordttoegelaten na de tweede reformer zal de
teruggewonnen energie in het verloop van het proces niet
voldoende zijn om alle energievragende deelprocessen te
voorzien.
Over~ogen
kan worden om in plaats van extra
aa~~s
in de
eerste reformer te verbranden (extra energie in convectie
sectie voor stoomcircuit), een gasturbine te gebruiken
voor de aandrijving van de luchtcompressor in plaats van
middendrukstoom. De verbrandingslucht van de eerste
refor-mer
~ordtgecomprimeerd waarna in een verbrandingskamer
een kleine hoeveelheid aardgas verbrand wordt. Het hete
gasmengsel wordt geexpandeerd over een turbine die
zo~elde compressor van de proces lucht als de hierboven
geschet-ste verbrandingsluchtcompressor aandrijft. Het hete
uit-laatgas gaat nu naar de branders van de eertse reformer
uaar de rest van het aardgas toegevoerd en verbrand wordt.
Het nadeel hiervan is dat de verbrandingslucht niet meer
voorverwarmd kan worden in de
convectie~ectie zoda~de
rookgas schoorsteen temperatuur omhoog gaat en het
• Irendement van de eerste reformer omlaag.
Ook zou gedacht kunnen worden aan het plaatsen van een
gRsturbine na de tweede reformer. Nadeel hiervan is dat
de turbine in hoofdzaak werkt op drukverlaging en niet
zo zeer op temperatuursdaling, terwijl na de
twe~dereformer
wel een temperatuursdaling maar geen drukval gewenst is.
.
i
\
l
j
.
CoIIeNt.Alloy lOG
"otKtlon plat.
F";uIe wr8pped wit" InMlleUng
fit".
I •
~.7
Zoals uit de inleiding van dit hoofdstuk blijkt,wordt het hete procesgas na de tweede reformer gekoeld van 966 oe tot 350 °C. Dit geschiedt in een verdamper, waar hoge drukstoom wordt geproduceerd.
De WHB kan men op basis van thermosyphon werking indelen in twee categorieën:
1 - het proces gas stroomt door de (horizontale) pijpen (fire tube boiler)
2 - het water/stoom mengsel stroomt door de (verticale) pijpen (vertical water tube boiler)
Voor de globale berekening van het verdampend oppervlak is van het eerste type uitgegaan,(zie fig 5 ) voornamelijk omdat DSM dit type gebruikt.
De mantel heeft een maximale diameter van 2,5 m en is dik-wandig vanwege de hoge stoom druk. Het water treedt op 2à 3
"
plaatsen onder in de verdamper binnen. Boven op zijn 7 a 10 stijgbuizen vo~r het water/stoom mengsel geplaatst.
Problemen levert het hete gas ,aan de intree zijde,extra isolatie tegen de straling en speciale bevestiging van de pijpen aan ,de pijpplaat m.b.v. ferrules. Men moet hier op-passen voor een te hoge warmteflux.
D~ horizontate gas p'ijpen zijn in twee delen gesplitst,om een groot V.O. te hebben bij niet al te lange pijplengte.
(thermisch zwaar belast)
De WHB heeft een inwendige bypass.
Uit de beschouwing van de warmteoverdracht (zie de berekeningen) blijkt dat AT
ln
=
190 oe laag uitvalt. Voor een kleinere V.O. zou het gewenst zijn om een iets hogere gasuittree temp. te kiezen. (bij v. 3'70 oe _ b T ln=225 °C), àf indien mogelijk eenwat lagere stoomproduktie door een gedeelte van het water in de WHB voor te verwarmen,wat ook tot een grotere AT_Inleidt.
De totale warmteoverdrachtscoëfficiënt bedraagt
~480
W/m2K.,
2 ·
2
1.8
Berekeningen •
.Qn.:!:z~a~eli.!!g.l.
Gegeven is dat het ontzuavelingsvat 2 jaar mee moet
gaan zonder dat de Ni/Mo of Co/Mo-katalysator en het
ZnO-bed vervangen hoeven uorden. Het maximale zuavel
gehalte is 20 mg/Nm
3
•
2 jaar = 16000 uur aardgasverbruik= 33376 Nm
3
/hr
10680 kg 5
Het ZnO-bed kan ongeveer 15-20% van zün eigen geuicht
aan zuavel opnemen. Hieruit volgt dus hoeveel zinkoxide
nodig is.
53400 kg ZnO
Verder gevonden:
Ni/Mo of CO/Mo-hydrogenatie
Space velocity 1000 h-
1
verblijf tijd 3,6 sec
ZnO-bed
vrije ruimte 0,70
Space velocity 300 h-
1
verblijf tijd 12 sec
vrüe ruimte 8,60
dichtheid 5,606
Nodig: Ni/Mo of Co/Mo bed
ZnO-bed
~o~d!n~ ~o~r~e~u~r~e~:Aardgas-1490 kmol/hr
12
0C -
320~C
(42 bar)
14,84.10
6
J/kmo1
lucht-2015 kmo1/hr
o
.
0 (150 C - 600 C 36
614,06.10
J/kmol
Aardgas/stoom I
-360
0C - 600
0C (41
11,27.10
6
j/kmol
bar)
1490
bar)
24-2,21.10
10
J/hr
6,14 MIJ
2,83.10
10
J/hr
7,87 MIJ
+4297 kmo1/hr
6,52.10
10
J/hr
18,12 MIJ
stoom 11 - 540 kmo1/hr
3:10oe -
600 oe (36 bar)
69,43.10
J/kmol
Totaal voorverwarmen:
95,09.10
J/hr
1,41
MW
12,07.10
10
J/hr
33,53
MW
Warmte overdracht radiantsectie:
-Bij
de gekozen massabalans moet de volgende energie
overgedragen worden in de radiantsectie:
Q= 25,50.10
10
J/hr
70,82
MW
Io~n~i~-~o~fig~r~tie~(200
bar synthesedruk)
Benodigde energie:
radiantsectie
lek verliezen
voeding opwarmen
stoom oververhitten
Schoorsteen verliezen
70,82
PlW1,44
MW
33,53
fYlW31,80
PlW6,23
rwlW
143,82
PlW- energie voor de radiantsectie volgt uit de massabalans.
De 1 ekver 1 ie z en zijn ges tel d op 1% van he t ver
_
stook te
.
----aardgas.
- De energie voor het het opwarmen van de voeding volgt
uit de massabalans (zie hierboven).
- De hoeveelheid energie die nodig is voor het
overver-hitten van stoom volgt uit de energiebalans ( zie het
desbetreffende hoofdstuk).
- De schoorsteenverliezen worden bepaald door het rookgas
debiet en de rookgasuitlaat temperatuur.
Verbranding:
10~overmaat lucht
1 kmo1 aardgas
10,9 kmol lucht
1,079 kmol CP2
2,017 kmol
H2
0
8,516 kmol
N
2
0,2018 kmol O
2
11,81 kmo1
9,13%
17,08%
72,09%
1,71%
.
143,82 MW - 13880 Nm
3
/hr= 619,6 kmol/hr aardgas
6754
kmol/hr lucht
7318
kmol/hr rookgas
energie toeu9sging:
energ ie voorverw .lucht (300
't)
energie aardgas
0,5820.10
11
J/hr
5,1772.10
11
J/hr
5,7592.10
11
J/hr
---78,7.10 6 J/kmol rookgas- theoretische rookgas temperatuur
2109 oe
Aan de hand van de
rookgassamenstellin~aae
stralingsflux
bij verschillende harpafstanden en temperaturen berekend
worden. Dit gebeurt aan de hand van de reeds eerder
vermelde berekeningsmethode. De resultaten hiervan staan
in tabe1
.
1. Verwacht wordt, dat door wervelingen de
temperatuur boven in het fornuis niet boven de 1850 oe (2123
0K)
uitkomt. Met een maximaal toelaatbare flux van 120000
W/m
2
lijkt een harpafstand van 1,3 maannemelijk.
Berekening buislengte:
400 buizen
~
= O,lOOm
afstand tussen buizen 0,057m
8 harpen - 10,40m
(len~tefornuis)
50 buizen-
7,85m (breedte fornUis)
doorstromingsoppervlak: 81,68 - 3,14 = 76,54
m2
(correctie voor 400 buisdoorsneden)
Bestraalde lengte= 125,67 m
rookgas: •
1= 2,0328 kmo1/sec
mo
3
0~v
= O,1668(T
+273) m /s (T in e)
Uit rookgas enthalpie berekeningen blijkt dat de uittree
temperatuur uit de radiantsectie 1256
0e bedraagt.
Voor de berekening werd een massaelement van 0,2033 kmol
rookgas genomen en in 17 stappen van 0,1 seconde
afge-koeld naar de eindtemperatuur. In het eerste stadium
wordt de temperatuur op 1850
0e gehouden om de enthalpie
vermindering van de maximale theoretische temperatuur
rookgas enthalpie en de berekeningen van de buislengte zijn te vinden in tabel 2 en 3.
Voor de totale buislengte wordt gevonden: 2592 m Het rendement in de radiantsectie is 44%
Drukva1 eerste reformer:
in:~mol=
5787 kmol/hr~m
= 104628kg/~r
uit:;mo1= 7691 kmol/hr ~m = 104628 kg/hr oT
= 600C P
= 40 bar 9v= 10363 m3/hrT
=
8l50C P
=
35 bar~v=
19617 1Il3/hr gemiddeld:r
=
6,980 kg/m3~~=
14990 m3/hr 4,16 m3/sDe binnen diameter van de buizen is 76 mme
De drukval berekeningen voor verschillendp.aantal buizen is te vinden in tabel 4 •
Uit de berekeningen blijkt dat bij 300 buizen een niet al te grote druk val bereikt wordt. De configuratie die hierboven berekend werd, wordt daarom aangepast van 400 naar 300 buizen.
Nieuwe fornuisconfiguratie:300 buizen
6 harpen - 7,80m 50 buizen - 7,85m lengte buis-8,64m
Het fornuis heeft nu bijna de vorm van een vierkant aangenomen en heeft op die manier de minste lek
ver-liezèn.
-
---.
Per brander kan er 700 KW vermogen geleverd worden. Voor het te leveren vermogen van 144 MW zijn dus 206 branders nodig. Aangezien de branders langs de zijwanden minder vermogen hoeven te leveren worden deze op half-vermogen afgesteld.
nodig: 240 branders
34 per vrije ruimte tussen de harpen. (Bovenstaande berekening geldt voor een synthesedruk van
200 bar. Voor de synthesedruk van 110 bar is geen bere-kening uitgevoerd. Aangenomen kan worden dat de lengte iets langer wordt
Tabel
1:Stralingsflux bij verschillende harpafstanden.
-fK
2200 2150 2100 2050 '/.2000 1950 1900 1850 1800 1750 1700 1650 1600 1550 1500 1450 1400 1350 1300 1250 1200 1150Gebruikt in
0,3m
\J1iri
2 64227 62171 58614 54963 51093 47114 44478 40276 37234 35024-30674 26963 23939 20540 16930 14386 11233 8408 6043 3453 897 0(6):
c
s=
E
\J=
T
\J=
0,6m
IJ/m
2
89534 85825 81717 77020 72199 66271 61835 55802 50431 46685 41677 36183 31700 27343 22963 18318 14458 10863 7209 3999 976 0 o1150 K
28 -1,3m
1,5m
IJ/m
2
IJ/m
2
138046 156355 130348 147328 122401 138278 114580 129244 106672 120154 98827 111206 91055 10234-3 83370 93665 15811 85052 68444 76715 61242 68570 54216 60671 47447 53054 40938 45728 34692 38720 28753 32062 23106 25763 17802 19822 12819 14262 8181 9097 3918 4347 0 0Tabel 2 : Gebruikte ~armteflux en rookgas enthalpie voor 0,20328 kmol. T Q h oK 'uJ/m2 J.l06 Z100 17,870 1900 16,172 1850 126057 15,751 1800 118178 15,330 1750 110310
-1700 102436 14,494 1650 94630 -1600 86905 13,664 1550 79320 -1500 71860 12,841 1450 64555 -1400 57448 12,025 1350 50561 -1300 43932 11,217 1250 3'2565 -1200 31485 10,418 1150 25704 -1100 20242 9,629Tabel 3 : Berekening van de buislengte.
T
v
V AL Q hT
,
oe
m/s
3
m
mJ
J.10
6
oe
1850
4,51
35,41
0,4509
714256
1'l,1561850
1850
4,51
35,41
0,4509
714256
16,442
1850
1850
4,51
35,41
0,4509
714256
15,728
1847
1847
4,50
35,36
0,4502
711463
15,016
1762
1762
4,32
-
33,94
0,4322
609379
14,407
1690
1690
4,17
32,74
0,4169
528494
13,878
1626
1626
4,03
31,68
0,4033
460819
13,417
1570
1570
3,91
30,74
-
0,3914
405086
13,012
1521
1521
3,81
29,92
0,3810
359072
12,653
1477
1477
3,72
29,19
0,3717
319936
12,333
1438
1438
3,63
28,54
0,3634
287004
12,046
1403
1403
3,56
27,96
0,3559
256981
11,789
1371
1371
3,49
27,42
0,3491
234539
11,555
1342
1342
3,43
26,93
0,3430
213362
11,341
1315
131~ 3,3726,49
0,3373
194624
11,147
1291
1291
3,32
26,09
0,3322
178597
10,968
1269
1269
3,27
16
206
0
22044
102722
10,865
1256
1256
509,29m
3
6,48m
1,00.16
6
Tabel
_
4 :Berekening van de drukval door de buizen.
buizen
N400
350
300
250
2,29
2,62
3,063,67
llP/H
bar/m
0,24891
0,32581
0,44443
0,63929
( -1In formule
7):
fp
=
850 m
H m6,48
7,41
8,64
10,37
~Pbar
1,613
2,414
3,840
6,630We willen een idee krijgen van de benodigde V.O.
IS.Dit is
niet relevant voor de energiebalans, maar het is handig bij
de kosten berekening van de fabriek. (vervolg opdracht)
Hiervoor wordt het gemiddeld logaritmisch temperatuur
ver-schil berekend, alsmede een schatting van de warmteoverdrachts
coëfficient. Het berekenen van deze overallcoëfficiënt(k) is
moeilijk. Ze zijn met behulp van de VOl wärmeatlas en gegevens
van DSM geschat.(kugem. 40 W/m
2
K )
Het rookgas volume-debiet bij intrede van het convectiekanaal
2 3
---(frontaal oppervlak
+30 m ) bedraagt zo'n 280 m
/5 •
~vrookgaS
uit 60 m
3
/s • Kortom de snelheid aan rookgaszijde
neemt sterk af en daarmee de warmteoverdrachtscoëfficient.
Verder is, vanwege de lage druk,de filmcoëff. aan rookgaszijde
maatgevend voor de totale k. Dit gegeven gecombineerd met de
bekende gasdichtheden aan de binnenzijde geeft de schattingen
van k in tabel
5Gebruikte formules;
a
=
k A
AT
.6 T
=
f Ä TInWaarin A verwarmend oppervlak en f een correctie factor voor
de kruisstroming is. (waarin oa de warmte
capaciteitsverhou-ding verwerkt is zie VOl)
De rookgas temperaturen in tabel
5berekend.
' I
warmte- Q T 6 T k
v.o .
.
,
"v
rookgas u
wissel.
(HW) (oC) (oC)
(W/m~K)
(m ). 2 (m 3 Is)A 16,17 360 - 120 70 30 7700 B 6,14 455 - 360 134 40 1150 C 3,42 500 - 455 172 45 440 0 31,80 925 - 500 258 60 2050 E 5,86 1025. - 925 491 50 240 F 18,12 1238 - 1025 645 50 560
Tabel 5· warmtewisselaars
convectiezOne-Drukval tweede reformer:
---
Ingang: 1175
0C
35 bar
10221 kmo1/hr
172278 kg/hr
39,638 m /s
4,965 kg/m 3
.
ui tgan'g: 966
0C 33 bar
,
10955 kmo1/hr
172278 kg/hr
9,375 m
3
/s
5,105 kg/m 3
gemiddeld: vo1umedebiet= 9,507 m3/s
dichtheid Pg= 5,035 kg/m 3
katalysator raschigringen: 16-8-16 mm
katalysatorbed
·
38 m
3
·
rp
• •850
m
-1
67 0,35 ·0,68 1,2'5 0,91 2,321
11
111'
Idoorsnede (m)
'4,0
3,5
3,0
lengte bed(m)
3,0
4,0
---5,4
doorstr.op. (m 2 )
12,6
9,6
. 7,1
gassnelheid(m/s)
0,756
0,988
1,
~45P/H
(bar/m)
0,196
0,334
0,619
P
(bar)
0,587
1,337
.
3,344
I ,
Uit de berekeningen blijkt det een tweede reformer
diameter
·
van
~, S'm een acceptabele druk val van l, 3 bar
oplevert. Het is beter om de diameter niet te groot
.- ,
te nemen omdat dan het plug flow-karakter
va~de stroming
door het bed verloren gaat en er verblijftijds'spreidingen
gaan optreden.
Inst~l!i~g_p~oEe~v~ria~e!e~.
Voor de uiteindelijk massabalans zijn de volgende waarden
i:nges tel d.
-Eerste reformer eindtemperatuur
=
B1SoC
~---Stoom/c verhouding
=
3-luchtinvoertemperatuur
=
600
0C
-druk invoer eerste reformer
=
40 bar
ln~o~rin~ ~a~t~rbi~e~
In het uiteindelijke ontwerp is geen gasturbine opgenomen.
Plaatsing ven een gasturbine na de tweede reformer bleek
niet aantrekkelijk omdat de shift en CO
2
-absorber dan niet
vo~doende
kunnen functioneren vanwege de optredende druk
verlaging. Bij het
g~bruikzou het pas
guns~igzijn na de
shift-reactoren de druk weer op te voeren met een compressor
omdat dan een grote hoeveelheid H
2
0 uit het procesgas
verwijderd is.
De andere mogelijkheid, namelijk het uerbranden van een
ge~deelte van het stookgas met de totale hoeveelheid
verbran-dingslucht voor het aandrijven van de luchtcompressor bleek
niet gunstig omdat dan een lage eerste reformer rendement
behaald wordt. Doordat de verbrandingslucht niet meer in de
convectiesektie voorverwarmd behoeft te worden, is de
rookgastemperatuur in de schoorsteen beduidend hoger.
En~r~i~b~h~e!t~.stoken
13B80 Nm
3
/hr
voeding
33376 NM
3
/hr
totaal
47256 Nm
3
/hr
purge
1411 Nm
3
/hr
behoefte 45845 Nm
3
/hr aardgas.
v.o.
Waste Heat BoilerVoor het ontwerp van de WHB is men gebonden aan een maximale
diameter van de mantel. Door een keuze uan de
pijplengte,pijp-diameter en aantal kan men itererend naar een V.O. rekenen.
Uitgangs punten van de berekening:
De straling wordt
ver-waarloosd. Pijp ;d
u
=38mm(1,5 inch) d
i
=28 mm
Filmcoëfficient gaszijde
gas; T 966 oe - 350 oe
water/stoom :
T
325 oe
-is maatgevend voor de totale ku
0<.
(gas stroomt door de pijpen)
1
mis
stel: v
gas
= 15
'
geg.
p
= 33 bar
oe
T=
650
_gas
Twand-
340
0e
1 .
.
=
P1JP
2x4 m
-
c
-p
t
P
A
o LlTln = 190
C =2199
J/kg
=6,88
kg/m
02
=3,5.10
-5
kg ms
/
= 0,14
W/mK
pr =}J-
cp= 0,55
Re
=
P
V9tLsd.;= 8,3.10
4
Nu
=0( idi
X
Met
VOl
Wärmeatlas: Nu
wrijvingsweerstand
'5=
0,02
jJ-= 5/8(Re-1000) pr
1+12,7
~/8(pr-l)
Nu
=
197
0(
mantelziJ'de koken van water
uÀ
d
2/3
T0,45
(1+(
i)
)C.2!..:!.)
TIJ
