Kostenvergelijking van thermische en enzymatische ureum hydrolyse installatie

•

Nr:

2658

o

.

•

laboratorium voor Chemische Technologie

•

•

•

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp (

van

•

.E._ S .•...

van ..

DQesbwrg_.en.T._ ..

Baart

..

de .. la.F.a.llle.

•

onderwerp:

.. Kostenv:er,gelij.king .. :van .. thet'lTlische .. en .. enzymatische

•

... 4:lFeum.hyffi?G-ly-se··insta-lla-tie···

•

•

_{adres: Zuidzijde 130 2411 RX Bodegraven opdrachtdatum : jan. 1986} Hof van Delftlaan 39 2613 BJ Delft verslagdatum : mei 1986

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Samenvatting

Een enzymatisch en een thermisch hydrolyseproces, beiden om het stikstofgehalte in de afvalwaterstroom van 31 ton per uur van een ureumfabriek te verminderen, worden op kostenbasis met elkaar vergeleken. De thermische hydrolyser bestaat uit een schotekolom. De enzymatische hydrolyser bestaat uit een

fluïde-bed, waarbij de geïmmobiliseerde urease deeltjes, door middel van doorregenen, semicontinu door de kolom gevoerd worden. De overige procesomstandigheden zijn voor beide processen nagenoeg gelijk.

Uitgaande van de gegeven capaciteit en milieu-eisen zijn beide processen geoptimaliseerd. Voor de optimale situatie is de apparatuur gedimensioneerd, waarmee vervolgens de kosten berekend kunnen worden. Gestreefd wordt om een gebied af te bakenen binnen welke grenzen een van beide processen

commercieel de voorkeur verdiend.

De prijs van geïmmobiliseerd urease op zand is berekend op f 220,-jkg. Na een uitgebreide kostenanalyse blijkt dat de energie prijs nauwelijks enige invloed op de commerciële discriminatie tussen de beide processen heeft. De

energiebehoeft blijkt namelijk nauwelijks afhankelijk van de proceskeuze, maar voornamelijk bepaald te worden door de nadesorber. De beginactiviteit en stabiliteit van het urease en de aanschafkosten van de thermische hydrolysekolom blijken wel grote invloed op de kosten en daarmee op de proceskeuze te hebben.

•

•

~.

I

.

•

~

r

•

•

•

•

•

•

•

Conclusies

De resultaten van de kostprijsschatting voor geimmobiliseerd urease wijzen uit dat het mogelijk lijkt het geimmobiliseerde urease voor f 220,-/kg discontinu te produceren. Hierbij kan misschien het mengen en drogen van grote hoeveelheden vaste stof voor problemen zorgen waardoor een langere verblijf tijd en/of duurdere apparatuur nodig is. Het is gewenst nadere

gegevens hierover te verzamelen.

Het grootste deel van bovengenoemde kosten bestaat uit

fermentatiekosten waarvan de investerings- en onderhoudskosten het grootste deel vormen.

De enzymatische hydrolyser bestaat uit een zeefkolom van ca. 7 schotels, met een hoogte van ca. 4 m en een diameter van ca.

0,55 m. Deze waarden zijn afhankelijk van de beginactiviteit

en stabiliteit van het enzym.

De thermische hydrolyser bestaat uit een zeefkolom van 19

schotels met een hoogte van 15,5 m en een diameter van 1,65 m.

De desorbtiekolommen zijn voor beide processen nagenoeg gelijk. Dit geldt ook voor de warmtewisselaars, voor de enzymatische hydrolyse is echter een extra koeler nodig. Voor de enzymatische hydrolyse blijken de kosten voor

geimmobiliseerd urease kostenbepalend te zijn. De volgende kosten bepalende factor is de stoom.

Voor de thermische hydrolyse zijn de stoomkosten kostenbepalend, gevolgd door de aanschaf van de hydrolysekolom.

Vergelijkt men de enzymatische hydrolyse installatie met de thermische dan valt op dat het energieverbruik in beide

gevallen nagenoeg hetzelfde is. In beide gevallen is verreweg de meeste stoom nodig voor de nadesorbtie.

Een economische keuze tussen beide processen komt in het kort neer op een kostenvergelijk tussen enerzijds een thermische hoge druk hydrolysekolom en anderzijds de enzymkosten. Deze enzymkosten zijn weer in hoge mate afhankelijk van de

beginactiviteit en stabilitei t van het enzym.

In dit verslag is verder geen rekening gehouden met mogelijke enzymvergiftiging, afgezien van een nog onbekende

•

•

;

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Inhoudsopgave 1. 2 • 2.1. 3. 4. 4.1. 4.2. 4.3. 4.4. 5. 5.1. 5 . 2 . 5.3. 5.4. 6. 6.1. 6.2. 7 • Inleiding

Uitgangspunten voor het ontwerp Lijst van fysische constanten Procesbeschrijving

Procescondities, apparaatkeuze en optimalisatie Enzymatische hydrolyse Thermische hydrolyse Berekening desorbers Berekening warmtewisselaars De immobilisatie procedure Fermentatie Coaten Immobilisatie Kostprijsberekening

Kostprijsbepaling en commerciele discriminatie Enzymatische hydrolyse Thermische hydrolyse Massa en warmtebalansen Symbolenlijst Literatuur Bijlage 1 Bijlage 2 Bijlage 3 Bijlage 4 Bijlage 5 Bijlage 6 Bijlage 7 Bijlage 8 Bijlage 9 Bijlage 10 Bijlage 11 Bijlage 12 Bijlage 13 1 2 4 5 9 9 15 18 25 31 31 32 32 33 36 36 37 38 41 46 47 50 52 54 56 58 59 60 61 62 63 64 65

•

•

~. 1 .

•

•

•

•

•

•

•

1 Inleiding

Een ureum-plant bij DSM heeft een totale afvalwaterstroom van 31 ton per uur. De samenstelling van deze stroom is: 1% (w/w) ureum, 5,6% (w/w) ammoniak en 3,6% (w/w) kooldioxide. Om

milieu redenen moet de stikstofbelasting tot 10 ppm gereduceerd worden.

Ureum kan hydrolytisch omgezet worden in ammoniak en

kooldioxide, welke weer teruggevoerd kunnen worden naar de synthesesektie. Deze hydrolyse van ureum tot ammoniak en kooldioxide volgens de volgende reactie:

CO(NH₂)2 + H₂0

<=>

CO₂ + 2 NH₃

kan zowel thermisch als enzymatisch geschieden. In dit

fabrieksvoorontwerp worden deze beide processen op commerciële basis met elkaar vergeleken. Hierbij is uitgegaan van een voorgaand fabrieksvoorontwerp [1], welke economisch

geoptimaliseerd en wat betreft de kostenberekening uitgebreid is. De enzymatische hydrolyse kan continu uitgevoerd worden in een meertraps fluïde-bed zonder de door la Riviere en van den Oever genoemde problemen [1], zoals het semi-discontinu

werken, met als gevolg hogere personeelskosten.

Voor een commerciële evaluatie is een reële schatting van de kostprijs van het geïmmobiliseerde enzym noodzakelijk. Om deze reden is een ontwerp gemaakt voor de immobilisatie van

Bacillus Pasteurii met een capaciteit van 500 kg/week. Er is gebleken dat het moeilijk is de door NOVO gegeven

specificaties voor beginactiviteit en stabiliteit te halen. Dit heeft grote gevolgen voor de commerciële discriminatie tussen beide hydrolyse processen. Het wordt daarom van belang geacht de invloed van enzym stabiliteit, beginactiviteit en energieprijs op de discriminatie tussen beide processen te bepalen. Gestreefd wordt een gebied te kunnen afbakenen binnen welke grenzen een van beide processen commercieel de voorkeur

•

•

~. 2 .

•

•

•

•

•

•

•

•

•

2

Uitgangspunten voor het ontwerp

Voor het maken het van ontwerp wordt uitgegaan van een continue afvalwaterstroom van 31 ton per uur met een samenstelling in massaprocenten van [2]:

89,8% 1,0% 5,6% 3,6%

Om de reactie zover aflopend te maken dat aan de eis van

10 ppm wordt vodaan, mag de ingangsconcentratie ammoniak niet boven de 1% (w/w) liggen omdat het strippende effect van de stoom anders ontoereikend is [2].

Voor het enzymatische proces met urease van geimmobiliseerde B. Pasteurii op zand geldt ook een evenwichtssituatie. Omdat niet met levende organismen gewerkt wordt is het hydrolyse proces niet aflopend, wel zal het evenwicht gunstiger liggen als bij de thermische hydrolyse, hetgeen ook noodzakelijk is omdat het strippende effect van de stoom hier niet aanwezig is. Omdat tijdens experimenten is gebleken dat produkt

inhibitie optreedt, maar het nog onduidelijk is in welke mate dit gebeurt, is ervan uitgegaan dat voor de enzymatische

hydrolyse dezelfde eisen aan de ingaande vloeistofstroom van de hydrolyser gesteld moeten worden. Het reduceren van het ammoniakgehalte geschiedt in de predesorber, aangenomen is dat als het ammoniakgehalte in de uitgaande vloeistof stroom tot 1%

(w/w) daalt het CO

2 gehalte tot 0,1% (w/w) daalt [1,2]. In

de hydrolysestap wordt het ureumgehalte teruggebracht tot 9 ppm. Voor de samenstelling van de uitgaande vloeistofstroom van de hydrolysestap is uitgegaan van de door Bruls [2]

gegeven verhouding:

CO(NH₂)2 : NH

3 : CO2 = 10 ppm : 1,34% : 0,017% (w/w)

De tweede desorber reduceert het ammoniakgehalte tot 1 ppm in de uitgaande vloeistofstroom. Samen met de 9 ppm ureum voldoet dit aan de eis voor de stikstofbelasting.

De retourstroom wordt naar de synthsessektie van de fabriek

teruggevoerd en dient daarom zo min mogelijk water te

bevatten.

Er is stoom aanwezig bij twee drukken: 4 en 15 bar.

Voor het bepalen van de kostprijs van het geïmmobiliseerde enzym is uitgegaan van de immobilisatie procedure op

- - - -- - - -- - - - --

---•

•

:

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3

Bij het ontwerp is uitgegaan van een capaciteit van

500 kg/week. Verder is aangenomen dat geproduceerd enzym met verschillende beginactiviteit en stabiliteit dezelfde

kostprijs heeft.

Voor de fermentatie is ervan uitgegaan dat perslucht aanwezig is.

Aangenomen wordt bovendien dat afgekeurde korrels worden geloosd, eventueel kunnen deze teruggevoerd worden.

De tijdens de immobilisatie gebruikte chemicalien

hexamethyleendiamine en glutaaraldehyde zijn irriterende

stoffen. Salpeterzuur is een bijtende stof, de MAC-waarde is 2 ppm. Aan de hand van de literatuur [4,5] is zowel voor de produktie van geimmobiliseerd enzym als voor de

afvalwaterzuivering gekozen voor austenitisch roestvaststaal 316, daar dit zeer corrosiebestendig is. Dit is vereist omdat anders.het ~~zym vergiftigd kan worden en omdat NH₃ met CO

2 corroslef zlJn.

r - -

---•

•

[0.

r

I 2.1.

I

•

•

•

•

•

•

4

Lijst van fysische constanten

fz+e

f z (Je d p Km

= dichtheid geimm. urease korrel = dichtheid zand

= dichtheid cellen

= deeltjes diameter (geimm. korrel)

=

affiniteitsconstante

beginactiviteit gelmm. urease = halfwaardetijd geïmm. urease MNH = molecuulgewicht ammoniak 3

M

= molecuulgewicht ureum CO(NH₂)2 C'

_o

g = molecuulgewicht kooldioxide molecuulgewicht water

= doorstroomcoefficient zeef schotel = doorstroomcoefficient valpijp = gravitatie constante 1520 2600 3 kg/m 3 kg/m 1080 kg/m3 0,83 10- 3 m 10 kg ureum/m3 1,5-8 10- 3 s-l 150-1500 hr 17 kg/kmol 60 kg/kmol 44 kg/kmol 18 kg/kmol 0,67 0,55 2 9,82 mis

I

I

,

•

•

-•

•

•

-·

e

-I

_I

I

I

-3 •

5

Procesbeschrijving

Het processchema van de enzymatische hydrolyse is gegeven in schema A. De ureumbevattende afvalwaterstroom van 42'C en 1 atm wordt opgevangen in het opvangvat Vl.

Nadat de stroom op 3,5 bar is gebracht met pomp P3 en warmtewisselaar H2 gepasseerd is komt ze met 118'C en 3,5 atm de predesorber T4 in.

In deze predesorber wordt het ammoniakgehalte in de

afvalwaterstroom gereduceerd tot 1% met stoom welke uit de nadesorber T9 komt en dus al wat ammoniak en kooldioxide bevat, echter nog ver genoeg beneden het evenwicht. Deze stroom levert tevens de warmte nodig voor het verdampen van ammoniak en kooldioxide omdat de stoom uit deze stroom

condenseert. De stroom verlaat de predesorber op 3,5 atm en 139'C. De stoom die de predesorber verlaat wordt teruggestuurd naar de synthesesektie.

Omdat de enzymatische hydrolyse optimaal werkt bij 35'C [2] moet de afvalwaterstroom gekoeld worden van 139'C tot 35'C. Dit gebeurt met warmtewisselaar H2 en koeler H6.

De enzymatische hydrolyser bestaat uit een schotelkolom,

waarin het geimmobiliseerde enzym boven ingevoerd wordt en de afvalwaterstroom beneden. Elke schotel werkt als een fluide bed. Door de vloeistofstroom telkens even te onderbreken, vindt doorregenen van het geïmmobiliseerde enzym plaats. De afvalwaterstroom die de hydrolyser verlaat bevat 9 ppm ureum, 1,34% (w/w) ammoniak en 0,0117 % (w/w) kooldioxide. De

ammoniak en de kooldioxide worden verwijderd in de nadesorber T9 door desorptie met lage druk stoom, welke ook de benodigde energie levert. Alvorens de afvalwaterstroom de nadesorber bereikt, passeert ze de warmtewisselaar H8, welke de stroom op 126'C brengt. De afvalwaterstroom die de nadesorber verlaat heeft een stikstofbelasting onder de 10 ppm en kan geloosd worden nadat ze gekoeld is tot 40'C door passage van

warmtewisselaar H8 en koeler H10.

Schema C toont het processchema van de immobilisatie van Bacillus Pasteurii op zandkorrels. Bacillus Pasteurii wordt opgekweekt in een batch fermentatie-trein ~an 4 fer~entoren

met oplopend volume van 3,5 1, 70 1, 1,4 m en 20 m. Dit is noodzakelijk omdat 5% voorkultuur geent moet worden en een eindopbrengst van 625 kg natte cellen nodig is bij een concentratie van 14-15 g natte cellen/I. De cellen worden vervolgens afgescheiden in een nozzle-centrifuge en hierin

gew~~sen ~et _{KH 2P04 . Voor het} ~mmob~liseren is van een batch-geWlJze dlscontlnue procesvoerlng ultgegaan. Zand wordt

gewassen met salpeterzuur en vervolgens in een konische menger met roterende schroef gebracht, waarin het gecoat wordt met een in een apart vat bereid coat-mengsel. Drogen vindt plaats

I,---~-~---

-•

•

..

•

•

•

•

I.

•

•

•

•

6

in een fluïde bed droger. Door een tweetal zeefplaten wordt lucht geblazen. Tevens wordt dit apparaat als zeef gebruikt, nadat de lucht is stopgezet. Te kleine deeltjes vallen door de tweede zeef, terwijl sammen geklonte te grote deeltjes op de eerste zeef blijven liggen. Vervolgens vindt immobilisatie van de cellen plaats door toevoegen van het cellen-immobilisatie-mengsel aan gecoat zand in eenzelfde konische menger met roterende schroef. Na drogen met stikstof in een fluïde bed droger wordt het geïmmobiliseerde enzym verpakt en koel bewaard onder stikstof .

Het proces schema van de thermische hydrolyse is gegeven in schema B. Het belangrijkste verschil met de enzymatische hydrolyse is uiteraard de hydrolyser. In de thermische hydrolyser wordt in tegenstelling tot de enzymatische

hydrolyser bij hoge temperatuur (195'C) en druk (gem. 14 bar) gewerkt. Hierdoor moet de warmtewisseling worden aangepast en is een stevigere kolom nodig. Een ander verschil met de

enzymatische hydrolyser is dat nu zowel de gasstroom uit de nadesorber als ook de gasstroom uit de hydrolysekolom naar de predesorber worden teruggevoerd. De gasstroom uit de

hydrolysekolom wordt geexpandeerd van 13 tot 3,5 bar, waardoor de temperatuur van 192'C tot 164'C daalt. De vloeistofstroom uit de thermische hydrolysekolom moet ook van 15 tot 3,5 bar geexpandeerd worden. De warmtewisselaar hoeft de stroom maar tot 147'C te koelen verdere koeling wordt bereikt door

expansie, hierdoor onstaat een vloeistof/damp evenwicht bij de evenwichtstemperatuur 139'C.

•

AFVALWATER u.-.uml.brt.k

•

•

GEMM ~ SCHEMA A V 1 VOORRAADVAT H 2 WARMTEWISSELAAR P 3 CENTRFUGAAlPOMP T .. YOORDESORBER T ~ ENZYMATISCHE HYDROlYSER H 6 I<OE.lER P 7 CENTRifUGAALPOMP H 8 WARMTEWISSELAAR T 11 NADESOBER H10 KOELER

•

•

•

•

•

NH,/COZ/HzO-m .. ng'''1 naa, Synth ... ktle

T9 STOOM ~ .... GEZUIVERD WATER AFVALWATER

SCHEMA'S VAN ENZYMATISCHE (SCHEMA A) EN THERMISCHE (SCHEMA B) HYDROLYSE VAN UREUM IN AFVALWATER

t 8aa,t de la Failie E.s. van Do ... bu'g

o

St'Oomnr.

D

T .. mp. In·C

0

Ab.oIute d,uk In ba'

r.V.O. No 26~ ", .. 1 1986

•

•

•

NH3/C02/H~-m .. ng ... 1 naa' Svnth ... s .. ktie V 1 VOORRAADVAT H 2 WARMTEWISSELAAR P 3 CENTRFUGAAlPOMP T .. VOOROE.SORBER H ~ WARMTEWISSELAAR T8 STOOM SCHEMA B P 6/CENTRFUGAAlPOMP T 7 THERMISCHE HYDAOl YSER T 8 NADESORBER

H 11 KOELER

•

ZUUR LOOG ENT

--

I ,

~

Perslucht Stoom ZAND HNO) ___ TE_..:R-,-_~~_~ M1 ~~F M 2 MENGER F 3 S TER1ELFLTER F 4 S TERIELFt. TER R!> FERMENTOR M 6 I(()NISCH( MENGER

•

F4

MET ROTERENDE ~HROEF

•

•

GDA ~ ____ ~ ~r.lucht COATEN F 7 STERIELFILTER R 8 FERMENTOR P 9 POMP MlO MENGER F 11 STER1ELFILTER M12 FLUIDE BED DROGER

•

FERMENTAnE AGAR EPILINK HMD WATER EPIUNK HMD PEl ~ R 13 FERMENrOR M14 MENGER P"6 POMP F 16 STER1ELFILTER

•

M'7 KONISCHE MENGER

MET ROTERENDE SCHROEF

•

•

I M M08I LISEREN R18 FERMENTOR T 19 OROOGKOLOM C20 COMPRESSOR M2' CENTR1FLGE M22 FLUIDE BED DROGER

•

-

0

,

•

•

rTl~:

~21

i

I

BIOMASSA N2 CD GEIMMOBILISEERO UREASE NAAR KOELCEL

BEREIDING VAN GEIMMOBIUSEERD UREASE (HYDROL KAn OP ZAND

ta.rt ~ 18 FeII~ ES "., Doesburg

Sc

hema

C

F.V.O. No. 26!>8 MeI 1986

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

9

4. Procescondities, apparaatkeuze en optimalisatie

4.1. Enzymatische hydrolyse

Kinetiek

De kinetiek van de door het enzym gekatalyseerde reactie kan volgens BruIs [2] beschreven worden met de Michaelis-Menten kinetiek: R = R max C K + C m ( 1) waarin: R R Cmax K m = omzettingssnelheid = max. omzettingssnelheid ureumconcentratie affiniteitsconstante (kg

ureum/m~

vloeistof/sj (kg ureum/m ~loeistof/s) (kg ureum/m 3 vloeistof) (kg ureum/m vloeistof)

Uit voorgaand onderzoek [1] is gebleken dat het enzym niet stabiel is, maar dat de activiteit afneemt in de tijd. Voor de afname van de omzettingsgraad in de tijd kan de volgende formule opgesteld worden:

R max waarin: z+e 1 - [ [ exp(-kt) ( 2) a_O

₌

[ beginactiviteit (~g ureum /kg 3enzym/hr)

volume fractie vloeistof (m vloeist./m reacto5)

dichtheid geimmobiliseerde enzymkorrel (kg/~l)

k z +e

₌

_{verouderingsconstante (hr )}

t tijd (hr)

volume fractie enzym (m3 vloeist./m3 reactor)

1-

E.

₌

Aangenomen is dat geen diffusie limitatie optreedt in de fluid-bed reactor en in de enzymkorrels.

In [1] is ubt de Thiele modulus de efficiency bij Oe orde

kinetiek (n

=

1) en 1e orde kinetiek (n

=

0,96) berekend.

Specificaies enzymmateriaal

Volgens DSM [2] heeft het enzym materiaal de volgende eigenschappen: deeltjes diameter dichtheid zand dichtheid enzymdeeltje affiniteitsconstante : d

:

p~

: ;; z+e : K m -3 0,8 10 ~ = 2600 kg/m 3 1520 kg/m 3 10 kg ureum/m vloeistof

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

10 ~

Om de invloed vap de enzymstabiliteit op de commerciêle discriminatie tussen het enzymatische en thermische proces te bekijken, is het enzymatische proces doorgerekend voor de volgende waarden voor de halfwaardetijd Th: lSO, 300, 750 en 1500 hr. Deze waarden liggen tussen de NOVO specificatie voor het geïmmobilisèerde urease Th = 1500 hr en de door DSM

bereikte stabiliteit Th = 150 hr.

Voor het bepalen van de invloed van de beginactiviteit op de commerciële discriminatie wordt het enzymatische proces

doorgerekend voor de volge~~e waar33n voor_~e -3

beginactiviteit a

O: l,S 10 , 3 10 , 5 10 en 8 10 kg ureum/kg enzym s.

Ook deze waarden liggen tussen de NOVO-specificatie en de door DSM behaalde resultaten.

Reactor beschrijving

Om het enzymmateriaal optimaal te benutten wordt de

enzymatische hydrolyse als tegenstroom proces uitgevoerd. Het enzym met de laagste activiteit komt dan in contaèt met

afvalwater met de hoogste ureumconcentratie en omgekeerd.

Voor de hydrolyse wordt uitgegaan van een meertraps fluïde-bed met een pulserende vloeistofstroom. De vaste fase wordt

getransporteerd door het periodiek doorregenen van het geïmmobilisgerde enzym naar een lager gelegen schotel, als gevolg van de korte onderbrekingen van de vloeistofstroom. Bij een groter enzymverbruik moet het aantal malen doorregenen per tijdseenheid vergroot worden. Er is voor deze uitvoering

•

•

•

•

•

•

,

.

•

•

•

•

•

11

Berekening van de enzymatische hydrolyser

Voert men in een gepakt bed de snelheid van het fluïdum op, dan zal de drukval over het bed evenredig met de fluïdum snelheid toenemen. Dit gaat door totdat een situatie wordt bereikt waarin de kracht op het bed gelijk is aan het

schijnbare gewicht van de deeltjes. Door de stroming expandeert het bed. De deeltjes raken in gefluïdiseerde

toestand, die wordt gekarakteriseerd door een goede menging, vooral van de deeltjes, deze zijn homogeen over het bed

verdeeld. Vandaar de aanname; geen externe diffusielimitatie. Voert men de snelheid verder op dan worden de deeltjes uit het bed geblazen, te beginnen met de kleinste deeltjes. De

lineaire vloeistof snelheid v

_o

moet dientengevolge tussen de minimum fluïdisatiesnelheid en de maximum

fluïdisatie-snelheid, die gelijk is aan de stationaire valsnelheid v , liggen. Om een uniform gefluïdiseerd bed te krijgen moetSde hoogte van het bed niet veel groter zijn dan de diameter. Gekozen is voor H/D=l en H/D=2. Omdat de doorregentijd kort is ten opzichte van de procestijd wordt de doorregentijd verwaarloosd. Omdat tevens frequent wordt doorgeregend wordt de vaste stof stroom als continu beschouwd.

Vloeistofsnelheid Voor 1

<

Re

deeltje [6] c (Re) 2

w

s

<

103 geldt voor de valsnelheid v

waarin: c

R'g

weerstandscoefficient Reynolds van een s (3 ) Re ,0 s I

Reynolds betrokken op de valsnelheid = dichtheid van de vloeibare fase

(-) (-) (-) 3 (kg/m ) ( ' L g

= viscositeit van de vloeibare fase = gravitatieconstante

(pa

2)

(mIs)

2 -3 3

Invullen van g39,8 mis,

re

=0, 7!j4 10 Pas, (J=9~4 kg/m

f

=1520 kg/m , en d =0,83 10 m geeft C (Re) =7548.

I~t~rpolatie

in tabel

P

1 levert Re=79. Dit

~eeft

voor de valsnelheid v =0,069 mis. Dit is gelijk aan de maximum

fluïdisatie s~elheid. De minimum fluïdisatie snelheid volgt uit onderstaande vergelijking [6]:

v

Ol ' D u

J2

= [170 v

_Oi

-V Du (1- [ ) + 1,75}-1 ( -r.»E

3

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1

2

waarin: v

Oi

'

V

= minimum fluidisatie snelheid

kinematische viscositeit (m (~I Is) s)

Volgens Richardson en Zaki [6,7] kan de expansie van een gefluidiseerd bed berekend worden met :

waarin:

n = (4,4 + 18d/O)Re-O,1 ₁

_<

_Re

_<

₂₀₀

( 5)

De fluidumsnelheid is berekend voor verschillende

volumefracties vloeistof. Telkens is nagegaan of deze snelheid tussen de berekende grenzen ligt. Is de fluidumsnelheid

eenmaal bekend dan kan de kolomdiameter bepaald worden uit: 4 <jÓ

o

= ( v )0,5 (6)

V

_o

Ir

waarin:

o

= diameter van de kolom

~ = volumestroom van de vloeibare fase

'f'v

3 (m)

(m Is)

Hydrodynamisch gedrag van de vloeibare en vaste fase

Volgens Bruinzeel [8] is de stroming van de vloeibare fase te beschrijven met het "Continu Ideal Stirred Tank Reactor (CISTR)" model. Het aantal CISTR's in serie bedraagt 11 per meter bedhoogte. Dit aantal is volgens Bruinzeel

onafhankelijk van de deeltjesgrootte, de kolomdiameter, de vloeistofsnelheid en de bedhoogte, indien deze parameters zich binnen bepaalde grenzen bevinden. De waarden van deze parameters bij dit ontwerp vallen volgens la Riviere en van den Oever [1] bij benadering in de gegeven intervallen. Voor de geimmobiliseerde enzymdeeltjes wordt aangenomen dat ze

homogeen over het kompartiment verdeeld zijn. Aangenomen wordt dat per kompartiment de geimmobiliseerde enzymdeeltjes

dezelfde activiteit hebben. In stationaire toestand is de

verdeling van de activiteit over de kolom onafhankelijk van de tijd.

De massabalans over 1 CISTR

Over 1 CISTR geldt voor de massabalans:

V

~

_{v (C in - Cuit )} = ( c R Y

=>

C

=

[ V c R + C. Y ~v ln ( 7)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

13

stel Q = - - R

E.

V c Y

.p

v max C

=>

C

=

_{-Q K+C + Cin} waarin: C. Cln V c y

de ingangs concentratie ureum

= concentratie ureum in de CISTR

= volume van een kompartiment y

aantal CISTR's per kompartiment

Uit de massabalans volgt de volgende vierkantsvergelijking voor C: C2 + (K - C. + Q) . C -K C. ln ln ste 1 P K - C. + Q ln

°

=>

C

=

(-P + (P2 + 4K.C. )0,5)/2 ln

C wordt C. voor de bovenliggende CISTR.

De uitganq~ concentratie van de CISTR wordt de ingangs concentratie voor het volgende kompartiment.

Computermodel voor de enzymatische hydrolyse

( 8)

Het flowschema en het programma van dit model zijn gegeven in bijlage 1

Na de invoerprocedure berekent het programma in de regels 47 t/m 51 de minimum vloeistofsnelheid (afhankelijk van

epsilon ), en de vloeistofsnelheid uit de valsnelhei v . V

s s

wordt ingevoerd omdat ze onafhankelijk van [ is.

In de regels 53 en 54 worden de diameter van de kolom en de hoogte van een kompartiment berekend.

In de regels 55 en 56 worden het volume van het kompartiment en de hoeveelheid enzym per kompartiment berekend.

Regel 59 bepaalt het aantal CSTR's per kompartiment. In de

regels 64 t/m 73 wordt volgens de massabalans en de Michaelis-Menten vergelijking de uitgangsconcentratie ureum uit de kolom berekend.

De regels 74 t/m 81 zijn criteria voor de iteratie. Als zelfs met de maximale tijd de vereiste uitgangsconcentratie niet gehaald wordt, wordt gestopt evenals wanneer bij de minimale tijd de vereiste uitgangsconcentratie al overschreden is. N wordt dan opgehoogd.

In regel 82 wordt het enzymverbruik per uur berekend. Na elke berekening wordt het aantal kompartimenten met een opgehoogd.

Als de totale verblijf tijd van het enzym bij toevoeging van een extra kompartiment niet meer dan 1% met de vorige

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

14

verschilt wordt het zinloos geacht nog een extra schotel te berekenen, omdat dit dan nauwelijks invloed heeft op de

uitgangsconcentratie. Er is dan namelijk evenveel enzym nodig en ook nog eens een extra compartiment.

In de regels 89 t/m 102 worden de enzym kosten de kolom kosten en de totale kosten berekend.

Optimalisatie van de enzymatische hydrolyser

Voor elke combinatie van beginactiviteit en stabiliteit is de enzymatische kolom doorgerekend voor verschillende

waarden van [ .

Steeds is voor elke combinatie die waarde van [ en dat aantal schotels gekozen waarbij de som van de enzym kosten en de hydrolysekolom kosten het laagst zijn.

De resultaten zijn weergegeven in tabel 2 + 3.

Het activiteitsverloop over de schotels is weergegeven in figuur 1.

Met deze waarden is het verdere proces doorgerekend.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

. __ ._ - - - -- -- - - -

-15

4.2. Thermische hydrolyse

De hydrolysekolom werkt met stoom van 15 bar, die aan de

bodemzijde wordt ingevoerd. De stoom wordt zowel gebruikt voor

het opwarmen van de proces stroom als ook als strippende fase. De druk en temperatuur aan de top van de hydrolysekolom

bedragen 192'C en 13 bar. Aan de bodemzijde bedraagt de druk 15 bar en de temperatuur 198'C.

Aan de hand van de enthalpiebalans wordt de ingangstemperatuur van de processtroom, die boven in gevoerd wordt, zo bepaald dat zo min mogelijk stoom nodig is en dat de warmtewisselaar niet te groot wordt.

Het totaal van massabalansen over de waterstromen en de

enthalpiebalansen levert een stelsel met twee vrijheidsgraden, hierdoor is het mogelijk de twee ingaande stoomstromen te

kiezen.

Omdat blijkt dat de stoomkosten kostenbepalen zijn, wordt het systeem doorgerekend, met behulp van de computer, totdat de hoeveelheid benodigde stoom minimaal is. Als limitatie wordt

gesteld dat de HIO verhouding van de desorbers kleiner of

gelijk is aan 10. Omdat een deel van de stoom in de

hydrolysekolom condenseert, wordt voor de dimensionering van de kolom uitgegaan van de gemiddelde gas stroom en

vloeistofstroom. De kolomdiameter wordt zo gekozen dat de superficiele gassnelheid v a l t i j d groter of gelijk is aan

0,01 mis. De diameter van ae kolom wordt dus berekend met de kleinste gasstroom, met onderstaande formule:

4

ebv

0,5 0 = ( -r(v s waarin:

o

çbv v s

= diameter van de hydrolysekolom

= volumetrische gas stroom

superviciele gassnelheid

(9 )

3 (m)

(m Is)

(mis)

Aangenomen wordt dat de hydrolyse beschreven kan worden met een eerste-orde reactiekinetiek en dat de kolom beschreven kan

worden als een aantal CSTR's in serie. Voor het

concentratieverloop geldt dan:

C

=

(1 + k t)-N

Co

waarin: C

Co

k einconcentratie ureum initiele ureumconcentratie

gem. reactiesnelheids constante

(10) (ppm)

( PET)

(min ) .; 'l

I

•

•

•

•

•

•

i

·

i

•

•

t N

16

gem. verbijftijd per schotel aantal schotels

(min) (- ) Uit metingen [2] is gebleken dat de reactiesnelheidsconstante als volgt berekend kan worden:

12

k = 1,076 10 exp(-13677/T)

waarin:

T = absolute temperatuur

Experimenten [2] hebben aangetoond dat deze eerste orde

kinetiek tot dicht bij het evenwicht gebruikt kan worden.

(11 )

(K)

Om de verblijf tijd van de vloeibare fase te berekenen is het

noodzakelijk dat de volumefractie vloeistof bekend is. Deze is bepaald als de volumefractie gas bekend is. Voor de volume

fractie gas

E.

geldt:

g v [ = s g v c b + vl . s waarln: c

v

l = vloeistof circulatie snelheid in het

midden van de kolom

= stijgsnelheid van de bel (=0,25)

(12 )

(m/s) (m/s) De superficiele vloeistofsnelheid beinvloedt de vloeistof circulatiesnelheid alleen als deze veel groter is dan de superficiele gassnelheid. Hiervan is in dit ontwerp geen

sprake, zodat voor de vloeistof circulatiesnelheid gesteld kan worden:

0,9(g D

v

)1/3

s

Voor de verblijf tijd op een schotel geldt (1 - [ ) V

t -

_-

_çp

₆₀ g

1 waarin:

V = volume van 1 schotel

~l volumestroom vloeibare fase

Omdat H/D~0,5 [2] geldt

V =

1.

îf D2

1.

D =

~8

'

D3

4 2

Hiermee wordt de verblijf tijd dan: (1 -

E.

)

D3 g t = 8 60

rfJ

l (13 ) (14) (15) (16)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I I

•

•

•

17

Invullen van de verblijf tijd, de concentratie C_O=10.000 en eindçoncentratie C=10 in formule 10 geeft het aantal

theoretische schotels. Voor het bepalen van het aantal

practische schotels wordt uitgegaan van een rendement van 75% [2]. In tabel 4 staan de resultaten van het computerprogramma voor verschillende waarden voor de beide stoomstromen. De optimale waarden voor de massastromen zijn vermeld in de massa en enthalpiebalans (bijlage 4 + 5). Verder geldt in de

optimale situatie: t 2,9 min t g 0,016 El 0,984 D 1,65 m N = 14 Ntherm= 19

H~~t

15,5 m

De predesorber en nadesorber zijn op dezelfde manier berekend als voor het enzymatische proces. De resultaten staan vermeld in de apparaten lijsten.

I

.

I

e

I I I

I

e

•

•

I

e

I I

•

•

•

e

18

4.3. Berekening desorbers

De desorbers worden zo geoptimaliseerd dat zo min mogelijk stoom nodig is en dat de H

t t/D van een desorber kleiner dan

10 is. 0

De desorbers worden gedimensioneerd op de ammoniak concentratie omdat deze component het moeilijkst te verwijderen is [1].

Uit de massabalans kunnen de ureum, ammoniak en kooldioxide stromen berekend worden. Uit de massabalans en de

enthalpiebalans samen kunnen dan vervolgens de waterstromen berekend worden.

Evenwichten desorbers

Voor de verdelingscoëfficiënten is in dit ontwerp uitgegaan van de door la Riviere en van de Oever [1] gevonden waarden. Aan de hand van Koalsky [9] vinden zij uit massabalansen en ladingsbalansen met de empirische formules uic [9] :

K = 11

Kpredesorber = 12 nadesorber

en de evenwichtslijn in het McCabe-Thiele diagram.

Predesorber

Uit de massa- en enthalpiebalans volgt voor de molfracties ammoniak: x. 0,059 l 0,41 Yu = x 0,011 u 0,107 y. = l waarin:

x,y de molfracties in L resp. G stroom i,u : ingaande resp. uitgaande stroom

In fig

2

is het McCabe-Thiele diagram getekend. De bepaling van de evenwichtskromme is beschreven in lito [1]. Er blijken 5 theoretische schotels nodig te zijn (zie fig 2), om de

gewenste scheiding te bereiken.

De dimensionering van de kolom is gemaakt aan de hand van lit [10]

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

19

waarden van de massastromen.

L = (8,6111 + 8,4074)/2 = 8,5092 G (1,5737 + 1,3701)/2 = 1,4719

kg/s kg/s

Voor de verdere dimensionering van de kolom moet allereerst de flowparameter berekend worden.

Voor de flowparameter geldt de volgende formule:

rf;

=

~

(L:L)0,5

G

P

_l

waarin: rIJ L = flowparameter

= massastroom vloeibare fase massastroom gasfase

= dichtheid gasfase

dichtheid vloeibare fase

De dichtheid van de gasfase wordt berekend met:

;0g

P M

R T

waarin:

P = gemiddelde druk in de "kolom

M = molekuulgewicht van de gasfase (=water)

R = gasconstante

T = gemiddelde temperatuur in de kolom

(17) (-) (kg/s) (kg/j) (kg/m 3) (kg/m ) (18 ) (N/m2) (kg/mol) (J/mol K) (K) Voor de dichtheid van de vloeibare fase wordt de dichtheid van water bij de gemiddeld

₃

temperatuur ~n de kolom genomen

[5] .Dit geeft ~ =1,85 kg/m , ~ =928 kg/m en ~=0,26. Voor de een aantal dimeHsies van de kolom worden de onderstaande waarden aangenomen : H

w

s d bg = = = hoogte overlooprand steek perforatie gatdiameter lengte overlooprand per schoteloppervlak

schotelafstand

vrije ruimte schotel

50 10-3 25 10-3 2 5 10-3 m 0,5 0,4 0,1 Uit fig ~ volgt dan dat de belastingsfactor bij "flooding"

m m m m/m 2

m (berekend op de kolomdoorsnede)

A

=0,052 mis en dat 14% van het schoteloppervlak beschikb~á~ats voor de bovenkant van de valpijp. Als gewerkt wordt bij een belastingsfactor

À _s van 75% van _. ~ _{s max} betekent dit dat

A

_s =0,039 mis. Aangezlen geldt: '

u

g À _s

.(~)0,5

P

g

•

•

•

•

•

•

•

'

.

•

•

•

I

I

_i

i

.

I

20 waarin: u _g = gassnelheid (mis)

volgt hieruit voor de gassnelheid u =0,87 mis.

Met u bekend is het mogelijk het o~pervlak van de schotel te be~alen: A

=

waarin: A G

p

u g g

= oppervlak van de schotel

2

Invullen van de gegeven waarden geeft A=0,91 m . Dit betekent een diameter van 1,1 m.

(20)

Vervolgens dient de rest van de kolomdiameter zo bepaald te worden dat binnen de belastingsgrenzen gewerkt wordt.

Voor zeefschotels geldt voor de heldere vloeistofhoogte:

hl = 0, 6. (Hw) 0 , 5 . (

~

) 0 , 2 5 . s 0 , 2 5 ( 2 1 ) -2

Invullen geeft h =4,5 10 m

Om geen vroegtijdige flooding te krijgen moet de tegendruk groot genoeg zijn. Uitgedrukt in vloeistofhoogte geeft dit:

1 6H =

Tg

waarin: u

IF

'.l.. - g - ) CD CD = doorstroomcoefficient (voor zeefschot~~s C D=0,67) Invullen geeft AH=6,2 10 m

Voor een goede werking van de valpijp

LlH _vp

<

0,5 (H _s + H ) _w

waarin:

moet gelden:

~H = vloeistofhoogte van de valpijp vp - 6 H + hl + hs

Gekozen is voor: 6H + hl + h = 0,5.H Dit geeft h =0,093 m s s

Uit onderst~ande formule kan de vloeistofsnelheid u in

de uitlaatspleet bepaald worden: l,sp

h s 1

Tg

u l,spleet ]2 C ' D (22) (-) (23) (m) (24 )

•

•

I

•

•

•

•

•

•

21

waarin: Co' = doorstroomcoefficient (=0,55)

Invullen geeft uI _{,sp ee} 1 t=0,74

mis

Voor de perforatiestuwdruk geldt:

u

IF

2

P

=

0,5 (-i ( - g - )

p g CD

(- )

(25)

deze moet kleiner zijn dan de statische druk om ~oorregenen

te voorkomen. De perforatiestuwdruk A P =70,5

Nim

ligt boven

de minimale waarde, zie fig ~.

P

Berekening schotelrendement

De stofoverdrachtscoefficient vloeistofzijde k

l wordt

geschat met de formule:

k = 1 waarin:

fll

2,6 10- 5

1.

0,25 1

viscositeit van de vloeistoffase bij de gemiddelde temperatuur in de kolom

(26 )

(Pa s)

Voor de viscositeit van de vloeistof wordt uitgegaan van de

formule [8]:

waarin:

= 1,3272(20-T)-0,001053(T-20)2

T+105

= viscositeit van de vloeistoffase bij temperatuur T

= viscositeit van de vloeistoffase bij 20'C temperatuur

( 27)

(Pa s) (Pa s) ( 'C)

V?or T=139'C wordt b~ermee gevonden ~T=0,195

Dlt geeft k =2,2 10

De

stofover~rachtscoefficient

gasfase wordt geschat met de formule: k = 0,13 g ?g Invullen geeft k =0,07 Uit onderstaandegvergelijking: u

K~

= m

~

L

kan (m) de verdelingscoefficient als verhouding van de

(28)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

22

coticentraties bepaald worden.

Uit fig 1 blijkt dat de verdelinscoefficient als verhouding van de molfracties (K) 92middeld 11 is.

Hieruit volgt m=2,18 10 .

Met deze gegevens kan de overall stofoverdrachtscoefficient

gaszijde (K ) berekend worden.

og K

og

1

-3

Invullen geeft K =8,83 10 mis.

Het overall aant~~ schotels aan de volgt berekend worden:

N og = waarin: k a og u g

gaszijde (N ) kan als og

a = grensvlak per m 2 schoteloppervlak

Voor a geldt: (ugu l

(f

g

P

I)0,5)0,6 b .() a= 11,5 waarin:

cr

= grensvlak spanning (=0,07) 2 2 (3 0) (31) (32 ) (Nim)

Invullen geeft a=46,7 m

Im

en N =0,472

Hieruit volgt voor het plaatseli~~e schotelrendement gaszijde

E pog

E 1 - exp ( -N ) ( 33)

pog og

Invullen geeft E =0,376

Dit geeft voor hg~goverall schotelrendement gaszijde:

E mog waarin: S 1 = -S (exp(S E _pog )-1) = scheidingsfactor ( = KG) L (34) (

-

)

Met S=1,9 geeft dit: E =0,55

Voor het gemiddelde scW8~elrendement EO wordt dan uiteindelijk

met onderstaande formule:

ln[l + E (S-l)]

mog

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

23

gevonden E O=0,63

Het aantal praktische schotels is dus 8.

Hiermee wordt de kolomhoogte 8 0,4+2 0,5=4,2 m Voor de drukval 6.P per schotel geldt:

A P tot = ~ l ' g H

2

Invullen geeft 567 Nim

Hiermee wordt de drukval over de kolom 0,045 bar.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Nadesorber

Omdat het vanwege de lage concentraties niet reëel meer is om het aantal theoretische schotels grafisch uit het MacCabe-Thiele diagram te bepalen, wordt gebruik gemaakt van de vergelijking: N

=

waarin: N

x.

l X SU ln(x./x (l-l/S) + l/S l u In S

het aantal theoretische schotels ingaande mol fractie ammoniak uitgaande molfractie ammoniak scheidingsfactor (=k G/L) (37) (- ) (-) (-) (-)

Uitgegaan wordt van een gemiddelde verdelingscoefficient K=12 [1]. De gemiddelde gasstroom G=1,44 kg/s en de gemiddelde vloeistofstroom L=8,4774 kg/s. Dit betekent voor de

scheidingsfactor S=2,04. Verder volgt ui~6de massa- en enthalpiebalansen x.=0,017 en x =1,06 10 .

Invullen in formulel 37 geeft 13Utheoretische schotels.

Voor de dimensionering van de nadesorber wordt verder dezelfde werkwijze gevolgd als voor de predesorber. De berekende

•

•

4.4

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

- - - -- - - _ .. _

-25

Berekening warmtewisselaars. Warmtewisselaar H2 in schema A

De bodemstroom van predesorber T4 (stroom 5) moet worden

afgekoeld van 139'C tot 61,5'C, waarbij de voedingsstroom van T4 (stroom 2) opgewarmd wordt van 42'C tot 118'C. De

massastroom van de warme stroom m bedraagt 8,4074 kg/s, de w

massastroom van de koude stroom m

k bedraagt 8,6111 kg/s. Hieruit voègt dat de hoeveelheid over te dragen warmte

Q =2,749 10 W. De stofgegevens voor de gemiddelde temperatuur

~an beide stromen, uitgaande van zuiver water, zijn:

koude stroom (T ê =80'C) Cp = 4,1964 lij m J/kg K warme stroom (T 3100'C) Cp = 4,2160gi~ J/kg K À = 0,670 -3 Wim K 2 1 0,3547 10 N s/~ 1\ = 0,681 -3 Wim K 2 'L 0,2818 10 N s/~

r

= 972 kg/m

P

= 958 kg/m

De maximaal5toel~atbare drukval voor de stromen bedraagt ~p = 0,5 10 N/m.

De vervuiling zal voor beide stromen gelijk zijn, hierdoor is de keuze van de pijpstroom vrij. In dit ontwerp is gekozen voor de koude stroom door de pijpen.

Het logaritmisch gemiddelde temperatuurverschil is [11]:

waarin: T max · T . mln T - T . max mln T ln( max T . mln = 20,24'C

maximale temperatuur verschil tussen beide stromen

minimale temperatuur verschil tussen beide stromen

Voor de warmtekapaciteis verhouding geldt [11]: T . - T R = Wl WU = 1,020 Tku - Tki waarin: w,k i,u

warme resp koude stroom

= ingaande re sp uitgaande stroom De temperatuursefficiency is [11]~ (38) (K) (K) (39 ) .,

I

I

·

•

I

I

I

.

I

I

I

•

•

•

•

•

I

I

.

•

•

P = T ku - Tki Twi - Tki = 0,7835

26

(40) Om een korrectiefact6r F(P,R) groter dan 0,75 te krijgen is een warmtewisselaar nodig met 4 romppassages en 8 pijppassages

[11]. Hiervoor geldt F=0,94 (zie fig 5). Hieruit volgt:

6T = F6T

ln = 19,03'C

Uit eerdere berekeningen is gebleken dat de ~otale

warmteoverdrachtscoefficient h + 1100 Wim K Hieruit volgt voor het benodigde oppervlak: u

A = u

O

w

h .oT u = 131,3 m 2 (41 ) Een extra oppervlak van 20% voor in- en uitloop verschijnselen levert:

A = 157,6

u

2

m

Gekozen wordt voor een pijpenbundel met uitwendige di~meter

d van 3/4" (=0,019 m) en driehoekige steek s van 1"

(~0,0254 m). De inwendige diameter d.is 0,015 m. Bij een

pijpenbundel bestaande uit 424 pijpeB is de benodigde lengte:

A

1 =

u

= 6,227

m

z TC' d _u

waarin:

z

= het aantal pijpen

(42) (-) De interne manteldiameter van de warmtewisselaar wordt in dit geval (zie tabel 5):

Di = 0,635 m

In dit geval is de lengte diameter verhouding LID kleiner dan 10, zodat dit geen konstruktie technische problemen oplevert. Berekening drukval voor stroming in de pijpen.

Voor de stroomsnelheid ckin de pijpen geldt:

C

k =

pïL/4 d. 2 z .

l l

0,4729 mis (43)

Deze snelheid is, uit oogpunt van vuilaanslag zeer laag, maar omdat het hier om nauwelijks vervuilende stromen gaat, zal dit

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

•

27

geen problemen opleveren. De friktiefactor is afhankelijk van:

= 1,944 104 (44) waarin:

r_{l viscositeit van de koude stroom (N slm)} 2

Voor de frictiefactor wordt hiermee gevonden zie fig 6 (fig A14 l i t [11]) f = 144 0,00023 = 0,03312 Met deze Hiervoor gegevens kan geldt [11]:

de totale drukval uitgerekend worden.

6p = n f 1 [do (1IfJw) + l ' 1 2 4]

"2

P

c_k waarin:

n = het aantal romppassages Invullen levert:

3 2

~P = 7,716 10

Nim

= 0,077 bar

Dit is-nog ver onder de toegestane drukval van 0,5 bar. Berekening drukval voor de stroming om de pijpen.

Voor de equivalente diameter van driehoekige steek geldt [11]:

D e = 4 [0,86/2 s2 -lT/8 d 2] u 1/2 -rr d u

een pijpenbundel met 0,0182 m

(45) (- )

(46) De keerschot afstand B moet liggen tussen de grenzen B=D. en

B=1/5 D . . Een keerschotafstand van B=0,1448 m levert de l

l

volgende resultaten:

De massastroom per eenheid van oppervlak G is [11]: s m 2 G = _(D. w 362,9 kg/s Is) m s

e

B l waarin:

e

= de afstand tussen 2 pijpen (=s-d ) u

(47) (m) Een keerschotafstand van 0,1448 m betekent dat D./B ongeveer gelijk is aan 4, waarbij een keerschotopening vaÀ 17% hoort,

zie fig 7.

.'

.

'

\

.

I

.

•

•

•

•

,

I

I

.

!

_I I

!

.

•

28

De frictiefactor is tevens afhankelijk van:

Re =

G D

__ s ___ e = 2,344 10 4

'L

w

Voor de frictiefactor wordt hiermee gevonden zie fig 8 (fig AlS lit [11]).

f = 144 0,0033 = 0,4752

(48 )

Voor de drukval van de stroming om de pijpenbundel geldt de formule .van Kern [11]:

f G 2 D, (N+1)

liP = S l (49)

('1/f(w) 2

r

De

waarin:

N = het aantal keerschotten Invullen levert:

6 P

=

49003 N/m2

=

0,49 bar

Dit is nog net onder de maximaal toelaatbare drukval.

Berekening warmteoverdrachtscoefficient ~, voor de stroming

door de pijpen. l

~, kan men berekenen via het Nusselt kental, welke afhankelijk i§ van 4 andere kentallen [11]:

Nu

t

/8

(Re-1000) Pr [1 +(

l ) ]

di

2/3

1 + 12, 7

(

f

18)

1

12

(pr 2

1

3

-1) met: -2

r

=

(1, 82 log Re - 1, 64 ) hierin is: Re 1,944 1Q3 4 d,

11

= 2,41 10 l Cp

rt

Pr _{- À} -Pr/Pr = 1 w = Invullen levert: Nu = 90,73 2,222 Pr }0,11 Pr w (5 O)

•

•

•

•

•

•

I

I

·

•

.

e

•

•

Voor D< . geldt 1 \ 0<. = Nu. -d 1 1 . 1

2

9

[11] : = 4052 w/m2 K

Berekening warmteoverdrachtscoefficient ~ voor de stroming langs de pijpen. u

Voor de warmteoverdrachtscoefficient C>( geldt [11]: u

waarin:

6

H

= de Colburn parameter

( 51) (-)

De Colburn parameter is afhankelijk van Reyn~lds. Uit fig 9

(fig A13 l i t [11]) volgt dat bij Re=2,344 10 : ~ H = 125

Invullen van de stofeigenschappen levert: Cp

'1.

Pr

=

À = 1,745 waaruit volgt: \)( = 5631 w/m2 K u

Controle gemiddelde wandtemperatuur

Voor de gemiddelde wandtemperatuur geldt:

0< T T. + u (T T. ) (d./d )

ex.

-wa 1 + D( U 1 1 U 1 U waarin:

T. = de gemiddelde temperatuur van de

1

in de pijpen

T = de gemiddelde temperatuur van de u om de pijpen Invullen levert: T = 92 7'C wa ' stroming stroming (52) ( 'C) ( 'C)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

~

.

30

Vuilweerstanden

Beide vuilweerstanden, zowel inwendig als uitwendig, R. en R

zijn geschat met behulp van tabel 6 (tabel A8 l i t [ll]f, de u

gevonden waarden zijn: R. 1 R = 0,001/5,67 = 1,76 10-4 m2 K/W u De totale warmteoverdrachtscoefficient

Voor de totale warmteoverdrachtscoefficient geldt:

hu waarin: du

cr:-1 1 0< . 1 + R.) + 1 1 du ln(du/di) 2,\ Fe 1 + - + o(u

À _Fe = warmtegeleidingscoefficient van ijzer

(=74,4 [16]) Invullen levert: h

=

1088 w/m2 K u (53 ) (W/m K)

Deze berekende waarde komt nagenoeg overeen met de geschatte waarde aan het begin van de berekening, dus voldoet dit

ontwerp.

Overige warmtewisselaars

De overige warmtewisselaars zijn op dezelfde wijze

uitgerekend, de berekende waarden zijn te vinden op het

specificatie blad verderop in dit verslag.

Berekening koelers.

In beide processen zijn koelers nodig om de gezuiverde

processtroom te koelen tot 40'C voor deze geloosd kan worden. In het geval van het enzymatische proces is nog een koeler nodig de koeling van de proces stroom tot 35'C voor deze de hydrolysekolom binnengaat. Deze koelers zijn op dezelfde wijze berekend als de warmtewisselaars. Het grote verschil is hier echter dat voor de koeling gebruik wordt gemaakt van

onbehandeld rivierwater, wat een aanzienlijke kans op

vervuiling geeft. Hiebij is het noodzakelijk dat het koelwater

door ~e pijpen stroomt (hetgeen eventueel schoonmaken

vergemakkelijkt) en dat de vloeistofsnelheid boven de 1,5 mis

ligt om vuilaanslag te beperken.

De berekende waarden zijn eveneens te vinden in het specificatie blad.

•

•

5.

•

•

5.1.

•

•

•

•

•

•

31

De immobilisatie-procedure

Voor het ontwerpen van de immobilisatie-procedure wordt uitgegaan van een capaciteit van 500 kg/week. Verder wordt ervan uitgegaan dat 60% van de cellen wordt gelmmobiliseerd.

Gegeven zijn de volgende waarden: .

= 0,55 mm

0,83 mm 3

= 2600 kg/m 3 1080 kg/m

40% (v/v) van ~et deeltje bestaat dan uit zand. Dan is

?z+E=1520 kg/m en krijgt men uit 1 kg zand en 1 kg cellen

ongeveer 0,8 kg gelmmobiliseerd enzym. Dit betekent dat uitgegaan moet worden van 625 kg zand en 625 kg cellen.

Er is uitgegaan van de door NOVO [12] beschreven immobilisatie procedure.

Fermentatie

In de literatuur [12] wordt gegeven dat B. Pasteurii geoogst kunnen worden na 48 uur. De fermentatie stap duurt dus, met vullen en schoonmaken, ongeveer 3 dagen. Er kan dus twee maal per week gedraaid worden.

De concentratie cellen bedraagt ten tijde van het oogsten 14-15 g natte cellen per liter [12] (droge stof gehalte ca. 25%).

Voor 500 kg/week geïmmobiliseerde deelt~es is 625 kg cellen

nodig. Dit betekent een volume van 42 m . 2mdat twee maal per week gedraaid kan worden betekent dit 21 m per keer. De

literatuur [12] geeft dat met 5% van een 1 dag oude

voorcultuur geënt moet worden. Er zijn dan na een voorcultuur 4 fermentatie stappen nodig.

Aangenomen wordt [13] dat een fermentor voor 75% (onbelucht)

gevuld is met alleen vloeistof. Dit be

₃

ekent d~t 4 fermentors

nodig zijn met volumina van resp. 28 m , 1,4 m , 70 I en 3,5 1 De in de fermentoren gebrachte lucht wordt door een

sterielfilter geleid alvorens ze in de fermentor komt. De lucht verlaat de fermentor via een drukregelaar ook weer door een sterielfilter zodat geen infectie op kan treden. Het

debiet van de luchtstroom wordt geregeld. Verder is op elke fermentor een pH regeling aangebracht. De afdichting van de roerder moet ook steriel zijn. Het toerental van de roerder

wordt geregeld. De temperatuur wordt geregeld met een

vewarmingsspiraal (koelspiraal) , kleine fermentoren zullen verwarmd moeten worden, grote gekoeld. Het voedingsmedium

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

32

wordt in de fermentor gesteriliseerd door stoom van 120'C door te leiden. Ook alle leidingen worden gesteriliseerd door

stoom door te leiden.

Na de laatste fermentatiestap worden de cellen afgescheiden met een nozzle-centrifuge. Pe~ry [5] geeft voor een 16 inch nozzle centr~fuge met [=20 10 sq.ft. en 6.250 rpm een doorzet van 5,6-34 m /h. Voor bacteriebeslag zal dit lager zijn, maar hiermee is het beslag snel genoeg te scheiden.

5.2. Coaten

5 . 3 •

Alvorens de cellen op het zand aangebracht worden, wordt het zand eerst van een coating voorzien. Het zand wordt hiervoor gewassen met 1,5* zijn volume 2N HN0

3 gedurende 2-3 uur bij 60'C onder voortdurend roeren en vervolgens tot zuurvrij uit te wassem met water.

Gebleken is dat de beste coating wat betreft erosie bestaat uit een mengsel van agar/epilink 360 en hexamethyleen diamine

(hmd) hetgeen verknoopt wordt met glutaardialdehyde (gda). Epilink 360 is een uit caseïne-amide bestaande

betontoeslagstof (AKZO). Het mengsel van 13,5 g agar/40 g 25% epilink en 40 g 25% hmd per kg zand wordt gegeleerd door langzaam tot ca 100'C te verwarmen. Dit mengsel wordt toegevoegd aan het reeds gewassen zand (ca 60'C) in een konische menger met roterende schroef.

Na afkoelen tot 40'C onder af en toe mengen, wordt per kg zand 30 g 25% gda als fijne druppels versproeid, langzaam aan de mengende massa toegevoegd. De massa wordt bij

omgevingstemperatuur gedurende vier dagen aan de lucht gedroogd in een trillende fluïde-bed zeef, gedroogde niet samengekitte deeltjes vallen door de eerste zeef. Na drogen wordt de lucht gestopt waardoor de te kleine deeltjes door de tweede trillende zeefplaat met een maaswijdte kleiner of

gelijk aan twee maal de minimale zanddeeItjes grootte. Er wordt nog 2 dagen nagedroogd om de coating goed uit te harden. Hierna wordt het gecoate materiaal in de gewenste zeeffracties verdeeld.

Immobilisatie

Bij immobilisatie van bacterie cellen is het gebruikelijk dat deze via de celwand-NH

2-groepen met gda verknoopt worden. B. Pasteurii urease, dat hoogstwaarschijnlijk -SH-groepen in het actieve centrum heeft, wordt door gda gedesactiveerd. Om het enzym te beschermen gebruikt NOVO bij het immobiliseren van urease polyethyleenimine (pei), dat ook met gda reageert. Door toevoegen van epilink tijdens de immobilisatie wordt de erosiebestendigheid verhoogd.

In een apart reactievat wordt een mengsel van 1000 g gewassen B. Pasteurii cellen (ds-gehalte ca 22%), 100 g 20% pei (met

•

•

•

'

.

•

I

:

.

I

I

.

33

HCI op pH 8 gebracht), 20 g 25% hmd --(met HCI op pH 8,5 gebracht) en 10 g epilink 360 per kg gecoat .zand tot een homogene dunne pap gemengd. Dit mengsel wordt onder goed mengen aan gecoat zand toegevoegd. Per kg zand wordt 190 mI

25% gda als fijne druppeltjes versproeid op de mengende massa. De korrelige, iets plakkerige massa wordt bij

omgevingstemperatuur onder N

2 gedroogd in dezelfde trillende fluïde-bed als bij de coating. Na 5 dagen wordt de massa gezeefd door de stikstof stroom te stoppen. De stikstof stroom wordt met silicagel in een gepakte kolom gedroogd,

zodat het hergebruikt kan worden.

Om activiteits verlies tegen te gaan wordt het

gelmmobiliseerde enzym na in droge toestand verpakt te zijn in een koelcel bij 4'C bewaard.

5.4. Kostprijs berekening Immobilisatie urease

Per week is nodig aan voedingsstoffen: Gistextract 20 gil 840 kg Pepton 20 gil = 840 kg K 2HP04 1 gil = 42 kg MgS0 4 7H2O 0,1 gil = 4,2 kg Ureum 10 _g~l = 420 kg Gedest. water 40 m

Dit betekent f 26,-/kg eindprodukt

a f 7,-/kg a f 7,-/kg a f22,-/kg a f21,-/kg = f5880,-f 924,-= f 88,20 a f 2,50/m3 = f 100,-f 12.872,20 Per 500 kg geimmobiliseerd materiaal in nodig aan

immobilisatie chemicalien: agar epilink 360 hexamethyleendiamine glutaardialdehyde polyethyleenimine zand silicagel 13,5 40 60 220 100 g/kg g/kg g/kg g/kg g/kg Dit betekent f 9,-/kg eindprodukt Apparatuur kosten zand zand zand zand zand a f47,- /kg a f 2,- /kg a f28,- /kg a f10,50/kg a f58,- /k<j a f60,- /m a f12,- /kg f 397,-f 25,-f 263,- f1444,- f1450,-f 15,-f 600,- f4194,-Voor het bepalen van de kosten van de 4 fermentoren inclusief randapparatuur is uitgegaan van een offerte van Chema PAG 1982 voor een 300 I en een 30 I fermentor. De prijzen voor 1982 zijn omger~kend tot prijzen voor 1986 door vermenigvuldigen met (1,05) . Met de zes-tiende regel:

•

•

I

:

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

, m=0,6 waarin: 10

Co

investeringskosten bij bekende capaciteit

Co

= bekende capaciteit

I

c

inverteringskosten bij de gevraagde capaciteit C = gevraagde capaciteit

zijn de kosten voor de fermentoren met het benodigde volume bepaald.

Voor de 4 fermentoren worden dan de onderstaande waarden voor de kosten 28 m3 3 1,4 m 70 I 3,5 1 gevonden: f 4.000.000,-f 680.000,-f 300.000,-f 77.000,-f

5.057.000,-Voor de overig apparaten wordt de kostprijs uit het WEBCI prlJzen boekje 1982 [14] gehaald, behalve de koelcel, 4 centrifuge en menger [5] Door vermenigvuldiging met (1,05) wordt de prijs voor 1986 berekend. Omdat de konische menger en de droger voor zowel coaten als immobiliseren gebruikt worden is van ieder maar een exemplaar nodig. Ook voor de beide keren mengen van het coatmengsel wordt eenzelfde vat gebruikt.

centrifuge

3 f 200.000,-vat voor zand wassen 0,5 m

3 f 40.000,-vat voor mengsel 1 m

3 f 50.000,-konische menger l,S m f 100.000,-fluïde-bed droger f 90.000,-sproeier f 2.000,-droogkolom voor de N 2 f 20.000,-koelcel f 200.000,-f

702.000,-Om de totale investeringskosten te berekenen wordt gebruik gemaakt van de Lang-factor [15]

A apparatuur kosten f

5.759.000,-B fundamenten + montage 0,43 A f

2.476.370,-C leidingen enz. 0,6 (A+B) f

4.941.222,-D elektrische installatie

"off-sites" 0,5 (A+B+C) f 6.588.296,-E constructie, -overhead

en engineeringskosten 0,35(A+B+C+D) f 6.917.711,- f26.682.600,-Aangenomen wordt dat de apparatuur in 10 jaar rechtlijnig wordt afgeschreven. Dit betekent f 100,-/kg eindprodukt. Met

•

•

•

I

-•

•

•

•

•

•

•

35

de "Wessel relatie"

[lb]

wordt geschat dat 8 mensen nodig zijn

om het proces te begeleiden. Dit betekent f 18,50/kg

Aangenomen wordt verder dat de onderhoudskosten per jaar 5%

van de investeringen bedragen. Dit betekent f 50,-/kg. De

algemenekosten worden op f 12,-/kg geschat. Dit geeft

voor de totale kostprijs per kg:

chem.k. + invest.k. + arbeid.k. + onderh.k + algm.k.

220,-•

•

6 • 6.1.

'

.

•

I

'

.

I

•

'

.

•

I

'

.

kostprijs bepaling en commerciele discriminatie Enzymatische hydrolyse

Voor alle combinaties van de beginactiviteit en de

halfwaardetijd zijn in tabel 2 + 3 de optimale waarden voor de relevante grootheden gegeven. Voor de kostprijs van het

geimmobiliseerde enzym is f 220,-/kg gekozen. De

hydrolysekolom kosten zij~ bepaald uit WEBcr [14] en aangepast voor 1986 door met (1,05) te vermenigvuldigen. Tevens is al vermenigvuldigd met de LANG-factor. Voor de overige

procesapparatuur worden de aan de hand van het WEBcr prijzen boekje de volgende prijzen gevonden.

voorraadvat pomp warmtewisselaar koeler predesorber pomp warmtewisselaar nadesorber koeler f 63.000,-f 9.500,-f 220.000,-f 80.000,-f 7.000,-f 300.000,-f 170.000,-f 87.500,-f 70.000,-

1.007.000,-Voor het bepalen van de investeringskosten wordt de Lang-factor methode [15] gebruikt.

A apparatuur kosten f

1.007.000,-B fundamenten + montage 0,43 A f

434.000,-C leidingen enz. 0,6 (A+B) f

865.000,-0 elektrische installatie

"off-sites" 0,5 (A+B+C) f 1.153.000,-E constructie, -overhead

en engineeringskosten 0,35(A+B+C+D) f 1.314.500,-f 4.773.500,-Aangenomen wordt dat rechtlijnig in 10 jaar wordt

afgeschreven. De arbeidskosten worden berekend met de Wessel relatie [16]. Hiermee wordt geschat dat 18 mensen nodig zijn. Dit komt neer op f 1.080.000,-/jaar.

De onderhoudskosten per jaar worden geschat op 5% van de

investeringskosten [15]. 6

Voor de produktie

5van stoom is nodig 4,5 10 J/kg, dit betekent 2,142 10 GJ/jaar.