De bereiding van butadieen-1,3 uit butenen volgens het Petro-Tex Oxo-D proces

o

0

:

o

o

o

o

\ \

\

\ ,

).

,

'-:; ",:0, f; , :' ,

Nr:

2529

---"._--

---.---

.

_---.-

-

---

--

---..,....

- - - -

...

Laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het 'fabrieksvoorontwerp

-I' • van A. M. Aa~sen en R. H. Boertje ~ , " onderwerp:

.D.E..BER.EI.DING.Y.AN.BllIAD.LEEN:-:l.,J,.UIL ....

.

Bur.E.N.EN.y'QLGE.N.S .. JiE.J .. :eE.I.RQ:-:I EX ..

QXQ:-:P PR

oe

E S

à,dres: Roland Holstlaan 521 te Delft Oude Delft 88 te delft

opdrachtdatum : maart 1982 verslagdatum : juli 1982

o

o

o

o

Q

o

o

o

o

o

Q

Door M.Sitting wordt ~n literatuur (8) een Petro-Tex proces beschreven waarin de uit de reactor tredende gasstroom

~n contact gebracht wordt met een waterige vloeistofstroom.

De pH hiervan is minimaal 10 en er zijn minimaal 200 gewichts

ppm aan opgenomen vastedeeltjes. Een hiervoor geschikte proces vloeistof is het zo genaamde boiler blow-down water. De

carbonyl bestanddelen , zoals aceetaldehyde , acroMine en formamide zullen voor een groot deel in de water stroom

op-genomen worden. De water stroom uit de quenchkoeler M6 zal

een groot deel van de carbonyl bestanddelen bevatten. De totale

hoeveelheid ~s laag zodat het effect voor de verdere berekeningen

klein is.

)

)

,

)

DE BEREI Dl NG VAN BUT ADI EEN - 1,3

UIT BUTENEN VOLGENS HET PETRO-TEX

OXO-D PROCES

juli 1982 _{A.M. Aarsen}

R . H. Boertje

( 11) INHOUDSOPGAVE ( I Titelblad

1

Il Inhoudsopgave

2

III - A Samenvatting 4 ( III - B Conclusies

5

IV Inleiding

7

V Uitgangspuj.~en voor het ontwerp

9

VI Proces beschri jving

12

( VII Procescondities

15

VI Il Berekening van de apparatuur

19

IX Massa en warmtebalans

33

X Overzicht specificatie apparatuur

42

( XI Kosten

47

XII Symbolenlijst

50

)[IIl Literatuuroverzicht

52

XIV Bijlagen

54

(

o

o

o

o

( ( ( { (

o

o

o

o

Bijlagen

1. Fysische constanten en stofeigenschappen van de gebruikte stoffen

2. Explosiegrenzen in lucht

3. Flowsheet reactie sectie

4. Flowsheet opwerksectie

5.

Flowsheet scheidingssectie

( { ( { ( (

o

o

o

lIlA) SAMENVATTING

In dit fabrieksvoorontwerp wordt het ontwerp beschreven van een fabriek voor de fabricage van 90.000 ton/jaar butadieen met als grondstof butenen. Het ontwerp is gebaseerd op het Petro Tex Oxo-D proces, waarbij gebruik is gemaakt van gegevens die bepaald zijn in een laboratoriumopstelling (l).

De buteenrijke voedingsstroom is afkomstig van de naftakraker . De stroom wordt opgeslagen in voedingstanks . De stroom uit de voedingstanks wordt gemengd met stoom en lucht, waarna de stroom een vastbedreactor wordt ingevoerd. In de reactor wordt de butadieen gevormd. De reactie is sterk exotherm en heeft een conversie van 72%,een selectiviteit van 94% en een rendement van 68%. Na de reactor wordt eerst het overtollige water afge-scheiden, waarna de stroom naar de opwerk- en scheidingssectie wordt ge-voerd. Voor de scheidings- en opwerksectie is geen apparatuur berekend.

-,

De investeringen zijn berekend met de methode van Zevnik-Buchanëin en de loonkosten met de Wesselrelatie. De return on investment is niet te bere-kenen, omdat de opwerk- en schei dingssectie niet berekend zijn.

( ( ( ( (

1

IIIB) CONCLUSIES

De oxidatieve dehydrogenering heeft veel voordelen ten opzichte van de conventionele dehydrogenering:

1) de overall reactiewarmte is exotherm

2) door de toevoeging van zuurstof wordt de katalysator door het lucht/ stoom mengsel geregenereerd

3) de conversie, selectiviteit en rendement liggen veel hoger, waardoor . / '

-de scheiding vereenvoudigd wordt

het proces vindt plaats bij + 2 atm in plaats van bij sub-atmosferische druk

, 5) bij het Houdry-proces zal een lek resulteren in het naar binnen lekken van lucht, waardoor er explosies kunnen optreden, omdat er geen stoom aanwezig is zoals bij een oxidatieve dehydrogenering

I

6)

bij het Houdry-proces moet veelvuldig geschakeld worden tussen dehy-drogen eren en afbranderu

7) de stoom werkt temperatuurvereffenend en voorkomt zodoende hot-spots

De nadelen van het proces zijn:

1) niet alle zuurstof reageert, zodat er in het mengsel dat naar de

schei-

---dingssectie gaat nog zuurstof zit

2) de aanwezige lucht reageert niet alleen met de waterstof, maar ook met .~i i_~ de koolwaterstoffen onder vorming van onder andere aldehyden,

koolmono-5

('; xide en kooldioxide

()

3) de lucht kan aanleiding geven tot explosies. door de aanwezigheid van de stoom zal dit in de praktijk wel meevallen

Nader onderzoek is gewenst aan de temperatuurval over de reactor. De hoe-veelheid vrijgekomen warmte berekend uit het verschil in warmte-inhoud van

! de ingaande stroom en de uitgaande stroom is niet gelijk aan de hoeveelheid ,n warmte die vrijkomt volgens de berekening met behulp van de reactiewarmte.

o

Het verschil tussen beide hoeveelheden warmte is 22-30%. Dit verschil kan

r

veroorzaakt worden door niet ideaal zijn van het systeem of door het feit dat we met door c (T) lineair te nemen een niet te verwaarlozen fout

p hebben gemaakt.

( ( ( ( ( ( () () 6

en bedragen 24,1.10 $ (1982). De loonkosten berekend volgens de

Wessel-relatie bedragen 433.000$/jaar (1982). Deze kosten worden gemaakt om de benodigde 24 man in dienst te hebben.

De return oninvestment is niet berekend ,omdat de opwerk- en scheidings-sectie niet doorgerekend zijn.

( ( ( ( ( ( Cl IV) I NLEI Dl NG

Wegens zIJn aanzienlijke economische belang is het niet verwonderlijk dat butadieen gemaakt wordt via een verscheidenheid van routes uit elk van de voornaamste bronnen voor organische chemicaliën, zoals aard-olie, steenkool en landbouwproducten. Butadieen is een grondstof voor de fabricage van rubbers en een aantal plastics.

Tegenwoordig is de commerciële productie volledig gebaseerd op routes die uitgaan van aardolieprodukten. Een drietal verschillende aanpakken zijn te onderscheiden.

De winning van butadieen als bijprodukt bij de kraking van lichtere aardoliefracties zoals nafta. De opbrengsten naar etheen van dit soort processen zijn aanzienlijk. Deze route wordt vooral in Europa en Japan

7

I] toegepast. Bij de overschakeling op Noordzee aardolies zullen de

opbreng-sten aan butadieen teruglopen, waardoor andere processen nodig worden. In de Verenigde Staten heeft men de beschikking over "wet-natural" gas voorraden waaruit ethaan en propaan kunnen worden afgescheiden.

() Hierdoor waren er nauwelijks

r

~~~akprocessen

nodig in de Verenigde

/

~-Staten. Gevolg was dat er

pro~~-Ssen

voor de productie van butadieen uit butenen ontwikkeld werden. Deze processen zijn voornamelijk geba-seerd op .dehydrogeneringsroutes. De rol van deze routes lijkt in de Verenigde Staten uitgespeeld daar ook in de Verenigde Staten de kraak-processen in opkomst zijn vanwege de toegenomen prijs van het gas(8,24). Dehydrogenering van butanen en butenen met behulp van een katalysator is een tweede mogelijkheid. Opbrengsten van zo'n 30 à 40 % per pass zijn gebruikelijk.

De derde aanpak is de oxidatieve dehydrogenering van butanen en butenen . Ten einde de reactie meer compleet te laten verlopen wordt een oxida-tief systeem gebruikt om met de vrijkomende waterstof te reageren. Opbrengsten van 80% per pass worden via deze route gehaald.

Zuiveringsprocessen zijn na de reactiesectie noodzakelijk om tot een

verkoopbaar product te komen. De zuivering wordt meestal bereikt met een extractieve destillatie.

Er zijn een aantal verschillende processen beschikbaar voor de berei-ding van butadieen. het Houdry proces is vooral tijdens de tweede wereldoorlog toegepast. Dit hydrogeneringsproces werkt met een aantal in wisselbedrijf bedreven vastbed katalysatorbedden. Dehydrogenering met een halogeen als hulpstof wordt toegepast in het SH ELL I DAS en

_

._

--het DOW proces. Vanwege de hoge prijs van de hulpstof dienen de verliezen beperkt te worden, hetgeen uitgebreide voorzieningen vergt.

c

( ( ( (

o

o

o

De oxidative dehydrogenering zoals toegepast in het Phillips OXD en het Petro-Tex Oxo-D proces gebruiken geen hulpstof.

Er zijn aanwijzingen dat deze oxidatieve processen de belangrijkste worden voor de bereiding van butadieen.

De beschrijving van een proefopstelling van het Petro-Tex proces (1) ligt ten grondslag van dit fabrieksvoorontwerp. Vanuit deze proefopstel-ling en met de gegevens moest een fabriek met een capaciteit van 90.000 ton butadieen per jaar ontworpen worden.

(

(/

~

I

V UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

5 -lGrondstoffen

Bij dit fabrieksvoorontwerp is uitgegaan van een fabriek met een capaciteit van 90.000 ton butadieen per jaar met 8000 bedrijfsuren.

De grondstoffen voor het proces zijn lucht, lage druk stoom en buteen . De lucht en de lage druk stoom zijn ter plaatse beschikbaar. Totaal is er per

o

0

jaar 21. 000 ton lucht nodig en 71. 000 ton stoom. De buteenrijke stroom is

.-

---

~

afkomstig van de naftakraker en wordt opgeslagen in tanks. Per jaar is er 140.000 ton buteen nodig. De samenstelling van de buteenvoeding staat vermeld in tabel 5-1 (1). Component butaan neopentaan t-buteen-2 c-buteen-2 butadieen-1,3 mol % 4,75 0,52 52,02 42,49 0,.23

Tabel 5-1 Samenstelling buteen voeding

Binnen het prqces is er een recycle stroom van de scheidingssectie naar de buteenstroom van 25.000 ton per jaar.

~

Naast butadieen worden er nog bijprodukten gevormd: 730.000

~

water per jaar, 14000 ton CO

2 per jaar, 6900 ton n-butaan per jaar en 94.000 ton andere produkt en per jaar.

( ( l ( ( [)

o

In de scheidingssectie komen de gasvOrmige bijprodukten vrij, die

na verbranding ges puid worden via de schoorsteen. Het water dat

in de reactiesectie vrijkomt, bevat een kleine hoeveelheid kool-waterstoffen en wordt via een afvalwater installatie gespuid.

5-2 Fysische constanten

De fysische constanten die nodig zijn voor de berekeningen staan of afzonderlijk bij de berekeningen vermeld of in bijlage 1

Of

in bijlage 1 staat een verwijzing waar de constanten te vinden zijn. Aangezien we niet met zuivere stoffen werken doch met mengsels, zijn de eigenschappen van het mengsel als volgt berekend:

C =~x

. .

C.

m I l

waarin:

C = de eigenschap van het mengsel

m

x.

= fractie waarin stof i in het mengsel voorkomt

1

C. = de eigenschap van de zuivere stof.

1

5-3

Corrosie, exfbsie en giftigheid

CS-I)

Door de aanwezigheid van een stoom-lucht mengsel en zure

componenten zoals bijvoorbeeld acr!"cl\ne, zijn de

proces-stromen corrosief en is het gebruik van roestvrijstaal in plaats van koolstofstaal aan te bevelen.

.. '

'Uit bijlage 2 blijkt dat indien er tussen de 1,6 en 10 volume procenten buteen in lucht aanwezig zijn, er een explosie kan ontstaan. Voor butadieen geldt dat er een explosie op kan treden als er tussen de 1,4 en 16,3 volumeprocenten in lucht aanwezig zijn. De grote hoeveelheid stoom die aanwezig is in de proces stroom zal echter de kans op explosies doen afnemen.

De butenen en butadieen geven allen bij inademing aanleiding tot hoesten, duizeligheid en sufheid, terwijl buteen tot bewusteloosheid kan leiden (23).

5.4 Milieu aspecten

De afgassen worden verbrand tot onschadelijke stoffen en via de schoorsteen geloosd. Het water dat geloosd wordt. bevat onopgeloste koolwaterstoffen en zal gezuiverd moeten worden. De hoeveelheid koel water die wordt gebruikt (360.000 ton per jaar) is niet zo groot en zal geen belasting voor het milieu vormen.

De hoeveelheid koelwater in de scheidingssectie is· niet berekend maar zal ongetwijfeld groot zijn. De totale hoeveelheid water zou eventueel een thermische belasting voor het milieu kunnen vormen •

( ( ( ( ( (

o

o

VI PROCESBESCHRIJVING

Het procesontwerp voor de butadieen - 1,3 bereiding is te scheiden in een reactie sectie en een scheidingssectie .

6-1 Reactiesectie

Het ontwerp van de reactie-sectie is gebaseerd op het Petro-Tex Oxo-D proces zoals dat beschreven staat in de literatuur 0,3,4,5,6). De buteenstroom afkomstig van de nafta-kraker wordt opgeslagen in voedingstanks die op 40° C gehouden worden. Aangezien de ver:al~e

~"

---dampspanning van buteen bij 40° C ongeveer 3,5 atm. is, is de druk van deze stroom gelijk aan 3,5 atm. De buteenstroom wordt opgewarmd tot 343°c met behulp van de reactor-uitlaat en daarna de reactor ingevoerd. De luchtstroom wordt met een turbocompressor op druk gebracht en daarna gemengd met de lage druk stoom. Daarna wordt ook deze stroom opgewarmd tot 343°C met behulp van de reactor-uitlaat. Vlak boven het katalysatorbed worden de lucht/stoom stroom en de buteenstroom gemengd en daarna het katalysatorbed ingevoerd. In de reactor, die adiabatisch werkt, vindt dan de omzettingsreactie plaats. Aangezien de overall reactie exotherm is, heeft de reactoruitlaat een hogere temperatuur dan de stroom die de reactor ingaat.

Deze warmte wordt benut om de voeding op te warmen. De produkt stroom heeft na de warmtewisselaars een temperatuur van 370°C en wordt in een quenchkoeler afgekoeld tot 95°C. In de quench wordt het grootste deel van het water afgescheiden, het produkt blijft in de gasfase . Deze gas-vormige stroom wordt eerst gecomprimeerd tot een hogere druk en daarna in een luchtkoeler gekoeld tot 50°C. Het gecondenseerde water wordt in een scheidingsvat afgescheiden door bezinking. De product stroom wordt daarna met koelwater gekoeld tot 25°C, waarna opnieuw het geconden-seerde water wordt afgescheiden in een scheidingsvat . De gasstroom gaat naar de scheidingssectie . Het water dat wordt afgescheiden in de scheidingsvaten een een klein deel van het quenchkoeler water wordt geloosd.

( ( (

<

î

J

) Î

Voor het opstarten is een fornuis of hot-oil nodig om de lucht/stoom stroom te verwarmen. De buteenstroom moet met hot-oil of stoom opgewarmd worden omdat er anders kraking kan optreden. De

warmte-inhoud van stroom 7 en stroom 6 moet dan gelijk zijn aan die tijdens normaal bedrijf. De afzonderlijke stromen kunnen een andere warmte inhoud hebben.

Een andere mogelijkheid is opstarten met behulp van recirculatie. De reactor-uitlaat wordt dan gerecirculeerd totdat de gewenste

temperaturen zijn bereikt.

6-2 Scheidingssectie

De scheidingssectie is onder te verdelen in twee delen. Het eerste deel. weergegeven in processchema 2. is een opwerksectie waaruit een C 4-stroom komt. De kookpunten van de C 4-componenten liggen zeer dicht bij elkaar (bijlage 1). hetgeen een extractieve destillatie noodzakelijk maakt. Dit

tweede gedeelte is in processchema 3 weergegeven. De beide proces schema 's bevinden zich in de bi jlagen.

De ruwe butadieenstroom van de reactie sectie wordt eerst op een druk van

5

atm gebracht. Dit heeft als voordeel kleinere afmetingen van de appara-tuur, een betere absorptie in de olie en de condensering van de topstromen van de destillatietorens kan met koel water plaatsvinden. De gasvormige produktenstroom wordt in een absorptietoren in contact gebracht met een absorptieolie • Hierin worden de koolwaterstoffen in de lichte nafta geabsor-beerd om vervolgens in een stripper weer vrijgemaakt te worden.

Het topproduct van de strippertoren wordt in een destillatiekolom gescheiden in drie stromen. Het topproduct dat voornamelijk uit propaan en ethaan zal bestaan, zal in het algemeen als brandstof gebruikt worden. Een zijstroom zal alle C 4-producten bevatten. Het bodemproduct bestaat voornamelijk uit neopentaan en zal ook als brandstof gebruikt worden.

De kookpunten van alle componenten in de C 4-stroom liggen zeer dicht bij elkaar waardoor een speciale scheidingstechniek nodig is. De scheiding van butadieen uit de C 4-stroom via een extractieve destillatie is een veel toege-paste methode. Er zijn verschillende varianten van de procesvoering in de handel. Ook is er een diversi.#l:eit van oplosmiddelen te verkrijgen zoals

(

(

.,-.

-

..

)

dimethylformamide, dimethylaceetamide, furfural, N-methylpyrrolidon of acetonitril.

I.n een destillatiekolom wordt het c-buteen-2 als bodemproduct gewonnen. Deze stroom wordt naar de reactor voedingsstroom terug gevoerd. Het topproduct wordt ingevoerd op 1/3 van de absorptiekolom . Als absorptiemiddel wordt furfural met 4% water gebruikt (25). Deze oplosmiddelstroom wordt op 2/3 van de kolom ingevoerd. De absorptiekolom is nu te scheiden in een stripsectie en in een rectificatiesectie en een oplosmiddel terugwinningssectie •

Het topproduct van de absorptiekolom bevat voornamelijk butaan en buteen-1. Deze stroom zal ook als brandstof gas gebruikt worden.

I n een stripper worqt de geabsorbeerde butadieen uit het oplosmiddel vrijge

-maakt.

In een laatste destillatiekolom wordt de butadieen gescheiden van de t-buteen-2 dat als bodemproduct wordt afgescheiden. De t-buteen-2 stroom wordt naar de reactorvoedingsstroom teruggevoerd. Het topproduct bestaat uit de butadieen van voldoende zuiverheid om het product direct verder te kunnen gebruiken .

L ( ( ( ( (

o

o

o

o

VII PROCESCONDI TI ES 7.1 Reacties

De voornaamste reacties die optreden bij de oxidatieve dehydrogenering van but een zijn:

C 4H8 ' ~ C4H6 + H2 H 2 +

t

G2 - 4 H20

AH =

+ 117,6 kj/mol

AH

= - 243,6 kj/mol

De overall reactiewarmte is dus in het geval van de oxidatieve hydrogenering exotherm en in het geval van de conventionele hydrogenering endotherm. Een ander voordeel van de toevoeging van zuurstof is dat de katalysator door het stoom/lucht mengsel ge-regenereerd wordt. Er zijn natuurlijk ook nadelen verbonden aan de aanwezigheid van zuurstof in het reactiemengsel.

Ten eerste zal de aanwezige zuurstof niet alleen met waterstof reageren, maar ook met de aanwezige koolwaterstoffen , zodat er onder andere aldehydes, koolmonoxyde en kooldioxide gevormd worden.

Ten tweede kan de aanwezigheid van zuurstof explosies tot gevolg hebben, maar dankzij de grote overmaat stoom vermindert de kans op explosies aanzienlijk.

( ( ( ( ( (

o

o

o

l '

De toepassing van stoom heeft naast het terugdringen van het explosiegevaar ook nog de eigenschap temperatuurvereffenend te werken en zodoende hot-spots te voorkomen.

Een ander voordeel van de oxidatieve hydrogenering is dat de

selectiviteit en conversie hoger liggen dan bij de conventionele

r

processen, hetgeen de scheiding vereenvoudigt.

7.2 Samenstelling voeding en effluent

Volgens literatuur (1) is de voeding en effluent samenstelling

yermeld in tabel 7-1 representatief. ~

.

~

.

p-'

[#

~

Component Voeding Effluent Effluent

CH 4 0,00 0,03 0,03 CO 0,00 1,48 1,34 C₂ 0,00 0,13 0,12 CO₂ 0,00 12,03 10,89 C 3 0,00 0,20 0,18 n-C 4 4,75 4,52 4,09 neo Cs 0,52 0,67 0,61 buteen-1 0,00 1,39 1,26 t-buteen-2 52,02 16,47 14,91 c-buteen-2 42,49 8,66 7,84 butadieen 0,23 63,98 57,90 vinylacetyleen 0,00 0,22 0,20

I

0,00 0,12 aceetaldehyde 0,13 furan 0,00 0,24 0,22 acreoline 0,00 0,10 0,09 formaldehyde 0,00 0,22 0,20 ~OO,OO 110,51 100,00

\

ty1.

.

~ ,

( ( ( ( ( ( ;!. 0 E ~ IV

0

';" IV c: Q) i j '" :; III

0

()

o

(' 80 600

Temper.lvre ris •. ·F Mol percent converSIon

Temperature rise at different conditions of selectivity

an-d steam tobutyienes ratio.

Figuur 7.1 .It!.' .00 [

1.a.t;m

r -_ __ _ ~----~----~----T'--~~~~~---.---, Sf01fI":I"/lly 90

·

~ 80

f

:t

I I '8 20 22 y ... I~

-28 30

Effect of inlet pressure on se!ectivity and yield ..

Figuur 7.3

Oxygen: butylene ratio

. .. Theoretical yield versus oxygen: Butylene ratio 8S

mdlcated mol percent selectivity.

( ( ( ( ( (

o

o

o

Uit de effluent samenstelling vallen nu achtereenvolgens de conversie X, de selectiviteit S en het rendement Y te berekenen. Volgens (1) geldt:

mol buteen omgezet. 100 == 94,51 - 26,52 x 100 == 71 ,94 mol % (7-1)

X -mol buteen in voeding 94,51

mol butadieen gevormd 100 == 63,98 - 0,23 x 100 == 93,76 mol % (7-2) S == mol buteen omgezet 94,51 - 26,25

X . S == 71,94 x 93,76 == 67,45 mol % (7-3)

Y == 100 100

7.3 Overige procesvariabelen

Het temperatuurprofiel over de reactor is volgens (1) gelijk aan 1070°F - 650°F == 575°C - 343° C == 410°F == 232° C. Uit de ~ ~. :\, temperatuurstijging in de reactor van 400° F volgt dat de stoom/

)'~

r

buteen verhouding gelijk is aan 16 (zie figuur 7-1). Uit het

, L

rendement van 67,45 mol % volgt een zuurstof/buteen verhouding van 0,59 (zie figuur 7-2).

Ook geldt volgens (1) dat de inlaatdruk van de reactor niet boven de 30 psia mag komen, omdat dan het rendement afneemt. De inlaatdruk van de reactor is daarom gekozen op 2,1 atm. (zie figuur 7-3).

De drukval in het systeem is als volgt gekozen: 0,5 atm. over de kleppen en 0,2 atm. over de warmtewisselaars. De drukval over de leidingen is gelijk gesteld aan 0 atm., alhoewel de drukval in de praktijk groter zal zijn.

7.4 Katalysator

De katalysator gebruikt in het Petro-Tex Oxo-D proces bestaat uit een ferriet, gemodificeerd met een van de volgende metalen: magnesium, zink, cobalt, nikkel of een mengsel van deze metalen (3,4,5,6).

(

c

(

I

(

c

(

o

o

o

Eventueel wordt hieraan nog fosfor toegevoegd. Dankzij de

aanwezigheid van stoom en lucht wordt deze katalysator geregenereerd. Door voor gebruik de katalysator met waterstof te reduceren bij 650-8500 _{F, wordt een katalysator verkregen met een langere levensduur.} De katalysator is gecoat op een drager aanwezig of in de vorm van 3/16 inch = 5 mm pallets.

Aangezien er om de zoveel jaar een nieuw octrooi uitkomt, wordt er nog steeds onderzoek gedaan naar verbeterde katalysatoren.

Nieuwe processen volgens dit principe worden echter niet meer ontwikkeld zoals uit ons literatuuronderzoek is gebleken.

( ( ( ' ( ( ( (I

o

o

o

VIII BEREKENING VAN DE APPARATUUR

8-1 Compressor Cl

Deze turbocompressor verhoogt de druk van 7,254 kg/s lucht van 1 atm. naar 2,8 atm. Bij omkeerbare isotherme compressie bedraagt het as vermogen dat aan de compressor toegevoerd moet worden (10): PI P 105 1

lP

P

=

P ff == (2\

_~

In 2 == 7,254 x1,185 as e

m

"}tot ") tot 1260,6 kW Û' waarin:

v

== massastroom lucht in kg/s == 7,254 kg/s m PI == ingangsdruk in N/m2 == 105 N/m2 0,5 --:-x In 2,8 (8-1) P 2 == uitgangsdruk in N/m2 == 2,8 x 105 N/m2

== dichtheid van de lucht bij de ingangsdruk in kg/m3 == 1,185 kg/m3 '7tot ==

'7

hydr . ( vol.

1.

mech == 0,5

'?hydr == 0,8 '?vol == 0,9

{mech == 0,7

8-2 Tank V

2-In deze tank wordt de buteenrijke voeding afkomstig van de naftakraker opgeslagen en op 40° C gehouden. Door de verhoogde druk bevindt de buteen zich in de vloeistoffase . Twee tanks met ieder een capaciteit van 2000 m3 zijn voldoende om de fabriek 5,5 dagen draaiende te houden.

8-3 Warmtewisselaar H 3_

In deze warmtewisselaar wordt 24,590 kg/s stoom en 7,254 kg/s lucht opgewarmd van 169, 5°C tot 343°C, de reactor-inlaat temperatuur.

l ( ( ( ( (

c

(i

o

o

De benodigde warmte wordt onttrokken aan de produkt stroom die de reaktor verlaat. Deze stroom wordt dan afgekoeld van 575°e tot T oe.

x De hoeveelheid overgedragen warmte Qi is gelijk aan:

. w

Qiw

=

Q7 - Q5

=

77883,815 - 67761,748

=

10122,067 kW (8-2)

Ook geldt dat:

(8-3)

waaruit volgt dat Q10 = 89945,193 kW. De temperatuur T x wordt nu als volgt bepaald via het iteratie-proces vermeld in figuur 8-1.

/' 0,2

%

~ figuur 8-1:

bepaling van T

x

Het bli jkt dat T x

=

440° e en

Q~~r

=

89864,820 kW. Het benodigde oppervlak kan nu berekend worden met de volgende formule (11):

A = Qi w U. J).1i In waarin:

=

10122,067.1000 852.250,76 2 = 47,38 m (8-4)

IJ.T

= (4LO -

169,5) - (575 - 343)

=

250,76°e

In In 270,5/232

(8-5)

2

U = 100 - 200 BTU/ft .hr. oF volgens <1Z) voor een stoom/lucht

-1

y f r

-kool waterstofcontact .

U = 150 BTU/ft2 .hr. OF = 5,68 . 150 = 852 W/ m20C (11)

"

----

.. - "...-"

Bij het gebruik van pijpen met een manteldiameter van 0,05 m levert dit voor de totale pijplengte L:

L = 47,38

₁₇

0,05 = 301,6 m. Bij gebruik van pijpen met een lengte van 6 m zijn er 51 pijpen nodig.

( ( ( (

c

c

o

o

o

('> 8-4 Warmtewisselaar H 4

In deze warmtewisselaar wordt de buteenstroom uit van V 2 opgewarmd

van 40°C tot 343°C, terwijl de stroom ook nog verdampt. De benodigde

warmte wordt onttrokken aan de produktstoom die warmtewisselaar H3 verlaat. De produktstroom wordt dan afgekoeld van 440°C tot T oe. T

x x

wordt bepaald via het iteratieproces vermeld in figuur 8-1. De hoeveelheid overgedragen warmte Ql :

w

Qlw = Q6 - Q4 = 3322,481 - (-1786,118) = 5108,599 kW (8-6)

De warmte inhoud van stroom

4

is negatief omdat stroom

4

zich in de vloeistoffase bevindt, terwijl de koolwaterstoffen bij 25° e in de gasfase als referentie gekozen zijn:

Q4 =~Ql _m •

C

_p (40 - 25) - ~Ql _{- m} • Q (40°C) _v (8-7)

Omdat ook geldt:

Qlw = Q10 - Q9 = 89945,193 - Q9 = 5108,599 (8-8)

volgt daaruit dat Q9

=

84836,594 kW

Via het iteratieproces in figuur 8-1 vinden we voor T :

ber x

T x= 370°C en

09

= 84794,242 kW.

Het benodigde oppervlak kan dan berekend worden:

A =

Ow

=

5108,599 . 1000

=

118,16 m2 (8-9)

lJ":".1T

In 227,2. 190,3 waarin:

Ó

T = (370 - 40) - (440 - 343) = 190,3°e (8-10) In In 330/97 2

U = 20 - 60 BTU/hr.ft . OF volgens (12) voor het contact tussen twee

organische stoffen.

2

( ( ( ( (

o

o

o

o

Bij gebruik van pijpen met een manteldiameter van 0,05 m levert dit voor de totale pijplengte L:

L = 118,16 = 752,3 m. Bij gebruik van pijpen met een totale lengte van 6 0,05

in zijn dus 126 pijpen nodig.

8-5 Reactor

RS--De reactor R5 is een axiaal doorstroomde vastbed reactor met een zink-ferriet katalysator. De reactor mag adiabatisch verondersteld worden. De katalysator kan eventueel gemodificeerd zijn met MgO, FeO en of ZnO. De katalysator bestaat uit 5 mm pallets.

a) Massabalans over de reactor

I n de reactor moet 90.000 ton butadieen - 1,3 per jaar worden geproduceerd. Uitgaande van 8000 bedrijfsuren per jaar komt dit neer op 11 ,25 ton

I

uur of 3,125 kg

I

s of 57,8 mol

I

s butadieen. Met een rendement van 67,45 mol %

betekent dit dat er 85,65 mol

I

s buteen nodig is.

Met de in 7-2 gegeven en gecorrigeerde voedings- en effluentsamenstelling is

22

het nu mogelijk een massabalans over de reactor op te stellen. Met een stooml

buteen verhouding van 16 en een zuurstof/buteen verhouding van 0,59 zijn ook de benodigde hoeveelheden lucht en stoom in de voeding te berekenen. De hoeveel-/,1 heid 02 in het effluent is:

( I

t

(8~81

-

~~952)

= 19,664 mol

I

s

°

2, want er is

t

mol 02 nodig per mol ç' but een . De hoeveelheid stoom in het effluent volgt uit het feit dat de massabalans

over de reactor kloppend moet zijn.

Component Voedi ng Produkt

molls kg/s mol/s kg/s CH 4 0 0 0,027 0,000 CO 0 0 1,337 0,037 C 2 0

°

0,117 0,004 CO 2 0

°

0,868 0,478 C 3 0 0 0,181 0,008 n-C 4 4,291 0,249 4,083 0,237 neo C 5 0,470 0,034 0,605 0,044 buteen-l 0

°

1,256 0.070 t-buteen-2 46,995 2,636 14,879 0,835

( (

c

(/)

(

o

o

o

c-buteen-2 38,386 2,153 7,824 0,439 butadieen 0,208 0,011 57,800 3,126 vinylacetyleen

°

°

0,199 0,010 aceetaldehyde

°

°

0,117 0,005 furan

°

°

0,217 0,015 acreoline

°

°

0,090 0,005 formaldehyde

°

°

0,119 0,007 zuurstof 50,375 1,612 19,664 0,629 stikstof 201,500 5,642 201,500 5,642 totaal 342,225 12,337 320,963 11 ,591 water 1366,096 24,590 1407,556 25,336 totaal 1708,321 36,927 1728,519 36,927

-

-tabel 8-1: voeding en effluent samenstelling

b) Katalysatorvolume

In de reactor moet 11,25 ton / uur geproduceerd worden. Met een dichtheid van butadieen van 0,6211 ton / m3 levert dit een volume stroom <2l van

-~ :________ ---~ --- -.- v

18,113 m /uur. Volgens (1 ) geldt voor 1,5

L

LHSV

L

3 dat LHSV weinig invloed heeft op de conversie en de selectiviteit. We kiezen voor LHSV = 2.

(/

Dit levert voor het volume van het katalysatorbed: V

kat = 18

₂

113 = 9,05 m

3 _{voor een opbrengst van 100 %.}

Je-..-,.L- Lrt sJ

'\/"1

?

1 '

Het rendement is echter slechts 67,45 md %, dus c / l V

k at = 9,05/0,6745 = 13,43 m3 .

Volge~

-

~

-

(

i

5

-

is

de L/D verhouding gelijk aan 2,25. Hieruit volgt voor de reactor een lengte van 4,415 m en een diameter van 1,965 m.

Het volume van de voeding aan de reactor inlaat bij 1 atm en 288° K = 15°C bedraagt: V = z . n . R . T = 1 x 1708,321 x 82,05 x 10-6 x 288 = 40,37 m3 (8-11)

P 1

Dus)Z) Cl atm, 288° K) = 40,37 m 3/ s

v

De volume stroom bij een andere druk en temperatuur wordt berekend met behulp van de ideale gaswet:

I

~

( (

c

(

o

o

o

c) Drukval over de reactor

.De drukval over het katalysatorbed is te berekenen met behulp van de relatie van Ergun (I?):

2

Ä

p = L • ~ • (1

-38

d [. P . ( 150

.?

(1 -

t.)

+ 1, 75 ) ( ~. v • d P voor v geldt: v

=

0

=

0

--...::L ~ voor ~ geldt:

1T

R _{V kat}

=

0 ,

in m

0

_v L

Met behulp van (8-11) en (8-12) is te berekenen:

o

(2,1 atm, 616°K) = 43,17

m

3

/s.

Dit levert:

v

~

=

36,927

=

0,86 kg/m3 43,17 en v = 43,17 . 4,415 = 14,22 mis 13,43 (8-13) (8-14)

Vullen we nu (8-13) in met deze gegevens en de gegevens uit tabel 8-2, dan vinden we

II

p

=

19,2 atm en dat is veel te hoog.

I

d

=

5

mm

E

=

0,43

"

_{I =1,5}

-5

_Ns/m 2

tabel 8-2

Vandaar dat er gekozen wordt voor een andere benadering. StelL'lp = 0,5 atm,

zodat de uitlaatdruk van de reactor 1,6 atm is en de stroom dus zonder

verdere compressie door de warmtewisselaars H3 en H 4 gaat. Via een iteratie moeten nu die v en L gevonden worden die bij

A

p = 0,5 atm horen.

Het iteratieproces loopt zoals geschetst in figuur 8-2

Bereken L

Stop

figuur 8 - 2 : bepaling van v en 1.

( ( ("

r

c

( ()

c

Het blijkt dat voor v = 4,15 mis en L = 1,29 meen drukval van 0,499 atm wordt gevonden. Bij L = 1,29 m hoort een diameter D van 3,64 m.

(1) Ideale propstroom

Volgens (11) en (16) heerst er in de reactor een ideale propstroom indien:

Re

>

104

Re ) 10 P

L

I

dp ) 100

DI

dp) 10

I nvullen van onze waarden levert:

Re

=

~

.v.D

I')

= (0,86 x 4,15 x 3,64)/1,5 x 10-5

=

8,66 x 105) 104

-3

-5

3>

Rep =~.v.dp/? = (0,86 x 4,15 , 5 ,10 )/1,5 x 10 = 1,19 x 10 10 L/dp

=

1,29

I

5 x 10-3

=

258> 100

D/dp = 3,64

I

5 x 10-3 = 728> 10.

Er mag dus aangenomen worden dat er in de reactor een ideale propstroom heerst.

e) Warmtebalans over de reactor

De geproduceerde warmte op basis van de warmtebalans:

I I De geproduceerde warmte op basis van de vormingswarmten van de gevormde stoffen:

Er wordt gevormd per seconde 1,337 mol CO 10,868 mol CO 2 41,46 mol H 20 57,592 mol butadieen 1,256 mol buteen-1

11

H = -26,42 Kcal/mol

Á

H = -94,05 Kcal/mol

Il

H = -57,80 Kcal/mol

IJ.

H = 26,75 Kcal/mol

11

H = 0,208 Kcal/mol Deze vormingswarmten zijn echter bij 25°C (18)

H25 =~ 0m6H = 8009,347 kW

H575 = H25 + cp

(29:

25)

=

8009,347 + 6738,729 =

14714,587 kW.

De waarde gevonden onder I I ligt lager dan de waarde gevonden onder I. De oorzaak van dit verschil kan liggen in het feit dat het temperatuur-verschil van de pilot plant reactor niet overpenomen mag worden,

Een andere reden kan zijn dat het systeem niet ideaal is zoals wij hebben aangenomen ~

( ( { ( (

c

( ()

o

8-6 Quenchkoe Ier M6_

a) Berekening van de benodigde hoeveelheid water

-In de quenchkoeler M-6 wordt de produkt stroom 9 snel afgekoeld met water van 50°C. Er wordt aangenomen dat de uitgaande stromen zich op 95°C bevinden,

waardoor een groot deel van het water uit de produkt stroom wordt verwijderd. De hoeveelheid water die nog aanwezig is:

P damps panning = 1~~26 = 71,5 mol %

P tot 14,28 x 1,2

(8-16)

26

Er is 320,963 mol over~O, 715 x 320,963

=

229,489 m~/s water

=

4,131 kg/s

water gaat mee met de topstroom van de quench. Derterende 21,205 kg/s wordt

afgevoerd via de bodem van de quench.

,/-De hoeveelheid warmte die moet worden afg;y6erd:

,

Q = Q9 - Q11 - 21,205 x (95 - 25) x 4,1868 x 1,00195 = 66969,240 kW

Deze hoeveelheid warmte warmt q kg/s water op van 50°C naar 95°C:

66969,24 = q x 45 x 1,00205 x 4,1868 waarui t volgt dat q = 354,725 kgl s. b) Berekening diameter

Als uitgangspunt bij de berekening van de diameter van de quench is genomen

dat een druppel van 1 mm juist niet met de gas stroom omhoog gesleurd wordt, dus V = V

g s

Volgens (11) geldt in dit geval:

schijnbaar gewicht = weerstandskracht

{L .

d d 3 •

(e

I

-~

g) • g = C w·

y.

2 V2

d .!.~g. s d 8

Voor Re) 103 geldt C = 0,43. Invullen levert: w

V s = 1,76

V

(~ I - ~ g) . g . d u \

~

De enige onbekende isP g : 0 g =

0

-\ \ m,lD

Q5

_{v, In}

-M.b.v. (8-11) en (8-12) vinden we :

0

_{v ,in} = 75,993 m3 zodat

~=

36,927 = 0,486 kg/m3 75,993 (8-17) (8-18)

Invullen van de rekengegevens uit tabel 8-3 in formule (8-18) levert: V = 7 , 905

mi

s .

( ( ( ( ( (

o

o

o

o

De diameter van de quench volgt uit de doorsnede

2

5:5=0 _v =75,993=9,613m.

V

_g 7,905

'Hieruit volgt een diameter D van 3,50 m.

~ L = 1000 kg/s

~

g = 0,486 kg/m3

o

= 36,927 kg/s

m

tabel 8-3

c) Berekening van de hoogte

2 g=9,81m/s d = 0,001 m u Q5 . =75,993m3/s V,ln

Voor de berekening van de hoogte gaan we uit van een gemiddelde druppel-diameter van 3 mm. Achtereenvolgens worden berekend:

1) de warmte Q nodig om één druppel op te warmen o

2) de warmtestroom van het gas naar de druppel 3) de tijd nodig voor de opwarming van één druppel 4) de hoogte van de quench.

De gegevens nodig voor de diverse berekeningen staan in tabel 8-4

e

L = 1000 kg/m3 dd

= 3

mm

-8 3

Vd=1,4x10 m c = 1 kcal/kgO C p

.ó

T = 45°C

o

-5

m=,L.Vd = 1,4x10 kg tabel 8-4 ad 1) Q = m. c • ~ T = 2,64

1

o p

-5

2 Ad = 2,83 x 10 m

/1

T In = (370-95) - (95-50) = 127, PC In 275/45

u

= 350 - 750 BTU/hr ft20 F (2) 2 .-U = 550 x 5,68 = 3124 Wim °C ad 2) Q5 w,o = U.Ad.ÄT = 11,241/s In ad 3) t = Qo = 2,64 = 0,235 s

o

11,24 W,o

De stationaire valsnelheid voor een druppel van 3 mm is met (8-18) te berekenen: V = 13,693 mis. De absolute valsnelheid van de 3 mm

s

druppels bedraagt nu: V = 13,693 -7,905 = 5,788 mis

ad 4) H = t . v = 0,235 x 5,788 = 1,36 m

Rekenen we boven 1 m extra voor de sprceiinstallatie en beneden 1 m extra voor een waterniveau, dan wordt de totale hoogte 3,36 m.

( ( ( ( ( (

o

o

o

o

28 8-7 Compressor C7

De turbocompressor C7 moet stroom 11 comprimeren van 1,2 atm tot 1,4 atm. De berekening gaat analoog aan die voor Cl. De dichtheid ~ wordt ook nu

weer met behulp van (8-11) en (8-12) berekend:

~=

15,772/13,843 = 1,136 kg/m3 Dit levert voor het asvermogen dat aan de compressor toegevoerd moet worden

(0):

PI

Pas

=

P eff

= _0_

_{m_·}

_~~_.I_n_P_1_/_P_2

=

15,772 xl, 2 x 105 x In 1,4

7J

tot

'?

tot 0,5 xl, 136

=

1117, 609 kW

8-8 Pomp p8

Deze pomp moet 354,725 kg/s water verpompen van 1,2 atm naar 1,2 + 0,5 + 0,2 + ~gh atm. De hoogte h is de som van de hoogte van de quench en de hoogte

1. o. v. de grond waarop de quench zich bevindt. Stel dat het onderste punt van de quench zich op 3 m boven het grondoppervlak bevindt, dan geldt h

=

3,36 + 3

=

6,36 m. 'loor de persdruk van de pomp levert dit op:

P2

=

1,2 + 0,5 + 0,2 + 0,636

=

2,536 atm.

Het werkelijke pompvermogen , P , wordt volgens (0) berekend met behulp van as de volgende formule: P

=

P ff

=

° .

Á p

=

354,725 xl, 34 x 105 as e _m___ _ _ _ _ _ _ _ _ _ --= 148,541 kW

?'J

tot

~tot.

p De reKengegevens " (8-19) 0,32 x 1000

staan vermeld in tabel 8-5

°

_m = 354,725 kg/s

1J

hydr = 0,8

-5

2 P1=1,2x10 N/m

-5

2 P2 = 2,54 x 10 N/m

~

w

=

1000 kg/m3 c = 4212,5 J/kgOC ~vol = 0,5 '9mech = 0,8 ptot = 0,32

L1

p

=

2,54 - 1,2

=

1,34 x 105 N/m2 tabel 8-5

De temperatuurstijging over de pomp wordt berekend met de volgende formule

CIO) :

T = Peff . 1 - ~hydr,?mech = 47533,15 x 0,6

= 0,048°C (8-20)

0

_m.C ,?hydr' mech 354,725x4212,5xO,4

( ( ( ( ( ( (î 10

I

I

o

o

8-9 Warmtewisselaar H9

I n deze warmtewisselaar wordt de produkt stroom met lucht gekoeld van 95° C naar 50°C. Uit de verzadigde dampspanning van water bij 50°C valt te

berekeneB_-dat hierbij 3,679 kgf s water condenseert. De hoeveelheid warmte

Q5 die moet worden afgevoerd volgt uit de warmtebalans: w

Q5 w = Q 13 = Q 16 = 9739,483 kW

Het warmtewisselend oppervlak A bedraagt:

A = Q5 =; 9739,483 x 1000 w

U.A1fn

105,3 x 38,05 waarin 2 = 2430,8 m

f1

T = (95-40) - (50-25) = 38,05°C In In 55/25 U

=

1 (8-21) (8-22) (8-23) . R +R +R 0 +R

lucht cond vUlllaag + Rlichte KW wand waterzijde Met (21): R = 0, 0080 m 2 ° C /W lucht R d = 0,000143 m2 °C /W con 2 R 011 oOd = 0,0006 m °C /w

VUl aag waterzIJ e

Rlichte kool

waters~ffen

= 0,0007 m2 ° C /W R d= 0,00005 m °C/W(2,5mmstaal)

wan levert dit:

U = 105,3 W/m20C

(8-24)

Bij gebruik van pijpen met een manteldiameter van 0,05 m levert dit voor de totale pijplengte L:

L = 2430,8

/

Tr

.0,05 = 15474,9 m. Bij gebruik van pijpen met een lengte van 6 m zijn er 2580 pijpen nodig.

De benodigde hoeveelheid lucht is te berekenen uit de af te voeren warmte en de gemiddelde soortelijke warmte van lucht:

(8-25)

29

( { ( ( ( (

o

o

o

8-10 Warmtewisselaar H10

In deze warmtewisselaar wordt het water dat in de quench gebruikt wordt, afgekoeld van 95°C tot 50°C. De hoeveelheid warmte die moet worden af--gevoerd is te berekenen uit de warmtebalans:

Het warmtewisselend oppervlak bedraagt: A = <21 w

.ó

T -In

u

=

67094,451 x 1000 38,05 x 111 ,32 = 15840,13

waarin

À

T In dezelfde waarde heeft als bij ~-.

Voor U geldt:

U = 1

~R~----+-=R---_---+-=R---+-=R---lucht vUlllaag water wand water

Met (2~): R Rlucht vuillaag water Rwand R water levert dit: = 0,0080 m2°C/W = 0,0006 m2°C/W = 0,00005 m20 C/w = 0,000333 m20 C/W U = 111, 32 Wim 2 ° C (8-26) 2 m (8-27) (8-28)

Bij gebruik van pijpen met een manteldiameter van 0,05 m levert dit voor de totale pijplengte L:

L

=

15840,13/7T x 0,05

=

100841,4 m. Bij gebruik van pijpen met een

lengte van 6 m zijn er 16807 pijpen nodig.

30

De benodigde hoeveelheid lucht is ook nu weer te berekenen uit de hoeveelheid warmte die moet worden afgevoerd en de gemiddelde soortelijke warmte van lucht:

<21 = 67094,451 = 4494,999 kg/s

m, lucht 0,237675 x 15 x 4,1868

(8-29)

8-11 Scheidingsvat V

11-In dit vat wordt 3,679 kg/s water gescheiden van de gasstroom. De totale

stroom door dit vat is 15,722 kg/s oftewel 13,84 m3/s, want de dichtheid van

deze stroom is 1,136 kg/m3 (zie C

7). De stationaire valsnelheid van een

deeltje van 1 mm is 5,17 mis (8-18), dus een verblijLtijd van 1 seconde is

ruim voldoende. Een vat met een volume van 14 m3 zou voldoen. Het vat moet

hoog staan, zodat het water met behulp van de zwaartekracht kan worden afgevoerd.

( ( ( ( ( (

o

o

o

o

c'

met behulp van koelwater om de hoeveelheid water in het produktgas te minimaliseren. I n de warmtewisselaar condenseert 0,267 kgf s water,

hetgeen uit de verzadigde dampspanning van water bij 25°C valt te berekenen. De hoeveelheid warmte die moet worden afgevoerd volgt uit de warmtebalans (/Jw = Q18 - Q19 = 1023,234 kW (8-30)

Het benodigde warmtewisselend oppervlak A is dan: A=(/J w = 1023,234 x 1000 = 1394.6m 2 (8-31) AT ln • U 7,2xl01,8 met

A

TIn = (50-40) - (25-20) = 7,2°C In 2 U= 1 (8-32)

Rl _uc h _t + R _con d + RIo h _{IC te} K _w + R _{vervUl mg} °1° + R _wan d + Rk _{oe water} 1

Met (21): R Rlucht cond water = 0,0080 m2°C/W = 0,000143 m2°C/W Rlichte koolwaterstoffen = 0,000] m2°C/W R °11 ° °d 0,0006 m 2° C/ W RVUl aag waterzIJ e==0,00005m 0C/W

R wand = 0 000333 m2°C/W

koelwater '

levert dit

U = 101,8 W/m2oC

Bij het gebruik van pijpen met een manteldiameter van 0,05 m levert dit voor de totale pijplengte L:

L = 1394,6/-q:0,05 = 8878,3 m. Bij gebruik van pijpen met een lengte van 6 m zijn er dus 1480 pijpen nodig.

8- 13 Scheidingsvat V

13-In dit vat wordt 0,267 kg/s water gescheiden van de gasstroom . De totale stroom door dit vat is 12,043 kg/s oftewel 10,60 m3/s. Een vat met een volume van 11 m3 is voldoende. Het vat moet hoog staan, zodat het water met behulp van de zwaartekracht kan worden afgevoerd.

( ( ( ( ( ( (

o

o

o

o

8.14 Toren T 15

--Oe absorptietoren zorgt voor het opnemen van de koolwaterstoff en in een absorptieolie • Als olie wordt zowel hexaan (27) als lichte nafta(26) gebruikt.

De oplosbaarheid van de koolwaterstoffen in de olie wordt normaal uitgedrukt in de vorm van een evenwichtsconstante K:

K =

l'/x

rvi'

»

Hiein is y'*' de molfractie van de opgeloste component in de gasfase "\

en x de molfractie van de component in de vloeistoffase .

Een gemiddelde waarde voor de evenwichtsconstante voor de C 4-tomponenten 32

bij 5 atm en 25°C is K=0,5. De voeding is 320 molls waarvan 27% koolwaterstof-componenten. Bij evenwicht op de onderste schotel is x=0,54,hetgeen

:---tevens 86 molls is. De minimale molstroom absorptieolie is 73 molls. Het gemiddelde molgewicht van de olie is 130, zodat de minimale hoe-veelheid absorptieolie gelijk is aan 9,5 kgf s. De werkelijke hoehoe-veelheid is iets van 25 tot 100% hoger en zal afhangen van de verdere berekeningen

/

( ( ( ( (

c

(î

o

o

o

Voor de berekening van de warmte-inhoud van een stroom wordt gebruik . gemaakt van de volgende formule:

Hierin is:

Qn = warmte-inhoud van stroom n in kcal/s

o

1 = massastroom van lucht en koolwaterstoffen in kg/s m,

C

= de gemiddelde soortelijke warmte van een component over het bij-p

behorende temperatuurtraject in kcal/kgOC

T = temperatuur bij faseovergang water (L) - water (G) in °C v

Q = verdampingswarmte van water bij T °C in kcal/kg

v v

6

T 1 = temperatuur van de stroom - referentietemperatuur in °C

~ T 2 = Tv - referentietemperatuur in °C

l1

T

3 = temperatuur van de stroom - T in °C

.

v

De referentietemperatuur is 25°C

. Indices:

1

=

kool waterstoffen + lucht 21 = water

22 = stoom

n

=

stroomnummer

De gemiddelde soortelijke warmte,

C ,

over het temperatuurinterval van

p

T 2 tot TI wordt berekend met behulp van de volgende formule:

C

=

C (T 2) + C (T 1 )

P -p 2 p--r- (9-2)

De soortelijke warmt en en de verdampingswarmten van de koolwaterstoffen en water zijn afkomstig uit literatuur (9). Aangenomen is dat neopentaan pentaan is en dat vinylacetyleen overeenkomt met butyn-l, omdat deze beide stoffen niet voorkomen in literatuur (9). Voor koolmonoxide en kooldioxide is de formule voor de soortelijke warmte (1~):

C (CO) = 6,60 + 1,2 . 10-3T in cal/mol (9-3) p Cp (C0 2) = 7,70 + 5,3 . 10-3 T in cal/mol (9-4)

Voor lucht is de formule voor de soortelijke warmte (19):

C Clucht) = 0,23775 + 0,00001 (25-T) in kcal/kgOC (9-5)

p

Voor stoom is de soortelijke warmte afgelezen uit tabellen in literatuur

0-8>.

De massa en warmte-inhoud Cin kW) van alle processtromen staan vermeld in de tabellen op de volgende bladzijden. De massa en warmte-balans van de reactie sectie k;omt daarna.

''J

o

I !

I

Apparaatstroom

, Componenten

koolmonoxide pthRRn kooldioxide propaan n-hllt il il n neopentaan buteen-1 t-buteen-2 c-buteen-2 hlltilciippn-l .~ vinvlrlrptvlppn

Totaal:

A ppar aatstroom

, Componenten

aceetaldehvde furan acreoline formaldehyde lucht water

Totaal:

M in kg/s

Q

in

kW

o

o

1

M

Q

1

M

U

7,254 0 7,254 0 ':) ."'\ """I 1""\ 2 3

M

Cl.

M

Cl.

M

0,249 0,034 2,636 2,153 0,011 2 3

M

Q

_M

Q

_M

7,254 0 24,590 67761,748 7,254 0 24,590 67761,74'6 5,0'63

Stroom /Componenten staat

~

....,

4

U

M

-1786,118 4 Q

_M

7,254 24,590 -1786,118 31,844 ,-.. 5

Q

5

U

.

67761,748 w ~

,...

" I I , I '!

I

"

!

A pparaa

tstr

oom

t

Componenten

k()()l m()n()yi

np

t>th;,;," kl"'ll"'ll rli I"'Ivi rlt>

-

.-

--t' 't'

n-butaàn

neonentaan

h"tt>t>" .. 1 ~ h ,~r.r.~ ')

c-buteen-2

butadieen-1 1

vinylacetyleen

Totaal:

Apparaatstroom

f

Componenten

aceetaldehyde

furan

acreoline

f I"'Irm::l1" t> h ""t>

lucht

water

Totaal:

M in kg/s

a

in

kW

6

M

Q

0.249

o

.0.1l ') Ç.')Ç.

2,153

°

011

1122 481

6

M

U

5,083

3322,481

7

8

M

0.

M

Cl

M

0 .017 n n'l7

o

onl.

n nnI

o

!.7R n 17P. A

,

I"'II"'IQ r. r.r.t"l v ' v v v

0,237

0.217

°

044

n nl./.

n

n7n

n n7n () Q')c: 1"\ 0,.,,--V~ . . , 'vJ

0,439

0,439

~.

126

1 l?h

0,010

0,010

7

8

M

U

M

Q

_M

0,005

0,005

0,015

O.OlS

O.OOC:;

o.nnr:;

n

nn7

n n()"7

7,254

6,271

9577 280

6.271

~4,590

77883 815 25.336

19048Q.Q78 2e) .. 1.16

31,844

77883,815 36,972

100067,26 36,972

Stroom /Componenten staat

9

0.

M

o

0 '(7 n nnI n 17P. r. r.r.t"l v , v v v

°

2.17

n

nl.!.

n n"7n 1"\ 0,.,,--V'''vJ

0,43g

1

l?h

0,010

9

Cl.

M

O.OOS

O.OIS

n nnr:;

() ()()"7

S711,4gS

·

6.271

17Q082, 747 2C:; .1

.

16

84794,242 36,972

10

Q

10

Q

6Qqq.qoc:;

. P'?p'F,/ • . Q1

r:;

89864,820

I w V1 • J ~ ! I " ,;

I ' i t I I

i

~

o

A pparaa tsTr oom

" Componenten

koolmonoxide ethaan kooldioxide propaan n-butaan neooentaan buteen-1 t-buteen-2 c-buteen-2 butadieen-1,3 vinylacetyleen

Totaal:

A-~ p-~r

aatst'oom

f

Componenten

aceetaldehyde furan acreoline f nrm ril ei f' h vei f' lucht water

Totaal:

M in kg/s

Cl

in

kW

o

C) 11

M

Q 0,037 0.004 0,,478 0,008 0,237

o

044 0,070 0,835 0,439 3,126 0,010 11

M

Cl

0.005, 0,015 0,005 OO()7 6,271 2208,354 4,131 9389,853 15,722 11598,207

M

M

"'"

-' 12 12 375,930

""'

,

0.

Cl

110390,90 375,930 110390,90 - - - - --- -"""\ ~ 13

M

0.

M

U.UJ/ 0,004 0,478 0,008 0,237

o

044 0,070 0,835 0,439 3,126 0,010 13

M

Q

_M

0.005 0,015

o

005

o

007 6,271 2208,354 4,131 9389,853 354,725 15,722 11598,207 354,725 - - - --

-Stroom /Componenten staat

"'"

.-,

14 15

0.

M

14

Cl

,

M

104164.11 354,725 104164,11 354,725 - - - - --- - -... Q 15

Cl

37069,659 37069,659 , , W 0'1 ~ ,

,

ij "

!

I

, Componenten

ICOOlmOnOXlGe

ethaan

kooldioxide

propaan

n-butaan

neopentaan

buteen-l

t-buteen-2

c-buteen-2

butadieen-l 3

vinylacetyleen

Totaal:

Apparaatstroom

, Componenten

aceetaldehyde

furan

acreoline

formaldehyde

lucht

water

Totaal:

M

in

kg/s

0. in

kW

M

Q

U,UJ/

0,004

0,478

0,008

0,237

0,044

0,070

0,835

0,439

3,126

0,010

16

M

Q

0,005

0,015

0,005

0,007

,

6,271

351,365

4,131

1507,359

15,722

1858,724

M

(l

_M

_Cl

_M

0,037

0,037

0,004

0,004

0,478

0,478

0,008

0,008

0,237

0,237

0,044

0.044

0,070

0.070

0,835

0,835

0,439

0,439

3,126

3,126

0,010

0,010

17

18

M

Q

_M

_Q

_M

0,005

0,005

0,015

0,015

0,005

0,005

0,007

0,007

6,271

351 365

6

,

271

3,679

384,465

0,452

1122,894

0,452

3,679

384,465

12,043

1474,259

12,043

Stroom /Componenten staat

(l

_M

19

Q

_M

°

451,025

0,267

451,025

0,267

Q

20

a.

°

°

.

,

eN -....) -I

;1

J

I:' i I ':) ()

A pparaa tsT'r oom

, Componenten

f-.oolmonoxide !ethaan !kooldioxide Inr,.,n:>:>n L n-butaan buteen-l It-buteen-2 Ir_hl1tppn· .? butadieen-1,3 vinylacetyleen

Totaal:

Apparaatstroom

, Componenten

aceetaldehyde furan acreoline formaldehyde lucht water

Totaal:

M

in

kg/s

U

in

kW

~ 21

M

0,037 0,004 0,478 0,008 0,237 0,070

°

835

°

L..:N 3,126 0,010

-21

M

0,005 0,015 0,005 0,007 6,271 0,185 11,776 ' 0 '-_..I ... "i ... ,-.,

Q

M

0.

M

a.

Q

_M

Q

_M

Q

°

451;025 451,025

Stroom /Componenten staat

.-.

"'"

M

0.

M

M

Q

_M

I"" Q I Q I ! W Q::J

,...,

waarts

Warmtebal ans

M

REACTIESECTIE

M

Q

(

Q

M

M

Q

Q

7,254

0

1

-\1" j

Cl

®

_..ar

5,083

-1786,118

_H

V

₂

24,590

67761,748

3

...

" «

j~2

~ ' /

....

"-.

r*-

H3

Q

I

« ) t

ft

'v

H

4

.,

7

~

-6

J.

R5

18860,964

'''''lrti pWi'lrmte, h,

,

,1/

®

9

(l

- - - ~- - - -

-40

..(

₉

-~

-(

_M6

_@

-

-@

21,205

6226,795

-(

'L-(

C

7

@

I , '-{ I

13

P8

(

]

-I koellucht _~

_H9

koellucht \.

9739,483

/

~T

0

'"

-() -

---

-

--

-koellucht

"

1

Hl(

koellucht

'"

,

67094,451

~

L

0

~

-""( )

rr

₁₁

~~

'-3,679

384,465

,

Cl

18

j

( ( (

c

(

o

o

o

o

36,927 koellucht 84836,594 ~

Massa in kg/s

Warmte in kW

- --_ - --_ _ _ 0 -_ 0

t

H 12 koellucht

"

_,

"-"

~

., V 13

---40'

.,

_'"

21

,

...

Totaal

:..

=0,000 kg/s =82,859 kW=O, 098 % 0,267 11,776 36,927

Fabri eks voorontwerp

No:

2529 1023,234

°

451,025 84919,453 .-

._-

--

-

-

-

--

_

.

__

. ---'

-

<-42

(

X OVERZICHT SPECIFICATIE APPARATUUR

( ( ( (

c

(î

o

o

o

l '

(

Apparaat No:

V

₂

R5

VIl

V

₁₃

voorraadvat vastbedreactor scheidingsvat scheidingsvat

Benaming, _butenen type ( Abs.or eff. 3[ Pa Pa Pa Pa druk in bar

_3,5

_1,6-2,1

₁

_,

₂

_1,2

{ _{temp. in oe}

₄₀

_{343 - 575}

50

25

Inhoud in m

3

₂₀₀₀

_13,43

₁₄

₁₁ Diam. in m

_2,57

( _{1 / h in m}

1,29

Vulling:

'*

_{vaste pakking}

schotels-aant.

(

vaste pakking

katalysator- Zn - ferriet

type met evL MgO,

-

, ,

-

vorm FeO en/of ZnO

(

·

...

·

...

·

...

Speciaal te

ge-RVS

-

RVS

RVS

bruiken mat. aantal ,

2

1

1

1

o

serie/parallel

-o

3[

aangeven wat bedoeld wordt

44 (

_,

Apparaat No: H3 H₄ H9 H₁₀ H₁₂

I

( pijpen warrIlLe· luchtkoeler

pijpenwarmte-wisselaar t.b., luchtkoeler luchtkoeler

Benaming, _{wis sela ar 1. b.,} voor product _{voor quench- voor product}

buteenopwarmir g

type _{~ ucht/ stoom me water}

met product produkt

Medium product/ product/ product/ water/ water/

( pijpen-/ voeding voeding lucht lucht product

mantelzijde -Capaci:t~i·t,

-

10122,067 5108,79 9739,483 67094,451 1023,234 -.:'..; .. " ui tgewfss~lde .-1' .... . ( _warmte

_'

_ln

_·

_kW.

,. Warmtewi"sselend / oppevl. in m 2 47,38 115,79 2430,8 15840,13 1394,6 (

Aantalpa~äft~{

1 1 2 4 3

I

Abs. of eff.* Pa Pa Pa Pa Pa druk in bar 1,6/ 1,4/ 1,4/ 2,6/ 1 / pijpen- / 2,3 2,3

l

1 1,2 ( mantelzijde temp. in / uit

i

in oe 1 i

o

pijpzijde 575 - 440 440 - 370 95 - 50 95 - 50 20 - 40 I

!

169,5 - 343' 40 - 343 25 - 40 25 - 40 50 - 25 , mantelzijde I i Speciaal te ge-

_RVS

_RVS

_RVS

_RVS

_RVS

1 bruikenma't ~.

.

o

-I

o

o

(

Apparaat No:

Cl

C

₇

P

8

turbocompres- turbocompres- centrifugaalpom D Benaming,

sor voor lucht sor voor pro- voor

recycle-( _type

duct water

te verpompen

lucht - _{product water}

( medium Capaciteit in kg/s kg/s kg/s t/d of kg/s*

7,254

15,277

354,725

Dichtheid

1,185

1,136

1000

. -kg/m

3

in ( Zuig-/persdruk Pa Pa Pa in bar(abs.of eff.

*)

2,8/1 1,4/1,2

1,2

12,6 ( temp. in

°c

25/25 95/95 95/95 in / uit P Pas _P Vermogen in kW as _as theor./ prakt.

1260,6

1117,609

155,192

Speciaal te ge

o

_{bruiken mat} aantal

₁

₁

₁

serie/parallel

o

o

*

aan~even wat bedoeld wordt

(

46

Apparaat No: M6 ( Benaming, :J. uenchkoeler type ( Capaciteit _kg/s 36,972 ( Abs.of eff.* Pa druk in bar 1,2 ( ~emp. in

°c

95 Inhoud in m

3

_H

₌

_{3,36 m} ( of afmetinv,en D

=

3,50 m in m

*

aantal ( serie/parallel 1 ,

o

o

o

iE aangeven wat bedoeld wordt

o

( ( (

o

o

o

o

XI) KOSTEN 11.1 Investeringen

Voor de berekening van de benodigde investeringen wordt gebruik gemaakt van de methode van Zevnik- Buchanon (17). Voor een schatting van de in-vesteringen volgens deze methode zijn slechts vier basisgegevens nodig: de procescapaciteit , de constructiekosten index Cl ' het aantal functionele eenheden uit het proces flow-diagramCN) en een complexity factor Cf.

Met behulp van deze gegevens kunnen nu de investeringen berekend worden:

I N x I E xl, 33 x C I

-1571 waarin

I = totale investeringskosten

N = het aantal functionele eenheden

IE = de investering per functionele eenheid

1,33 = extra investeringen voor utilities en algemene faciliteiten

Cl = Eng.News Rec.Constr.lndex cijfer 3366 (1982 via een extrapolatie)

Cf 2x10CF t + F P + _{F N)} , Ft F P temperatuurfactor = drukfactor F N = materiaalfactor

De totale investeringen worden als volgt berekend:

Reactiesectie Opwerksectie T (OC) max 575 100 Ft 0,05 0,015 P (atm) max 2,8 5 F 0,05 0,07 p Materiaal RVS Koolstofstaal FN 0,1 0,0 Cf 3,17 2,43 6 6 IEC$) 0,9.10 0,7.10 N 4 3 Cl / 3366 3366 6 6 1.($) I 10,3.10 6,0.10 1 ! Scheidingssectie 100 0,015 3 0,05 Koolstofstaal 0,0 2,32 0,68.10 6 4 3366 7,8.10 6