Ron van den Akker Karel Bezemer Jos van Denderen Rik Hofland Dick Hosman Hans Nugteren Onno van Oosten Anton Rottier Kees-Jan Schot Jakob van der Velde Rene van der Vooren
PROPAAN DEHYDROGENERING BIJ:I.AGEN OLEFLEX G-GROEP 1-1989 (St) (St) (St) (Wh) (Wh) (St) (Wh) (St) (St) (Wh) (Wh)
DEEL B OLEFLEX
AThermoreacties B Correspondentie UOP
C Berekening ko ' reaktor volume D Diffusie 1imitering
E Warmte-, massabalans reaktor F Computerprogramma propaan. pas
i i
G Drukval berekening reaktor volgens Ergun H Warmtewisselaars
I Berekening compressor
J Dimensionering gas/vloeistof scheiders K Pompen
L Dimensionering kolomen M Thermosyphonreboi1ers
N Chemcad, massa-,energieba1ans 01 Grafieken pinchtechno1ogie 02 Bepaling van de mengtemperatuur P Specificatiebladen
Q Grafieken reactor
R Energieinhoud van de topstroom van de deethanizer S Berekening Loonkosten
T Berekening van de apparaatkosten, dictaat Z. 01ujic
1 2a 3 4 6 7a 8 12 16 19 22 23 32 34
na
73 74 92 93 94 95---Bijlage A : Thermodynamica van de Reactie
In Perry [lit 20] zijn correlaties voor de vrije Gibbs enthalpie van propaan en propeen tegen de temperatuur gevonden. De vrije Gibbs enthalpie van waterstof is per definitie nul. Uit het verschil in vrije Gibbsenthal-pieen kan uit formule A.l de evenwichtsconstante worden berekend. Bij b.v. 900 K is Keq 0.557.
~Gfpropeen - ~Gfpropaan
Keq exp ( --- ) (A. 1) ; R
*
TDeze evenwichtsconstante is gedefinieerd volgens vgl A.2. Ph
*
Pe ye * yhKeq * Ptot (A. 2);
Pa ya
In figuur 2.1 is van deze relatie gebruik gemaakt, waarin de druk en de temperatuur zijn gevarieerd. In het computerprogramma Propaan. pas, zie bij lage F worden Keq en de hieruit te berekenen maximale conversie in de uitvoer weergegeven.
De Reactie-enthalpie
De reactie-enthalpie wordt berekend uit het verschil van de enthalpieën van de componenten. Via vergelijking A.3 kunnen de vormingsenthalpieën van de componenten bij de gewenste temperatuur worden bepaald.
Tl
lilif lilif(298) +
1
Cp dT (A. 3);298
In tabel 1 zijn de verschillende coefficienten uit de Cp-T functies van vgl A.4 weergegeven.
cp (A.4) ;
Bij het berekenen van de reactieenthalpiën zijn enkel de vier hoofdcom-ponenten gebruikt. De correlaties zijn op een na afkomstig uit de databank van het simulatieprogramma Chemcad. De gegevens voor methaan zijn uit de VDI warme-atlas [lit 21] gehaald omdat bij controle bleek dat de gegevens niet overeenstemden met de waarden uit databoeken. Voor de reactieenthalpie werd bij 900 K een gemiddelde over het gehele reactor sus teem een waarde van 1.29E5 Jjmol berekend.
Tabel A.l De coefficienten voor de Cp-T correlaties (Jj(mol*K). component A B * E2 C * E4 D * E7 E * EIO F * E13 waterstof 6.0897 -0.44451 0.39048 -0.77055 0.58949 -0.15548 propaan 7.7824 0.84881 1.33020 -2.02170 1. 21090 -0.26516 propeen 7.9379 0.34403 1.13870 -1. 70000 1.01310 -0.22137 methaan 2.1673 0.22990 0.04740 0.08500 -0.50000 0.0000
Symbolenlijst bijlage A Cp llGf tJIf Keq p R T Y 2 specifieke warmte vrije Gibbs enthalpie vormingenthalpie evenwichtsconctante partiaaldruk gasconstante Temperatuur molfractie J/(mol*K) ; J/mol; J/mol; bar; J/(mol*K);
K;
-I..
UOP
75 Ea5t Akilonquln Aoad 0.1$ PI,unllfl,. Illlno,. 60017.5011 Tetcphon. 3t2·:UU-2000 fAX 312-391·2253 ' • • 2$3-215
March 20, 1989
Miss Monica van leeuwen
Molslaan 126
2611 RP Delft The Netherlands
Dear Miss van leeuwen:
I must apologize for the leng de1ay in getting back to you, but I have been
away on business and did not have a chance to reply to your request
earl ier.
Attached for ~ reference is a copy of' a recent paper on the Olef1ex process pr~~~:~ at the latest series of UOP Technology Conferences in HoustOJ),,:~jjdón, Moscow, Delhi, Tokyo, Beijing and 8angkok.
Enc105~d'' too is a blanked-out, nonconfidentia1 version of a relatively recent proposa1 for the product ion of 200,000 metric tons per annum (MTA) of MTBE. This is rough1y equivalent to about 130,000 MTA isobutene from the dehydrogenation unit.
As you may be aware of, the 01ef1ex dehydrogenation process is finding app1ication most1y in the production of propylene and of isobutene. Many of projects are proceeding for larger capacities, up to about 250,000 MTA propy1ene and up to about 500,000 MTA MTBE (about 325,000 MTA isobutene).
In your letter you inquire most1y as to the kinetics of dehydrogenation. I
regret that, a1though this information does exist. I cannot release it for reasons of confid=Htial ily. I am enc10sing ~ copy of the Achema ~Qper that
you requested, but you wi1l see that it is not very informative. I wi1l
instead try to answer your questions indirectly; you shou1d then be able to back-calculate the kinetics of dehydrogenation with reasonable accuracy. A propane dehydrogenation unit consists of four stages in series while a butane dehydrogenation unit on1y requires three stages. The num6er of stages is associated with the heat of reaction, the desired hydrocarbon conversion and the dehydrogenatlon kinetics. The in1et temperature to each reactor stage is about 650·C or somewhat higher, both for propane and for butanes. The operating pressure is low and is on1y barely abo~e atmospheric at
1the suction of the compressor. The liquid hourly space velocity (lHSV,
h- ) is between 2.5 and 3; on the low side for propane and on the high side for butanes. The bulk density of the catalyst is between 0.55 and 0.65. The cata1yst takes about 3 to 4 days to circulate from the top of the first
uop
reactor stage to the bot tom of the last one. Thè total mol ratio of
hydrogen recycle relative to the total (combined) hydrocarbon feed to the
reactors is 1ess than one.
The lHSV is defined as:
tota1 bulk volume of cata1yst
liquid hourly volumetrie rate of combined hydrocarbon feed a( lS·C
Use the same volume units (e.g., m3) for the result to be dimensionless in
volume. The combined hydrocarbon feed includes fresh and recycle
hydrocarbons (i.e., propane and/or butanes), but excludes recycle hydrogen.
The dehydrogenation reaction is equilibrium limited. The final overall
selectivity is dictated by cracking losses th at are kinetically limited. We use the fo1llowing definitions:
mols of hydrocarbon disappeared
conversion, % --- x 100
mols of hydrocarbon in the feed
mols of product formed
selectivity, ~ a - - - X 100
mols of hydrocarbon disappeared
Convers ion is defined on a per-pass basis relative to the combined feed.
Conversion then means, for examp1e, mols of propane converted across the reactor re1ative to mols of propane in the combined feed to the reactor. Since the unconverted material is recyc1ed, the overall conversion of the fresh feed is a1ways 100% except for any neg1igib1e physica1 10sses of feed
hydrocarbons in the product streams.
In a fu11 recycle operation with 100% overall conversion, selectivity is
equivalent to overall net yield except for any negligible physical losses of product in secondary by-product streams. Se1ectivity is usua11y defined
on a combined fepd basis. Overall yie1ds are defined on a frp~h fppd h~~i~,
I believe that this information shou1d be sufficlent for your design project. I regret that I cannot be of any more immediate assistance but, if
you have any questions, please feel free to get in touch'with me at your convenience.
With best wishes,
r----wv;
~! r -Peter R. PUjad;{/V'-~
N PI tIl H ~~
~
tIl3
Bijlage C Bepaling van het reactorvolume
Uit correspondentie met UOP, bij lage B, volgde voor de lliSV, Liquid Hour Space Velocity, een waarde van 2.5h-1. Uit de volgens vergelijking C.l gedefinieerde waarde kan het reactorvolume worden bepaald. Allereerst dient het volumair debiet op vloeistofbasis van de koolwaterstofvoeding bekend te zijn.
vol. vl. debiet vjdj koolwaterstofvoeding (15 °C, m3jhr)
lliSV - --- (C.l); bulkvolume van de katalysator (m3)
In tabel C.l zijn de waarden van de dichtheden (lit hoofdcomponenten met de molenstromen van de ingaande
(koolwaterstofvoeding) en molecuulmassa's ondergebracht.
22) van 3 reactorstroom
Tabel C.l De molecuulmassa's, molestromen en dichtheden van de verschillende componenten in de reactor.
component propaan propeen methaan molecuul gjmol 44 42 16 gew. dichtheid kgjm3 508.6 519.3 554.7 molenstroom moljs 408 7.4 25.4
De gemiddelde molecuulmassa (gewogen gemiddelde) is 42.3. De gemiddelde dichtheid komt op 511.4 kgjm3. Zodat volgens formule 1 het reactorvolume 52.7 m3 wordt.
Het aangenomen reactorvolume wordt gesteld op 55 m3.
Bepaling van de pre-exponentiële factor.
In het programma propaan. pas kan door trial en error de kO waarde worden bepaald omdat de conversie van propaan 38 % moet bedragen. De volume van de bedden die hierbij moeten worden gebruikt zijn gelijktijdig via trial en error bepaald met het criterium van gelijke omzettingssnelheid bij het verlaten van de afzonderlijke bedden. Hierbij moet het totaal volume gelijk zijn aan 55 m3.
4
Bij lage D Diffusielimitering
De katalysatordeeltjes bestaan uit een poreuze drager met daarop de actieve metaalatomen. Omdat de procesgassen moeten difunderen door allereerst de
film rond het katalysatordeeltje en daarna in de porien naar de
metaalatomen, worden eraan de deeltjesgrootte eisen gesteld. Via de
diffusie1imiteringstheorie behandeld in het dictaat reactorkunde 1 [lit 24] kan worden nagegaan in hoeverre de effectiviteitsfactor afwijkt van 1 bij een bepaalde deeltjesgrootte.
Deze effectiviteitsfactor is te berekenen met behulp van vergelijking (D.1). 3 1 1 E * ( --- --- ) Qb tghQb Qb waarin Qb Qb Rb * sqrt«ks * Sv)/Deff)
Voor de waarde van de effectieve diffusiecoefficient geldt
Deff - theta/tau * Dpo
waarin theta-O.5 en tau-2 [lit 24], Voor Dpo geldt
l/Dpo I/Dg + l/Dkn waarin Dkn 0.53 * dpO * sqrt« R * T )/M) (D.1); (D.2); (D.3); (D.4); (D.5);
waarin dpO - 75E-lO m, R-8.3, T-900 K en M-44E-3 kg, zodat Dkn-1.64E-6
m2/s.
Voor Dg geldt (Perry, [lit 27]);
Dg - B*TA
l.5*sqrt«ljMl)+(ljM2»/(P*r12A
2*Id) (D. 6);
hierin is B-8.82E-4,T-900 K, Ml-44, M2-2, p-l.85 bar, r12-4.0145 (E-10 m) en Id-0.2628.
Voor Dg volgt hieruit een waarde van 2.2E-4 m2/s;
Uit vergelijking D.3 via vergelijking D.4 volgt voor Deff-4.IE-7 m2/s. De ks*Sv-waarde wordt gegeven door vergelijking D.7.
ks*Sv kO * exp (-30500/(R * T» (D.7) ;
zodat bij kO-lE9, voor ks*Sv een waarde volgt van 1.29 l/s. Uit
vergelijking D.2 volgt dan voor Qb bij een diameter van 1.6 millimeter een waarde van 1.4. De effectiviteitsfactor wordt nu E-0.9, zodat deze nagenoeg 1 kan worden verondersteld. De diffusielimitering is dus te verwaarlozen bij een diameter van Dp-1.6E-3 meter.
5 Symbolenlijst bijlage 0:
dpO poriediameter m' ,
Deff Effectieve diffusiecoefficient m2/s;
Dkn Knudsen diffusiecoefficient m2/s;
Opo
E Effectiviteitsfactor
ks reactie constante ?
Ml molecuulmassa ingaande comp, g/mol;
M2 molecuulmassa uitgaande comp, g/mol;
Qb De Thielemodulus
R Gasconstante J/(mol*K) ;
Rb Diameter deeltje
Sv Specifiek oppervlak m2/m3;
6
Bijlage E De Hassa- en Warmtebalans
De Hassabalans.
Het model voor de reactor bestaat uit vier serieel geschakelde adiabatische buisreactoren. De massabalans voor propaan over een plakje dx van het bed luidt: UIT 4>al -x+dx IN OHZ. OPH. ra * A *dx - 0
Deze vergelijking kan worden omgeschreven tot,
-ra
*
Adx
De conversie van propaan,
e,
is gedefinieerd als:4>aO 4>aO (E.l); (E.2); (E. 3) ; (E.4);
Een combinatie van vergelijking E.4 en E.S geeft de differentiaal
vergelijking
- ra
*
A(E.S); dx
De Warmtebalans
Over een plakj e dx van een bed kan de volgende energiebalans worden opgesteld
(4)tot*Cpgem*T)1 - (4)tot*Cpgem*T)1 - ra*A*Hr*dx (E.6);
x+dx x
waarin 4>t een functie is van de plaats en Cpgem een functie is van de temperatuur. Vergelijking E.6 kan worden geschreven tot,
d(T*Cpgem*4>tot)
-ra * A * Hr (E.7) ;
dx
Vergelijking E.7 kan onder aanname dat in de oplossingsmethode, (numerieke methode Runge Kutta),de Cpgem en de 4>tot per stap constant worden verondersteld, worden omgeschreven tot
dT -ra * A * Hr
(E.8);
7
De waarde van de gemiddelde specifieke warmte wordt bepaald door het gewogen gemiddelde van de verschillende Cp-waarden van de componenten te nemen. In de vergelijkingen in deze bijlage is Ra gedefinieerd volgens vgl E.9.
i
ra - kO *exp( -Eaj(R*T) )*PC3jPH2*(l-(Pe*PH2)j(PC3*Keq)) (E. 9);
Symbolenlijst Bijlage E A Cpgem Plakje Ea Hr kO Keq 4>a 4>aO 4>tot Pi ra R T C3 H2 E
Doorsnede van de buis
Gem. specifieke warmte van gasmengsel van de buis lengte
Activeringsenergie
m' , Reactieenthalpie
reactiesnelheidsconstante van een homog. Ie orde reactievergelijking Evenwichtsconstante Molenstroom Propaan m2; Jj(mol*K); Jjmol; Jjmol; Ijs; moljs; moljs; moljs; Ingaande molenstroom propaan
Totale molenstroom Partieeldruk component i Omzettingssnelheid Gasconstante bar; molj(m3*s); Jj(mol*K); Temperatuur propaan waterstof propeen K' , dx
7a
BIJLAGE F
PROGRAM PROPAANREACTOR;
{******~.****~********}
uses cr~, printer;
{RI<-pr-DÇJ. voor berekening van
CONST E.::. ,." :::. O~)[J+ ; -( cal I (Ïlol } :< si
[-3 "- l,'7'U7, {c:al/foül/~:::}
H :::'07I::J;); {caJ /mol}
{effectiviteitsfac tor}
Type Y"i. .:'
I.) ,'::', I:;: :--! C) ~ ~::: .:::!,I";";" ! ::! r'" ei r
hst, st, D, Ix, selec3, selec4
FO '.' F'l 1 F2, F:::~: C:;O 'I C; 1., EJ2, El::;:
T, (1, ;.; (), ;",
'r
(>, D0, p, v, x, UTO, canvmax
Cl1 0 , C)~30 1 Ui,d)
ON~ DA, OE, OH ,Otot, 00, OK
1':) 1 'J i::; (.\, ~ (Jil· 'I t:)F3 ': "i C, ? (] ~~:.; 'J Ci {j " ::::) .l '1 :~J:,: .. ',_ 'v' i 'I \/::;::?
DCP, 0GB, KeqP, KeqB, waarde
dOCTdx, C, pr~ , OHO, DEO, DAO, eGO
C::L • .•• J· .• I 1 ' / vei i:·:;.::,:\ ') h:i,::" kl ') k:':?, r;;h l h:!:j ~ h~ ... i. H2
,
R3, R4~ R5~ R~. Rb1 :i ~ r'.,j 'I J 'l Dil t. {-i 1 t:' F' i 1 (:;" ['l .,.:, in (·2 ~.j ~ ','J ~' .. j p() r1,
I:),
V ., (1 P .1.,
'I 1,
kPROCEDURE AANKONDIGING;
begi ''',
(: J. (' ~;C jr· ~i
eh':1c"· ;
b i j
~..ji''' j t:. t·,:, 1 1''', :; \...;( i. t:. C\ 1 ÏI ; I"W i. t. E'], n , WI .... i ~. E' 1. n :: ~<oi(' :i. tl-:,:.:, 11''', !: I<oi!''' :I. t. c·:·:,l 1''', ;
wr~tel n("
*
*****
*
******
******
l-.jr"·:i. t c.·:":: n ( .. 1'Jt'"], ·l.:e.1. 1'"1 ( I'J(' :i. t,L.' i ï', i, L"Jt-]. t. j:::~ 11-1 ( -It' .. ~' ~. . :~. . ~. ~ . ,J,t'"*
wrlt~ln;writeln;wrjtel~;writeln;wFlteln( "S-GROEP, OLEFLEX-PROCES
d LJ C) i···· ~ ::-.:: (' ;;,.:.: •. :~ ei j.;' Î:"':':'·/ ; ,~. .joj. .,.. '>'-.,* ';>'!' *" een bt;\pC":\al de \ r "'. • ... J .~.
*
*
' 1t-c \"', i:', t"· ~ t-E:'.::.d. : ._ ••• __ • 'I 0' r 1.::.:' .::;1,.1. ; t" (;~d.l , ,,'.:-::,'a.l. ; r'-(.:.:.:'.:?t 1 ~ ._, _ .. _. 1 r t':.' ,::1 J. ,- (.,:.:<;. J. (' iE:·:,', 1 j" (.:.,:'3. ï. . l .. ·· (.:.~ •. ::':i.} int: f:'2 q E'::" j'M ; t:. [;,;.:: t ... , '::; i:. i" :i. n ':] [ t3 J ; I'" i. j ; 'A-'s'*
';.-;' . ;.r ,x- . ;;:; . .~ . .::~. . ~ .~ . .,* . ~ .~~. -;.0;' 'l(-.
"
. .,* '::.!-{* DIt programma i s een veredelde Runge Kutta procedure .. De reactor,
"*.
~~.
.jt k dl'": V DDt'"
r',
ét. D 1 E~+ 1 E;:< '""p I'" De f:~S II'JCiI'-cl E'n q (;:!lïICiei ('! 1 1 ,'2 €-? t-cj ei ODt'" ;.( ad i ,,1tj ct t i ';::iC t', F,' ~. ti I. .l i;::; t· .. E' ':::", C t. D (' C:' n ~::; (:~, I'" j ii:? E' J. -1':. E,,' d c) u (' t:. (,:.:.:, (' t':·\ k (.:.,:, r", E' iï" U ,T, cl .:::'\ t (', a. ,,':\ ;:; t cJ 0:,':':' d i. ·r" 'v' fJ L*
Vbn de mas3abalans (huofdcomponent propaan) de dif. vgl. van de~ . , .:~ ..- ;1 :* ':.\ , .. ·X· -~.
7b
-
_
.
_
.
_
----.l,f""-I-Jat-" :T:t" t;Ö ",,-", I ,,:::..ï'-ïs"cj ,~TJ l~ V:l::. l j clI cJ l'Ï1oe-t-. --v:.;c:)t" ei "er';" Op gE:, ]-:-0;:;; t :i. S 1-, i E':'r-h i..! 9 ,,:·:·.·j:jt-· u i i<
*
gemddkt van cle numerieke benaderingsmethode Runge-Kutta.*
Dit rl~ug~amma vraagt naast het aantal bedden, de groottes van de*
bedden (in m), een schatting voor de pre-exponentiele factor (kOl ,*
de drukval over de gehele reactor (in bar ), de naam van de datafile*
waarnaar de output mag worden geschreven, de soort uitvoer; conversie,*
temperatuur of mengesel~amenstelling in de loop van het buizensysteem* (){)
En eventuE?f.:d de samenstelling Vi:.'Hl het in,;)aande mengsel ,, (maIls) ..* . I ïl dj t. p Y" 0 ,] 1'"' ë~ In rn ë:\ is end; b ;:':'''] i ,"", cl I " ·:::;.c:;:··; : T ... ... . .I , I V LJt·:.'r O{~ DE 11 OH DB 11 0:1.
or,
.... 11 C)::::: 11 04 11 [)~:; Di:> 11 de startcondities ' P 1"" op aa 1''', propei~n w;::, t E':'I'"' S t. of but.:'ial'l but!:;;·(.;?n e1.:I"\,,::\.:':;'.n f:' t. \''', ii·:· ,::~. ÏI in (.:.:.:. t h ,::,\ ë,I".,pr"op ad:i. et::-:·n
hu t: dei i '::?I'-, E?n:;'
wr ite( 'Aantal b8dden - ) ;gotoxy(60,3); r eadln (1)
wrltet de negindruk
-t Ci;< '0/ ( ~.: ~ ::: '.1 ·'-1 ) ~ r (:.:! .~:u::i :I. ï-I (Cd)) : ... , .
{'!;:.::.'
t u;., .. / (:,,":;:::J , .::;) ~ j'" i!::;""c:i 1 n (p :t. ) ~
wri ce ( 0~ oeginwaarde van x
-tuxy(6U,6):~2~dln (xO); tJ (.?q:l ii
wrlte(De Eindwaarde van x ,V,
9,toxy(30,6+y) ;readln(w[y])
~otoxy{47,6+y) =readln(ww(y]);
f? i", ei ;
ril
write('scratting van de reactiesnelheldscunst~nte=
~~ite( 'aantal stappen in de RK-2 procedure is
ff,
'1"::"
,
..... ::. :j t" C· .,:,:" el1 r', (j") j'" ".':" .. ) ; j'" (;?'" cj 1 f"I (1''0,,:; ;
,'lir-:I. .!". c·:· (, " .':\:;:'..ï', t:. ,::,,1 ~::; t ,,'lP P "','1"', i. n p 1 D'~:. ' ;; :j j'" E· .. :ü1 1. r', (j'i j ;
.~.
: )
, ;i
i :i
1'·lr·· 1 "t:. ;.,,; ï. n ( D ;i', Ï! ë:\ 2m V·:':':', n d c; u i t \/ o r::. t-
+
'i" 1 ;;':2 i ',ë; .. cl.:,;;', t. ' ,:; " (" i:? d ,:111"", (+" 1 .-:::. j","), ,-{, '::; -'V."'-:i t. i:·:'.i ,", ( . ,. ;::; i,,:' E' i-, t:. i,? ,.{, P -" I:: T ] Cl
+
(? t::! n r:: C) i', v t:·: (' ;:::. :i. C· p j" u + i i:':" I. I:: C:;] ij ii!.;'
,.j
('::.
i",:::: !.'. i ;"" j'-j. -i,-:';:"'i. '-", ( .' D + C:' ':2 n (Tv' E' r-~: i c: h 1.: \/ ·.:H", d t:? (Ï! f..:, n q ;::; c:· :i. '::ö a !TI t:.:' [", ;:;; t i':? l ï. :L I' iJ L l""i.J . ) ; i-H'" Cl .;: -- 1"-(:? ·:::\11 i :;~...,.' " ~'\I r -.l. 1.. t·:~ ï. r-, ( .. i,::::. t.-:.! j'-' :i. (':';' t:. s b t·? k t~ n cl c) ;v· (.:.:, i'W
' ri F:.' j ï"l (~:j ~.:.\ ï", lJ ~:; ~::!. E:I. in ~:7~ ï", ~::) t. f::':'] :I. 1 n Ç) \/ / r·1 .' ) ~~ ~::; i::'l ('(I
end;
i ,,;,: (~; .:':'~ i"C1 'y" : Cl t .. · ( ~::) ·::1 iïi -:::: ; \{ ' ) t h ;::·2' n
i"~: (-.:., (.:J .i ï",
\.'Ï{" i t Ï::', \. .. i'''j c.:, (.:'"\/E' t:·~ J l'j E-~' j cl p Ir ()p i;·:"i:·~n inc:.l ,/ ~::~
''''I('':L t ;:::~ (,.. r','~J;;;:'\" i:::';::;.1. h L~ i cJ P r'" CJp E,(;?n mn 1 / .,,;
1:": { .. i 1-;:::.; \ : h \::' ~:::. \;' (:":.' .::::·1 !'''I !::.:.:. i cJ ~'\) ~·:I. t. (·::.·:,r·· .:::~ t (] .~:
'.j;-1 t ('? '" .. i"', (jE'··· ... c; .. ::?]. n ('-;,:L ei ' rJ u. L a·:::i.n
i-Jr· :i.. t.,":. ( ' i"'!l::'c:·· ... ·:::.'c·ll"·,t?i. cl 1:::.;. l 1::" ('::':'ei",
~"J"''' i. t: ('.':, ( .' :"1 ei f2 \1 (7::' (-'.? 1 1'·1 (~~, i U E~ t. j"', "~' -::1 1"'1
;"J!.":i 1.. .:::' '\''', D (,' Y' F~ ,:·:·:·1 h e:i. Cl (.:.::. t. i''', ":':' E' 1"1 Ir, .... · .i. .!~. E:i ( . h ç:; f~ \/ i:',~, I:":':' 11·"1 ':::~ .i d ftl Ft t h <-:1·.:'::'I···j
~<\), • j ; .... :: .. :"1 L.' (.:.:, \.i ~::.::. :' :.' 1 i'''! (:,;:.':i. d j::) 1''' i::J p El ei :i. (.:.:, (.:.:, ï", :.~ .• j ( ' i ·l. ;... ( I''', c ; f..::. \/ •. ::. ,~:.:~ l i'-j '::..?! 1 d tI L'. ·i.: .. :'.). cj i. f:~' :"', i:'·:·:' n ... -, ; .. l!iLt I. " '::; · ) ; r"·e"HI1,·, (Cir~,;. ~ "". ' ) , n,·? .:0:. iJ 1 i-, ( U
I:
:
;'
~, ) ; i" e .:\ ej] r', ( UH) ':
, ;> , 1'-C:· d ei 1 n ( U 8;' ; ) , i"e,:':, dl I"', (C;:I.) :, · ) ~i j:-(~:.:: .::1 d 1 ï1 ( C) 2) ? · ;. , (' f.~. ,::, dl r"1 (Cl:3) ; · ;. :: i'"E·~.0..d in (U4;' :: · ;. , j''' ,:::.,':,,;::j 1 (", (U~::j::' ;. :i j'-F~':;:'.clll! ( CJó;' Cj: .. '.Jl. "'. l~::':~ + [".1.3 -I- C;F~ +. [;'1 -I- U: .. + 02 + 03 + 04 + 05 + 06;
egin i f «("lH m;: ( IL; bE'(J ir': -( " .:' ) ) " ( "
cm
(DH " ( ) OR " UR 04 <: 0 , '-dUOi···· ( OH -, 0) m~ -- ut:: ) ~j;: ( 0':::-,..) " " ( " ) Cj r~:i..;(:;t(,,'ln ('I\IEGP,ïIE:'v'l:::: f3TROI'1EN IN HET F'RCJCE:f3'):.
i :~, I\~:. 'y' : '"" l ;
'-JI'''it.",:,:'ln ('d~-uk r'''(?t.Ur-r',') :jdClCit- :=: rE,:·<:~dkey:j
end;
nel;
F~
oeF:
iJlJ i:;~E VU :::F;:H E~(:: I [)I Ne:i
,
******~*~**~**********}
F:!<] i. ,"',
assig~(Outfile, filename);rewrite(Out~i lel;
v-J f-j t ::,:.:~:I r [ (Ci i.J t:. f 'i, 'l E-?, ")J E' n .::~ i::'t ïn \/ ·3 r', ei F~ Lt i t. \/ ei I~':~ j'"
+
i 1 j.:':' 1 ':5 (J ,; .... () ~ ("1:: ....,
j"·.I/i"/1 ;':: () ~ j"', " ' .. :J .... C), p cjp ~ :::: ~ ::.;: p () x-I F:~:; ;,; p U"--p :I ;.
*
i E=:::"j / n ,,,-I\i I :j~-.ja,;::,r-ej i,? ~:;" i ~
1 f (<:,ii:)r:; "" ' 1''', ' ;' Ui''' (~;;<::o.(n "" "hl'
beqin th,,?n ( --)
cm
( Cl i ': 06 .:: ( -) ) thE?r-t, +
i 1 (o:·:.'naClÏe) p{standsardsamenstelling voor de ln0aande reactorstroom}
C) t. C !.': ~ :::: F; ~.:.::i (:1.. '!. ; Cl ':', l.j.()(:, .. \):: Cl ~,.: :: ,"" !.J"-! ~ ::::; DU :: ::: Ui : ,,::
U:::
:
== Cl::',. :,::: D4 := C:l~:; ~ ::::: c::.'nu ;! Ci(.'::l···j ~ ::::: c: f~! ei ~'.. C~ (', ~ CJ E·:: () ; ::::: C; [, ~: CJH(> ", t:/j I ~ Dl (i ; " Dl; U6U .. ,., U(J; ·q~)·/ .. 7~ () " ::;~ ~~1 ; 0; 0.6; (). /)~.~; (). ~j; {iTICJl /~~} • fï d ; <: t:·~· i 1''', dE:' P jr-c) C \/ Cl CJ t". b t·~, j'-' (.:,:.:, :i, cl i n \.:,:,1 :) { j::J j"" (jr
)
I:'::~ t-:~ :-', } -::: I"Ja t. .':I'''~;; t. D+ :;. -::: h J . ..I. t .:':';" .. :~1. n }{ but e E:' i",
:;-{",?,tl', ;,3. c3. f"I }
{ E' t.I-', €':' E' 1''', :::-{iHE'-I.:h,';;\<:.,n
)-{p;--C)P f:'ld :i. I:"::'t~n }
-::: IJ I...l -I::, a 0:::1 iE:' 1''', E' j", :;.
( ) ) OR
VJr vl~rA, vierB, vierC
{proc. ter bepaling van de )
{max. evenwichtsconversie}
ö:'~:j 1 j"',
DC31:' ; =:
).4261334E-l1*T*T*T*T;
,l<eqF' : = e;<p (-.... DC:lF"HOOO/ (G*Tl);
'5e1 ec3'.sel ec::;;;
7d
:, vier-A : =
. vier-8 : =
~: . ...
'4 Vl et-L
: =
(OEO/Otot + OAO/Otot)*selec3 + KeqP/(p*lE-S);
OEO*OHO/(Otot*Otot)-KeqP*OAO/(Otot*p*lE-S);
D ~= (-vier8 + sqrt(vier8*vier8-4*vierA*vierC»/(2*vierA);
convmax := D*Otot/OAO;
"',d;
~OCEDURE UITVOER CC, T, K real) ;
r*****~******·*******************} I ' r;:'gl n \'ojI'-it.E~lj"'1 (UL\tfilE',T'~ 10:2.J • \i~ t-i t, (72l n (ei U t~ + i ï E' l :-: ~ :l U : :~: ~ , , ') 1,:C:'Ci F:'; 2: :,:,:j) :: 'J c: on \/1Tt<:':'t ;.~ : ~:.:.:.; ~ ::::; ) ; } ') C::: 1 0 : ~:::j l ' ') , .. " r:;; ,:": 1 0 : :~ , j ' f (Pj'''D':: ", .. 'T" ) '-:H" (pt' .. u+::: 0''1::,0') th,::'::'n bt:'::'(J j ,",
{ :,.-\j(' i t ~:.::. J n (Ui,..!. t: 'i: i 1 E' ',I >~ 'J ' ( ,T) ~ }
i~ï"I:::J ;;
i f ( r' jo''' c, + " .. , 0' C 0') Co jo''' ( P r Cl
+
::::
" c : ' ) t. hE:' I"',bi::::'IJ:1. n
,-wi, t, t,' 1 I"', (Du t: + i 1 E~ 'J ;<,0'
(·::~nc:i ;
if (pV"C:I"~:= "iYI.') Or'" (pr-c)-f::= "m ti ,:!c:j i r',
~ ... J i:" i t .. ;:.:.:' 1. r'l (Cl u. t. ·t: i 1 (.::, ') ;< , .. . , T) ;
, I : 1 U: ',? l
',..ij''' :i,r. ~,' 1,', ( 'ei "", ';::,; ,:':;,iï'li='?ÏI';':; teL 1 i 1-, CJ 'v'
,"
'ÏI
h (,?t, ïlÏ(-" 1"'1 q ':;;(~? '[ i~:; ( ino 1 / ~::; ) "i-j i' :i t (,:, i. :''', ( , F' ~~: Cl F' i:, (':, i\~ , iJ (1) ::
w~it~ln('PROPEEN
~.~ (" :i tI:':':',']. n ( .. l;.j {YT I::::F;: ~::; T Ciy:'
Vj'" i ::, ,,:,1 :"', ( " [: i j 'I" P", (1 hl ,Jr' :I t ':':': I ;', f, " L; UI L E:~ j'"l
i',) 1''' i \", ':,:" I iï ( "E T 1,1 (:, (11\1 i'ij" :i, t ';':'1,,,, :: 'L:'THLEI'"j
IN I'" i i': C,,' 1 1'1 ( ' I\'i E:r I .. ,j p', ti 1\1
\o,ij" :i. t, ',c' 11"'1 (" F'RUF'AC;; IE:E:I'J
wrlteln('BUTADIENEN , ;" , IJ ') DE) ; ,DHI :: '.1 Uü) ; , ,Cl 1) :: 'l CJ2) ; ,U:Si :: ') U4) ; ,U:,:,::jl :; • 'J ( 6 ) ; ***kk********~**************************************** } "~q i ÏI f~p(:'1 CpE Cpl\j Cp!1 :~ :::: k 1 " ,,, se 1 t:?C ~::; ; ::~: se:!. ee:: .. q ~~: DGl'
vierA, 0ier0, vierC
CpA, CpE~ CpN, CpH, Cpgem
1>' • :::;::~;::::;F', "'" 6*l -l!' T ; , :.::;C) ; 6.5? + Û.78E-3*T ~, û. 12E5/(T*T); r*0rE~exp(-E2/(G*T»); l*prc~exp(-Ea/(G*T»; 1. ; t·M i:'·:·~ '::':'~ i f"~ t:·? :':';\ 1 :1
::r: I L':;:::, 1. ~';:-".'f-t:,--1. 1);;, ! ,~, I ~- T~--i ; 7 e --- - -- -DB8 ~= +20.5719 t395E ---1 2,).\-T* T Ä' T ~T ;: l<eqF' KeqU : ::: exp(-DGP*1000/(G*Tl ); exp(-DG8*lOOO/(G*T» ;
{reactiesnelheden van de verschillende componenten}
Ra ~ :::
!:;:b 1 : :::::
Rb ~ :=
{model uit biloen, + evenwicht}
-~l*(OA/OH - OEI (Otot*KeqP)*p*lE-S) ; -k2*(OB/OH - 01/(Otot*Keq8l*p*lE-5);
r:;:!:} 1
- i . _ ,
(A,*~,Jll ]) ,
Re se 1 t;,;C ::~; *--,Ra + O. 02:l/0. :'28 -lI' --Rb 1'* ( l--'si.'?l t;.·(4) + 0" U'.::': 4 /U. : .• ,;
",;e 1 ec: ij, -;;, --F~b 1.
1*(080 + 010)/(A*w[lJ); Rl ; :::: R2 ;::::: (UBO -I-0 .. l.i.-)!,U10I (Pt'l<-w[ 1 ] ) ; 3/4
*
(1-selec3l*-Ra + Cl 1 0 ) / «(:'-l<.'\'>i [ 1 :I ) ; U" 1 / Cl. 2H~-+-I:~: ij. ., ( :l . _. ~::~ E.' 1 (,:,~, c: ~:; , ~. -_. i::~: '::'l ··1·· ()" .:::;:1 .:' { ) 11 :', : :~:~ .::.~. • ••• F~: h :i. .~. ( .. -~::. r:·:' 1 C:· c: l.j;; "1- U " .~:: 1 ,/ u " ~~': L: .;..: .'" 1 :
( :J P () -+- ! ___ ! 1 U) / (, (.',*, i-J [ 1 ] } ;
). 1 l-~' (CJE3U
()" 0::::7/0"
:
::
H
-!\-I- 010J/(A*w[lJ)- ü.2*Cl60/(A*w(lJ);
--- h: h J, -ji, ( J. --,::; el!':,:· c: :: )
{ omzet ti ng naa~ COk~, de laatste twee , 20 %
V{\ 'Vi--! VI " 1-:" v'.':' : :::: ; ::::: 'v'?\ + i)j"j + i,i 1 + \):::,: + \.}~5 + ,-Ja,;:H-dL'? :::::: '2; €~n c1 ~ i-k:'la i'-ei c· V·j,t:?t .. :·~j.I"-dF:! ~"J E:'~ .:':'~. (' d E' if k=l then yx := 0; i f !-::=:~:: t.hF·n bt,?(~ i n y ~< ;::;, 1"', ,-:' t. ; V·J .~':\ ,'::i. ~ ... ei C:' ~ ::':: 1; t:·:~n (:I ; i + k::"':,: '1,-,-,h('"I'-' t!f::';q in O~ := SA -+- VA/6*st; ()F~ ~ ";" HE~ +-
'
,ir:::
I iJ i"',3 t ; Lil ::::" E;l +- i\/J/(:.~·st.-_, 03 := 83 +- V3/6*s~; I', i ... ' J . \ _ 7~ '-', I I ':"';' t'1 ~i 'l*- i::(:I. lH;; -i!- F:;: :::'; 'i=i-{~, ;: I i 1"" ... " r:. :: ::::: 08 := SB +- VB/6*st; DH := 8H -I- VH/b.st; 04 :~ 84 +- V4/6*st; UH IJ J L:.~I ;; ::::: :! .::-': Ui"! -J- P!ï '* (1 ,,:<- y;<; DB Ol -+- Rl*
A ~ yx; 02 03 +- R3*
A*
yx; 04 ~ ::':: Cl:.::; : :::-: ;; :: ... 'yiE! + 'ria.:"tl'-dc? k h:t:;*P,; i-.J ,:;( '::(1'-' ei i:'~*
F~ t:? *-H ; \.>J':::-~,::''1'i'-d(:,~ -j:i, f-(,2*(",; i-JEt a,r-C1 E' .:;;- H4-l<-t,; ~"J ,"9 .. ::=t. 1""" Cl (:..:.:' .:;;;. r:,~ {) '*" (.':'1 ; Cl i:::: .-j.. h' (.:.:.:t ~:: : ··t .:', \ ' ;.:: ;! (J H+' f:;,: !:i ,:" ;', ~, \-/;<; Cl2 +- R2 ~ ~*
yx ; 06 + Rb ~ A*
yx ;,
I
'i
j
y'.; ::= hst;
Ut"
Utot: ;; :::::
OB + Ul + 02 + O~ + 04 + U5 + 06;
OA + OE + OH + ON;
d::d;.; :::"
-Ra*A
/OAM;
{massabalans}
Cl U(~'i' ei >~ " :::= Ra*H*A; {eerste deel warmte b~lans}
C.:pC'eif'l : :::::
Cl :==
(DN*CpN + OA*CpA +
OE*CpE
+ OH*CpH)/Otot;dOCTdx/(CpGem*Otot);
end;
{einde proc. functies}
~********~******~***************************} _gt n
st.: :::
(\,1--;'; ) / i\I; hst ~ :;..:() .. ::; .)(. ~-:.t; for i := 1 to N do 1::ii:?Cj in Î I i \ '11"-1 'v'H ( ... , '::H7:' • ... ( ) ~I : -.. 0; " -.-(JU .' UE~ '-..iE, \jC e ... ()~! .~.. ()~, ; ::::: [ t l ,I
.
r:,:,
i + 1.::~ 1 t:. h (,·?n 1 i:.1:J ï i\i .... , ... , l..J .1::. ~ i \, .... \/ ,,:: \-Ji" 'j t ... ,,~ ::."1
( ,
CH~b C:' ... '; ::i"'lh V(,d'~ (n~D 1\10 '?'/):; writeln('*.************.***');
F.'ncl ;! ,:;Cli\iITd}!....C ~ ,:.i ~ :::;:.J + l~ k' : .,.;; (J ~i:: U i\1
i
:
:
J Eo: :,:; ( l.: ;.~ :::-.: >~ "1" i"'i ~:;. t ~ P ;; :::: p ... -_. dj:-, /:~;k :;:::: k ,,1- i;
FUNCTJES(C -I- hst*FO
f" :":: f:: ..;- 1; i~:Un:~:TIF.~:; (C + !·"IS.t·K!::·1.
.
... ~ .: +- h ':; t.,
r
J ._.
p ._ .. d P ! .-, ~:: . ~ f:: " ..-
i< .!- I,
T + h ;:;t .;;·bO T + 1'''1 ~::.t .*.(3 1 .. _. (:':1 ;.:: ') ;.:: ') p r:', F 1. F ,'-', .. ::.i:: l. j r\! c::"~ I E h <. C l · ,,; t .. >i F' ::? I -I- ; ~":' t ~! r::; :,? i:: 1 j) " F' :::::
C := C + st ~ (FO ..;- 2
*
Fl + 2 ~ F2 ..;- F3)!6;i T + ;::;i .. ·. -,: (hO -I- ~~
*
C·':I. + :,:: .~. h:? .;. C.i::;)./ t" ,,-Jh ï. :1. fa j :::::c; do li \"'~:j 1 n c: CJI-, r.·1·;·::t;.~ ;1 U J 'T \/ L) i:~~ h~ ~. C., i 'J ;.~ ); j ~ :::::(); c·~ln cl, f?nCI~ nd; {einde prae RK-~}
c·,(»
;
h 1 ) ~ [,2 ) ~ [',i::::;) :;• FIUO t-IJ t-HT.:.J I..:l kj·'; f' i I '11·U
****
*-lI
'
* *
-lI
.
*
-l(
.
,.
.
"*
.
*
;.
EGIN AANKCll\lD I G I NEl; r-epeat IN'v'm::1::;: ; ViJ()h:DI::Fi:f-~c I D I l\jf3; fer y:=l to 1 de begin T: :':.-IW [ y J ; v:: =:w [y J ; RUNGE_KUTTA_2(C, T, x, p); end; wr-iteln; close (Out+ i 1 f,?) ;writ81n\ 'nogmaals een run yin');
n 0 : ::::: j'-(:-? .::1 c:l k (.::::/ ;
Ui'-' (no :::: '1\1'), Wt- l1.: t:-:' 1 r', ~
.-1 (' :i. t ..::.:: ,., <: ' f ' i i-, cj f,:' \/ EI ïi hE' t p t-0 g. );
:~i'm.
{einde huofdproq.}
".
8 Bij lage G
De Drukval over gestorte bedden
In het Oleflex proces worden op twee plaatsen gestorte bedden gebruikt. Allereerst in de reactoren waarin de katalysator voor een drukverlies zorgt. De tweede plaats is de moleculaire zeef die voor het drogen van de procesgassen zorgt.
Op beide plaatsen is gekozen voor de drukval relatie van Ergun, zoals die in vergelijking G.l is weergegeven [lit 26].
~p 170 * (l-f)
*
a * ~ 1. 75*
+ G.l;H 36
*
us*
p 61. De drukval over de reactorbedden Voor de drukval over
gebruikt.
de vier reactorbedden zijn de volgende gegevens
De porositeit f - 0.5
Diameter deeltjes Op 1.6E-3
zodat a 3750
De viscositeit (~) van het gasmengsel uit Perry [lit 27]. Hierin zijn Yi de
m· , m-l;
werd bepaald molenstromen
met behulp van formule 2
(G.2);
(fracties), ~i de viscositeiten en Mi de molecuulmassa's van de afzonderlijke componenten zoals die in Tabel G.l zijn ondergebracht.
Tabel G.l De molenstromen, viscositeiten en molecuulmassa' s van de afzonderlijke componenten.
component Yi (molis) ni *E7 (Pas) Mi (gimol)
waterstof 472 185 2
propaan 330 210 44
propeen 77 240 42
methaan 34 370 16
Via formule G. 2 werd voor de viscositeit van het mengsel een waarde van 2.l6E-7 Pas berekend. De soortelijke dichtheid van de gasstroom werd per bed bepaald waarbij is uitgegaan van de gemiddelde molecuulmassa M - 21 glmo1.
8a r l
I
I
~
.
: r ~j. ~ :;:~·1~ -_:~ ~~~ +-. >,' +-. IN .IN.
~
-11
I
I II
II
I I II
!I
I I I !db
U.lTFItlUUR G.l Ontwerp van ~e reactor
hierin zijn
r1 binnenstraal kat. bed r2 buitenstraal kat bed rJ buitenstraal bed.
db diameter buisje, waardoor katalysator stroomt.
9
Tabel G. 2 : De uitgaande molenstroom (molis) , de gemiddelde temperatuur (K), het volume (m3), de drukval (bar), de gem. druk (Pa), het molair volume (mo1/m3) en het soortelijke dichtheid bij de verschillende bedden van de reactor. I bed 1 2 3 4 Qm mo11s 900 940 970 990 Tgem Vol K m3 885 10 896 12 901 15 904 18 l1P Pgem Vm p
bar bar mo1/m3 g/m3 0.275 2.34 31.8 0.67 0.275 2.01 27.0 0.57 0.275 1.64 21.9 0.46 0.275 1.31 17.5 0.37
Voor een waarde van de dichtheid van het gasmengsel, zie tabel G.2.
In tabel G. 3 zijn van de vier bedden de coefficienten van de hoogte-snelheid relaties, die volgen uit de Ergun vergelijking opgenomen, waarin voor drukval over een bed een waarde van 0,275 bar is gebruikt.
Tabel G.3 : Coefficienten in de hoogte-snelheid relatie bepaald via de vergelijking van Ergun.
Bed 1 2 3 4 Naast vgl. 1/H G.3 Vol waarin A is, A Qm
-
A * gelden de A * 1(' *-
A * us + A 0.10384 0.10384 0.10384 0.10384 B * us .... 2 formules G.4, G.5, H G.6. (r2 .... 2-r1 .... 2)*L/(r2-r1) us B 0.1065900 0.0906810 0.0731812 0.0588631 (G. 3) ; (G.4); (G. 5) ; (G.6);In tabel G.4 is voor verschillende hoogtes, L-1.5, 2.0 en 2.5 m, de binnen en buitenstraal van de reactorcilinder berekend. Verder is hierin opgenomen de gemiddelde snelheid van het gas door het bed en de maximale en minimale snelheid die optreden bij het verlaten, C.q. binnenkomen van de reactor.
10
Tabel G.4 : De binnen en buiten straal (m), en de gemiddelde, maximale en minimale snelheid van het procesgas bij verschillende hoogtes van de reactorbedden.
bed hoogte rl r2 usgem usmax usmin
m m m mis mis mis
1 l.5 0.64 l.59 2.69 4.68 l. 89 2.0 0.36 l. 31 2.69 6.20 l.72 2.5 0.20 l.15 2.69 9.20 l. 57 2 l.5 0.82 l. 79 2.81 4.50 2.06 2.0 0.49 l.47 2.81 5.70 l. 88 2.5 0.29 l. 27 2.81 7.60 l. 74 3 l.5 l.14 2.12 3.02 4.12 2.22 2.0 0.73 l.71 3.02 4.83 2.06 2.5 0.49 l.47 3.02 5.76 l. 92 4 l.5 l. 32 2.36 3.26 4.55 2.54 2.0 0.86 l. 90 3.26 5.20 2.37 2.5 0.58 l.62 3.26 6.20 2.20
Uit tabel G. 4 volgt dat voor alle hoogtes acceptabele snelheden worden gevonden. Een goede keus zou een bedhoogte van 2 meter kunnen zijn.
2. De drukval over de Moleculaire zeven Voor de moleculaire zeven zijn de
De viscositeit volgende '7 gegevens gebruikt. 2.16 E-7 Pas; 44.34 gimol; Het gemiddelde molecuulgewicht
Het molair volume (T-3l3, P-17.5) De soortelijke dichtheid p- Mgem *
Mgem
Vm - 672.5 mol/m3;
Vm 29.8 kg/m3;
De afneting van de pellets zijn ; diameter 0.32 cm;
lengte 0.64 cm;
Voor een overeenkomstig bolletje (volume basis) zou een diameter gelden van D-0.458 cm. (1/6*~*DA3-l/4*~*0.32A2 * 0.64).
Er volgt nu voor a;
a 1310;
De waarde voor de porositeit is e-0.5. Vergelijking 1 kan nu geschreven worden als
t,p
350 * us + 45.5E3
*
usA2 (G.7); HDe superficiele snelheid is processtroom is 3573.94 kmoljhr contacttijd is 4 seconden zodat zijn.
de te kiezen variabele. De te drogen - 993 mol/s is ongeveer 1,48 m3/s. De bruto de kolom 4 * 1.48, ongeveer 6 m3 groot moet
11
Bij een doorsnede van 2 m2 en een hoogte van 3 meter wordt de superficiele snelheid 0.74 mis. Dit leidt tot een druleval van 0.75 bar. Een verlaging is te bewerkstelligen door de diameterjhoogte verhouding verder te verhogen. In de simulatie van Chemcad is voor de drukval over de moleculaire zeef 0.2 bar aangenomen wat dus te laag is. Er moet dus rekening gehouden worden met een verhoging van deze druleval.
Symbolenlijst Bijlage G a D € H Mi '7i '7m
q,m
p pgem t.p p rl r2 Tgem usx Vm Yi x Specifiek oppervlak Diameter katalysatorbolletje porositeithoogte van het kat. bed Molecuulmassa
viscositeit van component i viscositeit van het gasmengsel molenstroom
druk
gem. beddruk drukval dichtheid
binnendiameter van kat. bed buitendiameter van kat. bed gem. bedtemperatuur
gem. superfic. snelheid Molair volume Fractie component i gem max min gemiddelde maximale minimale l/m;
m;
m; gimol; Pas; Pas; molis; bar; bar; bar; kgjm3;m;
m;K;
mis; mol/m3 ;12 Bijlage H Warmtewisselaars [lito 21, 28].
Bij deze gehele uitleg wordt van Shell/tube warmtewisselaars met gefixeerde pijpen uitgegaan, waarbij de pijpen zich in horizontale positie bevinden ( zie figuur 1 ).
Bij dit fabriek-voorontwerp zijn vier verschillende warmteuitwisselingsme-thoden toegepast :
A - warmteuitwisseling zonder fasenovergang
B - warmteuitwisseling met condensatie aan mantelzijde van bij ring zuivere damp
benade-C - warmteuitwisseling met condensatie aan mantelzij de van een bij benadering zuivere damp in aanwezigheid van een inert gas, welke in dit geval waterstof vertegenwoordigd.
D warmteuitwisseling met condensatie aan mantel zijde van een bij benadering zuivere damp in aanwezigheid van een inert gas, gekoeld door een verdampende bij benadering zuiver damp in de buizen.
Omdat het feit zich voordoet dat tijdens het doorrekenen van deze vier soorten vaak dezelfde berekeningen uitgevoerd dienen te worden zullen de te gebruiken handelingen een nummer toegekend krijgen, waarna de berekenin-gen aan de hand van deze nummers verklaard worden.
1. Voer de gemiddelde fysische constanten van de koude en de warme stromen in m p
"
À Cp T(in,uit) Q - massastroom [kg/sj] dichtheid [kg/m3] - dynamische viscociteit [kg/ms] - warmtegeleidbaarheids coëfficiënt [W/mK] warmtecapaciteit [J/kg]-temnperaturen van de ingaande -en uitgaande stromen [K] -De over te dragen warmte [W]
bereken hieruit het maximale temperatuurverschil, dTmax en het minimale temperatuurverschil, dTmin, en hiermee de dTln volgens
dTln - (dTmax-dTmin)/ln(dTmax/dTmin) (H.I) 2. In de meeste gevallen zal bij de warmteoverdracht geen zuivere gelijk-of tegenstroom optreden, doch kunnen als gevolg van de meerdere passages zowel aan de pijp als aan de mantel zijde turbulenties ontstaan. Afhanke-lijk van het soort warmtewisselaar dient de dTln hiervoor gecorrigeerd te worden. Dit gebeurt met behulp van twee parameters:
R - mk*Cpk/mw*Cpw (H.2)
P - (Tku-Tki)/(Twi-Tki) (H.3)
met deze twee parameters kan nu met behulp van de tabellen 1 de correctie-factor F, die groter moet zijn dan 0.75 gevonden worden.
3. bereken het temperatuursverschil :
dT - F*dTln. [K] (H.4)
---13
coefficient ku, waarmee het voorlopige warmte overdragend oppervlak berekend wordt:
A - Q/ku*dT (H.S)
S. Bij vele fabrikanten is de pijp diameter geen continue variabele maar beperkt het zich tot enkele standaardafmetingen. Met behulp van tabel 3 die de mogelijke combinaties geeft van
manteldiameter, Di, buisdiameter, du, steekafstand, s en het aantal buizen in de mantel. Deze parameters zijn visueel weergegeven in figuur 2.
Met behulp van de gevonden diameter van de mantel en het daarbij horende aantal buizen kan de totale omtrek van de buizen en daarmee de lengte van de buizen bepaald worden. Randvoorwaarde is nu dat diameter mantel/lengte buizen < 10, dit om constructie moeilijkheden te voorkomen.
Bij de keuze van de steek configuratie is uitgegaan van een driehoekige steek, omdat deze de beste warmteoverdracht vertegenwoordigd.
6. Bereken met behulp van de gevonden dimensie combinatie de snelheid van de materie dat door de buizen stroomt :
z aantal buizen n aantal passages
zin - aantal buizen per passage du/di - 1. 27
mb - massastroom in buizen [kg/sJ ck -snelheid stroom in buizen [mis]
ck - (mk/(p*(~/4)*di2*(z/n» [mis] (H.6) 7. Bereken met deze snelheid in de buizen de drukval over de buizen
Re - R*ck*di/~ (H.7)
Bepaal uit tabel 4 kan nu met dit Reynolds-getal de weerstandscoefficient f die optreedt in de buizen. De drukval is dan te berekenen met
dp - n*(f*144*1/di(~/~w) + 4)*0.S*p*ck2 [N/m2] (H.8)
waarbij ~w de viscositeit bij de wand is ,en ~/~w 1.
8. Ter bepaling van de drukval in de mantel dient een vergelijkende berekening plaats te vinden als bij 7. Dit is mogeiijk als voor de daar gebruikte parameters equivalenten gebruikt kunnen worden :
Di equivalent De R*c equivalent :
(H.9)
gs - mm/«di/s)*C*B) (H.10)
waarbij C de afstand tussen twee buizen is ( zie figuur 2 ) en B de keer-schotsafstand is. Deze dient geschat te worden. mm is de snelheid in de mantel.
Bereken het Reynoldsgeta1 in de mantel
Re - gs*De/~ (H.U)
Valt deze te laag uit dan dient de keerschotsafstand aangepast te worden, en het Reynoldsgetal opnieuw berekend te worden.
14
9. Berekening de warmteoverdrachtscoefficient in de buizen, met het
Reyno1dsgeta1 en het Prand1 getallen die in de buizen heerst. Met deze twee parameters kan het Nusse1tgeta1 berekend worden waarna voor de warmteover-drachtscoefficient geldt :
ai - Nu*~/di (H.12)
10. Bereken de warmteoverdrachtscoefficient in de mantel met het daar gevonden reyno1dsgeta1 en het Prand1geta1. Ket grafiek 4 kan nu reken factor Jh gevonden worden, waarmee het Nusse1t getal berekend kan worden
(H.13)
waarbij ~/~w - 1.
Bereken gelijk aan 9 kan de warmteoverdrachtscoefficient in de mantel
berekend worden :
au - Nu*~/De (H.14)
11. Schat de warmte weerstanden van de altijd optredende vuillagen aan de binnenkant van de buis,ri , en die aan de buitenkant van de buis, ru met tabel 4.
12. Bereken de totale warmteoverdrachtscoefficient :
l/ku - du/(di*i)+du*ln(du/di)/2*Às +l/au +ri + ru . (H.15)
waarbij Às de 1abda is van de wand.
13. Bij condensatie van een van de zuiver stromen gaat nu de warmte weerstand van het optredende condensaat filmpje de hoofdrol vervullen, waarbij de temperaturen van condensaat en wand een belangrijke rol
vervul-len. Daarom wordt eerst een au gekozen uit tabelS. Ket deze au kan nu een benaderde wand temperatuur berekend worden :
Twa - Ti + (au/(du/(di*ai)+au»*(Tu-Ti)
[K]
(H.16)Door vanaf de wandtemperatuur naar de gastemperatuur te middelen wordt condensaatfilm temperatuur gevonden.
Tf - (Td + Twa)/2 [K] (H.17)
14. Zoek bij de gevonden filmtemperatuur de fysische eigenschappen van het condensaat waarmee de warmteoverdrachtscoefficient van de film bepaald kan worden :
(H.18) met correctie vor het aantal buizen ( het condensaat van de bovenste buizen druppelt op die buizen eronder) geeft dit
au au(i)*z"(-1/12) [W/~] (H.19)
en vindt met deze au met 13 een nieuwe wandtemperatuur.
15. Met de gevonden warmteoverdrachtscoefficient, warmteoverdrachtwaarde en dT wordt het benogide oppervlak bepaald te worden. In verband met in -en uitstroom effecten wordt dit oppervlak met 10% vergroot. Hiermee dienen de
15
lengtes van de buizen gecorrigeerd te worden en gecontroleerd of de drukval nog voldoet. Klop Dij1 <10 niet meer dan wordt alles overnieuw gedaan met de nu gevonden ku als beginschatting.
Warmtewisselaars
A - 1 - 2 - 3 - 4 - 5 - 6
Als de gevonden snelheid in de buizen te laag of te hoog is dient met 5 een nieuwe combinatie gevonden te worden net zolang tot de snelheid voldoet.
- 7 - 8 - 9 - 10 - 11 - 12 - 15.
B - 1 - 4 - 5 - 6
Als de gevonden snelheid in de buizen te groot of te laag is dan dient 5
herhaald te worden totdat de snelheid voldoet.
- 7 - 9 - 11 - 13 - 14
Klopt de gevonden wandtemperatuur niet met de eerder bepaalde dan moet 13 opnieuw gedaan worden met een nieuwe a1phau schatting.
15
C- Condensatie van een, in dit geval bij benadering, zuivere stof in
aanwezigheid van een inert gas is een geval apart. Nu is het condensaat-filmpj e dat gevormd wordt niet meer de warmteweerstand maar belemmert de diffusie van het condenserende gas naar de wand een goede warmteoverdracht.
1- 4 - 5 - 6. Zonodig terug naar 5.
- 9 - 10 - 13
Nu het diffusie gedeelte. Hier wordt het Schmidtgeta1 ingevoerd
Sc - '1*CpjD (H.20)
waarbij D de diffusie coefficient van het te condenseren gas dat door de inerte fase naar de wand diffundeert.
(H.21) De partiele spanning van het te condenseren gas, Ppart en de dampspanning bij de berekende filmtemperatuur, Pdamp dienen nu ingevoerd te worden.
au - (au*(Tg-Tf)+beta*dH*(Ppart-Pdamp»j(Tk-Tw) [Wjm2K] (H.22)
Klopt deze niet met de eerder ingevoerde a1phau dan weer naar 13 en vanaf daar hetzelfde.
D - In eerste instantie wordt er vanuit gegaan dat de stroom in de buizen niet verdampt. Dan volgt er een berekeningsvolgorde die gelijk is aan die van C. met dit verschil dat nu de inwendige warmteoverdrachtscoefficient alphau met een factor vier vermenigvuldigd wordt als gevolg van het verdampen. Hierna wordt met 12 de totale overdrachtscoefficient berekend.
Bijlage 1 Berekening compressor. Vi - 28.87 mA3/s m - 19.60 kg/s Pi - 1 bar Ti - 40°
e
P - 17. 5 bar T - 40°e
°
°
drukval warmtewisselaar 0.2 bar
Stofgegevens: cp Cv 2.53 kJ/(kg*K) 2.11 kJ/(kg*k) 1. 20 19.96 kgfkmol 16 k M R Z 8.3144 kJ/(kmol*k) dus 0.4166 kJ/(kg*K) 0.994 il trappen E -a (,rn - 1 ) (,rn. - 1) (k-l)jk - 0.8 ~ - drukverhouding m - (k-l)/k m·- (n-l)/n Ep -(n-l)/n
uit Ea - 0.8 [lit.lO] volgt dat Ep - 0.81
i/trappen 1 2 3 Po/Pi 17,7 4.28 2.7 Ta/Ti - (pi/po)m 1. 80 1.35 1.25 K 563 421 384 To
Oe
290 148 111tabel 11 Trap uitgangstemperatuur bij een, twee en drie trappen.
Gelet op de uitgangstemperatuur is een 3-trapscompressie de beste oplossing
(zie fig. 12). Dit om ongewenste polymerisatie, die tot vervuiling
aanleiding geeft, te voorkomen.
11
waaiersIn het diktaat st42 [lit 32,blz 57] wordt vermeld dat voor H2 een
drukverhouding per trap van 1.025 en voor lucht een drukverhouding
van 1.4 per trap mogelijk is. Lineaire interpolatie levert voor ons mengsel met een molaire massa van 19.96 een drukverhouding van 1.28.
Aangezien de drukverhouding per trap 2.7 is, moet het mogelijk zijn om met vier waaiers per trap dit te halen.
H f1l ..0 C"l o Ul .,-l
17
Het omkeerbaar adiabatisch compressie vermogen wordt gegeven door:
Wto
in
* k/(k-1) * Z * R*
Ti * (1 - ,ra)- 2. 743*10A3 kW/trap.
Het overall rendement wordt gegeven door Eo. _ ~
*
E •.Een redelijke schatting is 0.80 [lit 1] .Het totaal niet omkeerbaar
technisch vermogen wordt dan: 10.29 MW.
Het isotherm compressie vermogen volgt uit:
W - n * m * R
*
'r<' * ln(pdpo)- 7.44 MW.
Dus het isotherm rendement bedraagt 7.44/10.29 is 72%.
De warmte die afgevoerd moet worden is gelijk aan het toegevoerde vermogen, minus de enthalpie verhoging van het gas.
Q.f - Wt - H
10.29 - 0.37
- 9.92 MW
Van deze warmte kan 6.99 MW afgestaan worden aan de reboi1er van de
P/P-splitter . De rest van de warmte wordt afgevoerd met koelwater en met de propaanrecycle.
De hoeveelheid stoom die de condensatie turbine nodig heeft, kan met behulp van het T,S-diagram van water afgeschat worden.
Uitgaande van stoom met een druk van 40 bar, een temperatuur van 410°C en een rendement van 85%, heeft de condensatie turbine 13.2 kg/s nodig. Aangezien de bedrijfstijd 8000 uur per jaar is, komt dit neer op 380 * 10A3
ton/jaar.
Compressor Demag (zie fig 13)
Er is bij compressorfabrikant Demag geinformeert naar de uitvoeringsvorm van de compressor zoals deze voorkomt in het proces. De resultaten waren als volgt: gegeven: Pi Po Ti m 1.0 bar - 17.5 bar -313 K - 19,95 kg/s Uitkomst: W 10.715 MW
3 traps compressie met 12 waaiers in 2 huizen, in de eerste trap wordt de volume stroom gesplitst
gecomprimeerd (zie fig 13)
fig. 12 Compressoruitvoering volgens DE MAG met split flow in de eerste compressie trap, acht waaiers per huis.
t-'
-J
18 Symbolenlijst compressor karakter c E H m p Q R T V indices a i m no o p t v oa betekenis warmtecapaciteit rendement enthalpie massastroom druk warmte gasconstante temperatuur volume vermogen drukverhouding adiabatisch in mechanisch niet omkeerbaar out druk technische volume overall adiabatisch eenheid kJ/(kg*k) kJ kg/s bar kJ kJ/(kg*K) K,oC mAJ
19
Bijlage J Dimensionering gas/vloeistof scheiders [lit 30] Verticale gas/vloeistof scheider (zie fig J1)
voeding: Qs - 2.08 Ql - 4.7e-4 Ps - 0.77 Pl - 690.5 m"3/s m"3/s kg/m" 3 kg/m"3 eis: < 0.105 mis (0.25 * 11' * D2) Ps )"0.5 ~ax - 1.2 * Qs * ( (Pl
-
ps) - 0.107 m"3/sHieruit volgt: D > 1. 39 m. Neem D - 1.40 m
H - h + di + 0.3*D + 0.9*D
Waarin h de hoogte voor de benodigde ho1d up time is. De totale ho1d up time is 3 minuten voor niveauregeling om de gewenste evenwichtsstand plus twee maal 5 minuten voor operator intervention. Deze tijd is sterk afhankelijk van de tijd die een operator nodig heeft om in te grijpen en de gevolgen die overlopen of droog vallen van het vat kan hebben (zie fig. J2).
LZA (HH) trip action
5 min.
lA (H) pre alarm
3 min.
lA (L) pre alarm
5 min.
LZA (11) trip action
fig. J2 Ho1d up time
Totale ho1d up time bedraagt dus 13 min. Dus h - t * Ql / A h - 0.24 m
Met di is 0.24 m wordt H - 0.24 + 0.26 + 0.42 + 1.25 - 2.17 m
Diameter vloeistof uitlaat
De snelheid van de vloeistof mag niet boven de 1 mis liggen om mees1euring van gasbellen te voorkomen. Hieruit volgt dat de dl groter moet zijn dan 0.184 m. Neem dl - 0.19 m
- t - - - - . - - C c Ol o
-'0 C M d 19a J: J: c:( N -I I 11,I
1 )( u..
...
0>
3
.g
+-> ::l 0 I ~ CJ 0 ~ ~ rl m m CJ .,-i +-> H (IJ :> rl 'J bO .,-i 4-i20 Vortex-breaker
De vortex-breaker is een stromingsgeleider die vlak boven de uitlaat van de vloeistofstroom zit. De vortex bestaat uit twee boven elkaar gelegen tralie werken (zie fig. J3). Hij voorkomt dat gasbellen meegesleurd worden en gaat het ontstaan van een draaikolk tegen. De afmetingen van de vortex zijn 0.46 * 0.46 * 0.19 m (L * B * H).
Horizontale gas/vloeistof scheider (zie fig. J2) voeding: Qs Ql Ps Pl 0.59 2.67e-2 633.5 3.26 mA3/s mA 3/s kg/mA 3 kg/mA 3
De afmetingen van een horizontale gas/vloeistof scheider worden bepaald door de grootte van de vloeistofstroom en de ho1d up time.
Eisen:
- Ho1d up time 13 min.
- L/D verhouding is ±3, varieerend van 2.5 tot 6.0
~ax
<
0.15 misAs
Met trial en error worden de afmetingen ven een horizontaal vat bepaald: 1 10 m
D 2.5 m Al 0.45*A
~ax
- 0.054 mis dus o.k.
A
hoid up time - 13 min.
Voor een vloeistof snelheid kleiner dan 1 mis moet dl groter zijn dan 0.184 m.
I
I
20a
l.--d~/3
or4d
n- - J
I
'UseWhich~er
is stnäiiër"'I
I
dil 13 or 4-dnI
1 in. dn=
nozzle dia.dil = vessel dia.
dn/2 (3 in. minimum)
~
d ~I
I.. n
t
fig. J3 Vortex breaker (lit.31).
-""'i"-...
I
---, , .;.--Aods, bars/angle .
irons for support
of grid legs·
"
" Bearing bars, up to 3/16 in. thick
end 1 in. apart
... .. " Connecting
rods
(welded) at .. , ... .', 4 in.-spacing .,
.
. :r'..
" ~ .,'
.
. . ." i . Outer vessel-wall . 10 o tJ21 Symbolenlijst gas/vloeistof scheiders karakter A D H h L Q v p indices g i 1 m betekenis oppervlak diameter vat hoogte hoogte ho1d up lengte vat volume stroom gassnelheid dichtheid gas inwendig liquid mengsel eenheid mA2 m m m m mA) mis kg/mA)
22 Bijlage K Pompen
Het vermogen van de pompen wordt als volgt bepaald: Q
*
p * g * l\nan P - ---,met b.v. pomp P20 Q 0.028 mA3/s P - vermogen Q - volumestroom g - gravitatie versnellingl\nan - opvoerhoogte in meters vloeistofkolom
'7 - rendement
p*g*l\nan 9.5e5 N/mA2
Een redelijke waarde voor '7 bij deze capaciteit is 0.65 [lit 32,b1z 39]. Het vermogen, wat nodig is, bedraagt 41 kW. De lagere waarde in het CHEMCAD report wordt veroorzaakt door het feit dat het rendement hoger gekozen is.
23 Bijlage L dimensionering kolommen
1 Dimensionering debutanizer volgens chemica1 engineering [lit.15] COLOMN SECTION
Recification Stripping Top Bottom Top Bottom
Temperatuur T °C 43.8 46.8 47.3 99.1
Druk P Bar 15.0 15.4 15.4 15.5
Vapour mass flow rate Lv Kg/s 11.8 12.1 12.1 13.7 Liquid mass flow rate Ll Kg/s 5.48 5.42 12.6 14.1 Density vapour pv Kg/mA3 33.5 34.3 34.3 39.5 Density 1iquid pi Kg/mA3 457.7 457.9 458.0 462.0
Viscosity IJ mPa.s 0.108 0.108 .108 0.113
Surface tension (1 N/m 4.88E-3 4.80E-3 4.79E-3 3.9E-2
Re1ative vo1ati1ity a - 2.506 2.463 2.450 1.991
Theoretica1 number of stages Nth 11 49
Rectification Stripping Flow parameter Fl-L1/Lv*(pvjp1)A. 5
-
0.125 0.292Tray spacing. Ts m 0.45 0.45
•
Capacity constant Kl fig(L1 )
-
0.076 0.058 Kl correct ion Kl-K1*(u/.02)A.02-
0.060 0.044Ug.max - K1«p1-pv)/pv) mjs 0.22 0.16
Lv
Co1omn Diameter-1.2616*(---)A. 5 m 1.6 2.0 pv*Ugmax
Co1omn efficeny Ecol-.5(a*IJ)A-0.23 % 69 70 Number of stages Ncol-NthjEco1 11 70
Height between top&bottom tray m 42.1 Ht-(Nco1-1)*Ts
24
VERVOLG BEREKENING volgens chemica1 engineering.
TOP BOTTOM
DEBUTANIZER
DIAMETER D m 1.6 2.0
COLOMN AREA AC-1f/4*D2 m2 2.01 3.14
DOWNCOHMER AREA Ad-.12*Ac m2 0.24 0.38
NET AREA An-Ac-Ad m2 1.77 2.76
ACTIVE AREA Aa-Ac-2*Ad m2 1. 53 2.38
HOLE AREA Ah-0.10*Aa m2 0.153 0.24
MAX VELOCITY THROUGH HOLES 2.3 1.5
Uh-U g , maxi Ah m2 DRY PLATE DROP
Hd-sl*(Uh/C)2*pv/pl mm 27.8 12.8 (Dhole-smm,plate thickness-smm)
-> C-0.8S
RES IDUAL HEAD Hr-12.sE3/pl mm 27.3 27.2
WEIR HEIGHT Hw-sO mm 50.0 50.0
WEIR CREST How-7s0(Ll/(pl*lw)A2/3
(with lw-0.7s*D) mm 34.8 54.5
TOTAL DROP Ht-Hd+Hr+(Hw+How) mm
139.8 144.5
TOTAL DROP/PLATE AP-Ht*p'*9810
(with p'-pl/2) N/mm2 305 326
25 RESULTATEN DIMENSIONERING DEBUTANIZER
#
THEORETISCHE SCHOTELS# PRAKTISCHE SCHOTELS RE FLUX
INWENDIGE DIAMETER KOLOM BUBBLING AREA DIAMETER SCHOTELPERFORATIES STEEK PERFORATIES # SCHOTEL PERFORATIES HOOGTE OVERLOOPRAND LENGTE OVERLOOPRAND DRUKVAL / SCHOTEL SCHOTEL RENDEMENT HOOGTE KOLOM EIS 1 EIS 2
SCHOTEL lAY OUT
TOP 31 45 1.6m 1. 52 m2 5.0 mm 14.0 mm 7790 50 mm 1.20 m 305 N/mm2 0.83 70% 48.1 BODEM 17 24 2.0 m 2.38 m2 5.0 mm 14.0 mm 12219 50 mm 1.50 m 326 N/mm2 99.9% recovery propaan 0.1 mol% butaan in top CROSS FLOW (single pass)
r
.~.
-
--
Plote spocing t m'--_ I
1-
-1CT2 OOI-
-
-
-
--FIG.L-
0'90-
...
-
PO()
...
- 0'15...
... " : - - - - 1...
...
"',
r---
0'30 ..."
0'25 ... ... ...~
;::
'"
'OiiiiiiO 0'/5 • r... ~ ~ 1-0..,
~~
:""'. ~,',
~
~'"
~
'
..
,
",,-"
'-,
'~~
0'1 10Flooding velocity, sieve plates
26
2.0ntwerp deethanizer volgens chemical engenering
COLOMN SECTION
Recification Stripping Top Bottom Top Bottom
Temperatuur T °C -30.8 47.1 52.3 63.7
Druk P Bar 23.95 24.0 24.0 24.5
Vapour mass flow rate Lv Kg/s 5.45 6.98 17.79 22.67 Liquid mass flow rate Ll Kg/s 5.45 6.53 36.15 39.93 Dens i ty vapour pv Kg/mA3 4l.1 48.6 53.2 57.9 Dens i ty liquid pl Kg/mA3 451.0 448.1 449.2 42l.1 Viscosity IJ mPa.s 0.085 0.080 0.080 0.078 Surface tension 0 N/m 4.88E-3 3.77E-3 3.43E-3 2.65E-3
Re1ative volatility a - l. 957 2.00 l. 90 l.20
Theoretical number of stages Nth
I/
71Rectification Stripping Flow parameter Fl-L1/Lv*(pv/p1)A.5
-
0.308 0.700Tray spacing, Ts m 0.45 0.45
Capacity constant Kl fig(Ll )
-
5.5E-2 3.9E-2 Kl correction KI-K1*(o/.02)A.02-
4.lE-2 2.7E-2Ug,max - Kl«pl-pv)/pv) mis 0.12 0.07
Lv
Colomn Diameter-1.2616*(---)A. 5 m l.2 3.0 pv*Ugmax
Colomn efficeny Ecol-.5(a*IJ)A-0.23 % 76 80 Number of stages Ncol-Nth/Ecol
I/
89Height between top&bottom tray m 40.05 Ht-(Ncol-l)*Ts
27 VERVOLG BEREKENING Chemica1 Engineering
TOP BOTTOM
DEETHANIZER
DIAMETER D m 1.20 3.00
COLOMN AREA AC-1f/4*D2 m2 1.14 7.07
DOWNCOMMER AREA Ad-.12*Ac m2 0.14 0.848
NET AREA An-Ac-Ad m2 1.00 6.22
ACTIVE AREA Aa-Ac-2*Ad m2 0.86 5.38
HOLE AREA Ah-0.10*Aa m2 0.086 0.54
MAX VELOCITY THROUGH HOLES 1. 55 0.72 Uh-U g , maxi Ah m2
DRY PLATE DROP
Hd-51*(Uh/C)2*pv/p1 mm 17.7 4.8 (Dho1e-5mm,p1ate thickness-5mm)
-> C-0.85
RES IDUAL HEAD Hr-12.5E3/p1 mm 27.7 29.1
WE IR HEIGHT Hw-50 mm 50.0 50.0
WEIR CREST How-750(L1/(p1*lw)A2/3 35.1 66.4 (with 1w-1. 20*D) mm
TOTAL DROP Ht-Hd+Hr+(Hw+How) mm 130.5 150.3
TOTAL DROP/PLATE AP-Ht*p'*9810 616.3 716.3 (with p'-p1/2) N/mm2
