Productie van N-methyl-pyrrolidone uit 1,4 butaandiol

Verslag behorende , < bij het fabrieksvoorontwerp

van

B. van der Linden P.R. van Woerkens

onderwerp:

PRODUCTIE VAN N-METHYL-PYRROLIDONE UIT 1,4-BUTAANDIOL Griend 24 3331 GG Zwijndrecht Kort--Ambachtlaan 38 3333 EP Zwijndrecht opdrachtdatum: 22-03-1989 verslagdatum: 30-05-1990

" ,

,-.'

r,. .~',

.

-" 'f: 'I" ~-I" l' ~' ,'. : .. ~'.!~~ ""1'# V f~ ~-;... , '. " " i .. f... r:-~: ~ ~;:

-.:

'.,. .. ~ " t f" " " ~~ -'{' -~ (

,-' 1 INHOUDSOPAVE: 1 INHOUDSOPGAVE 2 SAMENVATTING 3 CONCLUSIES 4 INLEIDING

4.1 TOEPASSINGEN VAN BUTYROLACTON.

4.2 TOEPASSINGEN VAN N-METHYLPYRROLIDONE. 4.3 BEREIDINGSWIJZEN VAN BUTYROLACTON. 4.4 BEREIDINGSWIJZEN VAN NMP.

5 UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP 5.1 FYSISCHE GEGEVENS. 5.2 VEILIGHEID EN MILIEUASPECTEN. 3 3 4 5 5 5 6 7 9 12 14

6 BESCHRIJVING VAN HET PROCES 16

6.1 INLEIDING. 16

6.2 DEHYDROGENERING VAN 1, 4-BUTAANDIOL NAAR

BUTYROLAC-TON. 16

6. 3 ZUIVERING VAN BUTYROLACTON EN RECYCLING VAN

WATER-STOF. 17

6.4 DE VORMING VAN NMP UIT BUTYROLACTON EN METHYLAMINE. 18 6.5 TERUGWINNING VAN METHYLAMINE EN ZUIVERING VAN NMP. 18

7 PROCESCONDITIES 19 7.1 SOORTELIJKE WARMTES. 19 7.2 VORMINGSENTHALPIEËN. 19 7.3 VERDAMPINGSENTHALPIEËN. 20 7.4 KRITISCHE GROOTHEDEN. 20 7.5 ACENTRISCHE FACTOR. 21 7.6 DAMPDRUKKEN. 21 7.7 DIFFUSIECOËFFICIENTEN. 22 7.8 VISCOSITEIT. 22

8 MOTIVERING VAN KEUZE VAN DE APPARATUUR EN DE BEREKENING 24

8.1 DE REACTOREN. 24 8.1.1 INLEIDING. 24 8.1.2 REACTOR R3. 24 8.1.3 REACTOR R18. 24 8.2 DESTILLATIETORENS. 25 8.2.2 DESTILLATIEKOLOM Tll 26 8.2.3 DESTILLATIEKOLOM T16 30 8.2.4 DESTILLATIEKOLOM T30 33 8.3 ABSORPTIETOREN T27. 36 8.4 GAS-VLOEISTOFSCHEIDERS. 37 8.5 WARMTEWISSELAARS. 43 8.5.1 ALGEMEEN. 43 8.5.2 ONTWERP WARMTEWISSELAARS. 44 8.6 COMPRESSOREN EN POMPEN. 45 8.6.1 COMPRESSOREN. 45 8.6.3 POMP P24. 47

l

~

I

~

-l

9 DE WARMTE EN MASSABALANS 10 KOSTEN 10.1 INVESTERINGEN EN PRODUCTIEKOSTEN. 11 SYMBOLENLIJST 12 LITERATUURLIJST 13 BIJLAGEN 13.1 COMPUTERPROGRAMMA'S. 13.2 KATALYSATOR BEREIDING 48 49 49 53 55 56 56 60

I I I I

cl

I ,~ I

I

,~

.

I

'---'

...J

2 SAMENVATTING

Het proces voor het produceren van N-methyl-pyrrolidone uit 1,4-butaandiol bestaat uit twee stappen:

1. Dehydrogenering van 1,4-butaandiol naar y-butyrolacton.

2. Reactie van methylamine met y-butyrolacton naar N-methyl-pyrrolidone.

De fabriek is ontworpen op een capaciteit van 1600 ton/-jaar.

Op molbasis is de selectiviteit van 1,4-butaandiol naar N-methyl-pyrrolidone 95.5 %.

Per ton geproduceerd NMP wordt er 0.964 ton 1,4-butaandiol en 0.315 ton methyl amine verbruikt. Als bijproducten worden THF, water en 4-hydroxy-boterzuur-methylamide gemaakt. Verder

is er 0.10 ton MD stoom, 4.14 ton HD stoom, 40.44 ton koel-water, 2.46 ton ketelwater en 42.27 kWh stroom verbruikt .

De investeringen van de fabriek bedragen 12.106 $.

Bij een productiecapaciteit van 1600 ton/jaar wordt er verlies geleden.

cl

I

_I I

I

L L G ,

'-..-'

3 CONCLUSIES

Om de fabriek rendabel te laten zijn, moet de capaciteit van de fabriek verhoogt worden. (Bijvoorbeeld met een factor 10). Een voordeel van de fabriek is de hoge selectiviteit op molbasis. Het nadeel van de eerste stap is dat er met een waterstofstroom gewerkt moet worden. Als voorzorg maatregel kan de hal in de fabriek op een lichte onderdruk gebracht

worden met een goede afzuiging. Bij een eventueel vrijkomen of lekken van waterstof wordt hierdoor de kans op een explosie geminimaliseerd.

In het proces wordt maar een keer MD-stoom gebruikt om een processtroom op te warmen. In de praktijk zal het beter zijn om alleen een hoge druk stoomnet aan te leggen en deze laatste stroom ook met HD stoom te verhitten.

Voor het ontwerp van de reactoren, zijn de omzetting en selectiviteit als uitgangspunt genomen. Van de betreffende reactie is geen kinetiek bekend.

Van de organische stoffen zijn de thermodynamische gegevens geschat. Deze waren in de literatuur niet te vinden. Hierdoor kunnen er grote fouten in het ontwerp optreden. Deze waarden hebben een variatie coëfficiënt van 10 % of meer.

( I ' - I (. \..i I I r '--C l I

I

4 INLEIDING

4.1 TOEPASSINGEN VAN BUTYROLACTON.

Bij dit fabrieksvoorontwerp wordt N-methyl-pyrrolidone in twee stappen uit 1,4-butaandiol geproduceerd, waarbij het tussenprodukt y-butyrolacton (zie figuur 1) is.

FIGUUR 1 y-butyrolacton.

Butyrolacton wordt in de industrie als grondstof gebruikt in de volgende processen:

Productie van NMP, pyrrolidone, herbiciden (b.v. MCPB

=

y-2-methyl-4-chloorfenoxyboterzuur), a-acetoboterzuurlacton

(tussenprodukt voor de synthese van vitamine BI) en thiodi-boterzuur (rubberhulpmiddel).

Oplosmiddel voor polymeren.

Extractiemiddel in de aardolie industrie.

Butyrolacton komt in dieren voor als een natuurlijke meta-boliet.

4.2 TOEPASSINGEN VAN N-METHYLPYRROLIDONE.

N-Methylpyrrolidone ( Zie figuur 2; in het verslag verder

aangeduid met NMP) is een chemische stof, die hoofdzakelijk in de industrie toegepast wordt.

I I

i

I ./~ o _{FIGUUR 2 N-methyl-pyrrolidone.}

- I ( r \ .. L I I I I I C l L

c-( '--' I

Deze verbinding wordt in de industrie gebruikt bij de volgende processen:

Extractievloeistof bij de extractie van aromaten uit smeer-oliën.

Scheiden en terugwinnen van aromaten uit gemengde "feed-stocks".

Terugwinnen en zuiveren van acetyleen, olefinen en diolefi-nen.

Absorptievloeistof bij de verwijdering van zwavelverbindin-gen uit aard- en refinerygas.

Katalysator bij de dehydratering van aardgas.

Medium voor de polymerisatie in de kunststof industrie. Oplosmiddel voor polymeren.

Deze verbinding leent zich goed voor extractie en oplossen, omdat het een inerte en thermisch zeer stabiele, polaire stof is.

4.3 BEREIDINGSWIJZEN VAN BUTYROLACTON.

Het tussenprodukt butyrolacton wordt in de industrie d.m.v. het Reppe proces bereid. Dit proces bestaat uit de dehydroge-nering van 1,4-butaandiol (Zie figuur 9). De chemische bedrij-ven BASF (Ludwigshafen), General Aniline & Film Corporation

(GAF) en VEB Schwarzheide produceren volgens dit proces.

NIPPON Hydrofuran en DainipponjHokkaido uit Japan produce-ren butyrolacton volgens het maleïnezuur anhydride proces.

(Zie figuur 3)

I

C l

I

I

I

'

I

c

I l_ I \ ... r _'-' '

I

I

e

!

_,

~

-7

Butyrolacton kan verder gesynthetiseerd worden uit

tetra-hydrofuran, olefinen of butadiëen. Deze processen spelen in de

industrie geen rol van betekenis.

4.4 BEREIDINGSWIJZEN VAN NMP.

Technische bereidingswijzen van het hoofdprodukt

N-methyl-pyrrolidone zijn:

Alkylering van 2-pyrrolidinone met methyljodide (1907).

(Zie figuur 4)

n

1 "-..

n

_--L - I CH₃-

I

-

--' 1 H - ! /;:~'"o ,'~. [4] 'N 'N 0 I I H _eH)

Electrochemische reductie van l-methyl-pyrrolidin-2,5-dion

met een Lood kathode in een 50% waterige

zwavelzuur-oplos-sing volgens craig [1]. (Zie figuur 5)

n

Lood

>

n

I -+- H₂0 kathode ; -:/~ /~, ' /~ [5 ]

o

N' 0 "N" 0 I I CH₃ CH₃

Verwarmen van 5-Methoxy-3,4-dihydro-2H-Pyrrol volgens

Peters en [2]. (Zie figuur 6).

3 9 3 - 398 K '-....,

/ /

C: I ' ,-, 1...- 1 C 1

Reactie van methanol met pyrrolidin-2-on volgens BASF [3]. (Zie figuur 7).

573 K

>

_{[7 ]}

Al:z°3

Aminering van butyrolacton met methyl amine (1936) volgens Reppe [4]. (Zie figuur 13)

Het laatste proces is nog steeds in gebruik en wordt gebruikt door de bedrijven BASF en GAF, die eerder genoemd waren bij de produktie van butyrolacton.

Preperatieve bereidingswijze van NMP zijn:

Hydrogenering van een oplossing van maleïne- en/of suc-cinine zuur met methylamine. (Zie figuur 8)

---=;.

>

n

'-,,/ ":::-0 [8 ]

I CH₃

In dit fabrieksvoorontwerp wordt NMP gesynthetiseerd uit 1,4-butaandiol door dehydrogenering van 1,4-butaandiol tot y-butyrolacton en gevolgd door reaktie met methylamine.

L '

c

5 UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

Uitgegaan wordt van een produktie van 200 kilogram NMP per uur. Als er 8000 bedrijfsuren per jaar zijn, komen we uit op een jaarproduktie van 1600 ton NMP. Het produktieproces bes-taat uit twee stappen:

~ De dehydrogenering van butaandiol tot butyrolacton. (Zie figuur 9)

[9 ]

Het reaktiemechanisme volgens Reppe [4] is in figuur 10

weergegeven. -H2 ~o Ho-CH;:CH-2 CH,-CH;:OH - - - -)...". Ho-CH-CH-CH-C • • 2 ~ 2 " H ) [10]

Copenhauer [5] en Wagner [6] vinden dit een aannemelijker mechanisme dan het mechanisme volgens Reppe [4] in figuur

11.

-2 H2 " 0, ,,0

'CH-CH-CH-C"

H/ 2 2 2 " H

(. 1

c

.

c

l

I (.; I I I I

c

l

I

- - I

Als bijprodukten worden THF en water gevormd volgens figuur

12.

[12]

Deze stap kan zowel in de gas- als in de vloeistof fase uitgevoerd worden. Nadelen van de vloeistoffase-reactie zijn:

Levensduur van de katalysator is twee tot vier weken. Katalysator is niet te regeneren, omdat onder invloed van waterstof de katalysatordeeltjes tot fijn poeder wordt afgebroken.

Bij de gas fase is de levensduur van de katalysator ongeveer twee jaar waarbij om de vier tot acht maanden geregenereerd wordt door een simpele oxidatie met lucht tussen de 473 en 573 K. Om deze redenen wordt de reaktie in de gasfase

uitgevoerd.

~ De reaktie van butyrolacton met methyl amine tot NMP is weergegeven in figuur 13. - - - 3 »

n~

+

'

''

N

'

"""

0

I CH₃ H 0 2 [13]

Deze reaktie wordt gekatalyseerd door de zeoliet Cu2_+-y.

Deze zeoliet wordt verkregen door Na-Y te ionwisselen met cu2_+-ionen.

Het reaktiemechanisme is voorgesteld door Hatada [7] en is weergegeven in figuur 14.

---

---l

c

I

r I

"-

I

c

'--"' ,---' 11 RNH I H I

+

"'" /

_si 0"", _Al /

°

"'"

_si

/

_{,,"'- - - -}'>. "'" _sJ.. / 0",-_{' A1} / 0" _{'S i} / / R

I

~

_,

"

H

tast

n

- - -

>7>

,

/'::-0

+

'N' I R H 2

°

[14]

In de eerste stap wordt butyrolacton gebonden aan een metaal-ion en in de tweede stap wordt methylamine aan een zuurstof-ion van het zeolietrooster gebonden. In deze aktieve toestand reageren de reaktanten met elkaar tot een zuuramide tussenprodukt zoals in stap 3 is aangegeven. Deze stap is snelheidsbeperkend voor de reaktie. De laatste stap, de dehy-dratering van het tussenprodukt naar NMP, is snel.

cl

I

I

c

l

I

c

I

, I ~ , I I (, I

I

'-...-:

5.1 FYSISCHE GEGEVENS.

In onderstaande tabellen zijn de fysische gegevens van de betrokken componenten weergeven, die gebruikt zijn bij het doorrekenen van het proces.

Tabel 1 Fysische gegevens van de betrokken componenten.

stofnaam Formule M _{Tb Tc' Pc' Hf ,298}

g/mol K K bar kJ/mol

1,4-butaandiol C₄H,002 90.12 501.0 666.7 48.2 -426.31 water _H20 18.02 373.2 647.2 221. 3 -241. 82 waterstof _H2 2.02 20.3 33.1 13.0 0 tetrahydrofuraan C₄H

_s

O 72.12 339.1 540.2 51.2 -174.04 y-Butyrolacton C₄H_{60 2} 86.09 477.0 738.8 58.6 -320.67 stikstof _N2 28.00 77.0 126.2 33.9 0 Methylamine CH_3NH2 31. 06 266.7 430.1 73.6 -22.97 N-methyl C_sH90N 99.13 475.0 723.9 47.2 -201.56 pyrrolidone 4-Hydroxy boter C_sH,,02N 117.15 400.0 536.4 39.0 -486.96 zuur methyl amide

c

c

C

Tabel 2 Verdampingsenthalpie en constanten voor de bereke-ning van de soortelijke warmte van de gasfase.

stofnaam àHvap.,293 A B 105C 109D p(293K) kJ/mol Kg/l 1,4-butaandio1 68.06 90.12 0.346 -16.6 29.84 1.0171 water 40.97 18.02 0.012 0.0 -0.453 1.000 waterstof

-

2.02 0.018 0.218 -0.434 0.0899 tetrahydrofuraan 30.81 72.12 0.516 -41.3 145.3 0.8892 y-Butyro1acton 45.65 86.09 0.112 47.31 -471.1 1.1206 stikstof

-

28.00 0.004 0.0 0.0

-Methylamine 27.42 31. 06 0.151 -6.88 12.34 0.6628 N-methy1 49.64 99.13 0.540 -37.6 93.74 1.026 pyrrolidone 4-hydroxy boter 56.71 117.15 0.531 -30.4 67.05 1. 00 zuur methyl amide

Tabel 3 Acentrische factor en constanten om de soortelijke

warmte van de vloeistoffase te berekenen.

I

stofnaam

I

hl

I

A

I

B

I

103C

I

106D

I

109E

I

1,4-butaandiol 1.180 505.2 -1. 453 3.88 -4.02 1. 52 water 0.348 52.6 0.241 -0.85 1. 00 0.00 waterstof -0.220

-

-

-

-

-tetrahydrofuraan 0.656 54.27 -0.976 3.45 -4.63 2.21 y-Butyrolacton 0.381 155.5 -0.316 1.27 -1. 28 0.43 stikstof 0.038

-

-

-

-

-Methylamine 0.281 151. 7 -0.372 -1.87 0.20 251 N-methyl 0.369 4479 -23.28 31.2 0.00 0.00 pyrrolidone 4-hydroxy boter 1. 000 3773 -0.190 1. 71 -2.44 1.17 zuur methyl amide

---I

c

c

c

Cl

c.

c

I

I

G

TABEL 4: viscositeiten van vloeistoffen bij 25 ·c. 1,4-Butaandiol 71.5 cP y-Butyrolacton 1.7 cP NMP 1. 65 cP Water 0.89 cP THF 0.486 cP Methylamine 0.200 cP 5.2 VEILIGHEID EN MILIEUASPECTEN.

In tabel 5 z1Jn de eigenschappen van de verschillende stoffen samengevat. De waarden voor de stoffen zijn uit [8] gehaald.

TABEL 5 : Eigenschappen van de betrokken componenten.

stofnaam MAC Vlam Explosi Zelf Explosie

punt Energie ontbr. Grenzen

·c

J ·C % 1,4-Butaandiol n.v. 121 Waterstof n.v. 0.01 4-76 Methylamine 10 -10 430 4.9-20.8 NMP 100 96 346 0.9-? THF 750 -17 0.54 230 1.5-12.4

In het eerste gedeelte van de fabriek, de hydrogenering van 1,4-butaandiol, wordt een grote waterstofstroom gerecircu-leerd. Bij de aanwezigheid van zuurstof kan een explosief mengsel ontstaan. Daarom moet de aanwezigheid van zuurstof vermeden worden. Zolang er in de fabriek geen lekken optreden,

zullen de explosiegrenzen van het systeem niet overschreden worden. In het systeem zelf is een grote overmaat waterstof aanwezig, wat als voordeel heeft dat buiten de explosiegrenzen gebleven wordt. Er worden verder geen produkten gevormd, die met waterstof explosief kunnen reageren onder de omstandig-heden.

l

c

c

i

c

!

_I (;

c

c

:

De spui, die hoofdzakelijk uit waterstof bestaat, kan

verbrand worden zonder, dat er schadelijke stoffen vrij komen. De kleine hoeveelheden butaandiol, y-butyrolacton, THF worden

hierbij geöxideerd tot CO₂ en water. Eventueel kan THF en

waterstof uit de spuistroom teruggewonnen worden als dit rendabel blijkt te zijn. De verbrandingsenergie van het ver-branden van deze stroom kan gebruikt worden voor de warmte-huishouding in de fabriek.

In het tweede gedeelte van de fabriek, de methylering van butyrolacton, wordt methylamine gebruikt als grondstof. Deze stof is corrosief en explosief. Alleen voor de toevoer van methyl amine moeten RVS-buizen genomen worden. In het verdere gedeelte van het proces is de concentratie aan methylamine laag.

In dit gedeelte van de fabriek wordt 4-hydroxy-boterzuur methyl amide gespuid. Dit produkt kan na opwerking eventueel verkocht worden als daar een markt voor is. Anders kan deze spuistroom met de waterstofspuistroom verbrand worden. Er kan dan NO ontstaan. Omdat deze stroom zeer klein is, zal de

produktie NO niet groot zijn. Er zal dan geen noemenswaardige schadelijke invloed op het milieu zijn.

c

c

, I

'-'

Stoom

CV -

-r---~

-..,

H5 1,4 BUTAANDlOL C 1 H2 RECYCLE COMPRESSOR H 9 H 2 GASVERWARMER V 10 R 3 BUTYROLACTON REACTOR T 11 H 4 VOORVERHITTER H 12 H 5 VOEDINGSINDAMPER H 13 H 6 WARI.lTEWISSELAAR H a V 15 H9 T16--1--_- ----' T11 -+--4-- - - '

CONDENSOR VAN Tll H17 REBOILER VAN T16 H 25 VOOR VERHITTER

VLOEISTOf-GAS SCHEIDER R 18 N-METHYL-PYRROLIDONE REACTOR C 26 N2-CH3NH2-RECYCLE COMPRESSOR

THF EN WATER AFSCHEIDER H 19 VOOR VERHITTER T 27 WATER ADSORPnE KOLOM

REBOILER VAN Tll H 20 CONDENSOR H 28 CONDENSOR VAN T30

WARMTE WISSELAAR _{V 21} VLOEISTOf-GAS SCHEIDER V 29 VLOEISTOF-GAS SCHEIDER

CONDENSOR VAN T16 C 22 COMPRESSOR T 30 4-HYOROXY-BOTERZUUR

I.lETHYL-VLOEISTOF-GAS SCHEIDER V 23 VLOEISTOf-GAS SCHEIDER AMIDE SCHEIDER

Waterspui

Spui v.n.1. 4-hydroxy-bo1erzuur

methylamide_

N-MEll-IYL-PYRROLIDONE

PROCESSCHEMA van PRODUCTIE

N-UETHYL-PYRROLIDONE uit 1,4-BUTAANDIOL

P. von Woerkens B. von der Linden

Fobr. Voorontwerp No: 2801 Juli 1989

T 16 BUTYROLACTON IBUT AANDlOL P 24 POMP H 31 REBOILER VAN T30

SCHEIDER H 32 PRODUCT KOELER

o

Stroom nummer -0 Temp. in oe

OP

ob. in Bor

~================~====================================~==================~==================~~-~-=-=--- ~

H 7 CONDENSOR

\...J , ,--,' \...) I I 16

6 BESCHRIJVING VAN HET PROCES

6.1 INLEIDING.

De fabriek wordt in twee gedeelten opgesplitst, namelijk een gedeelte waar butyrolacton geproduceerd wordt uit

1,4-butaandiol en een gedeelte waar het eindprodukt NMP

geprodu-ceerd wordt uit butyrolacton. Het proces zal beschreven worden aan de hand van de onderstaande hoofdstukken en het bijge-voegde processchema.

De dehydrogenering van 1,4-butaandiol naar butyrolacton.

6.3 De zuivering van het butyrolacton en de recycling van de

waterstof.

De vorming van NMP uit de reaktie van butyrolacton met methylamine.

6.5 De terugwinning van het methylamine en zuivering van

NMP.

6.2 DEHYDROGENERING VAN 1,4-BUTAANDIOL NAAR BUTYROLACTON.

Voedingsstroom [1], (T

=

25

·c,

P

=

1 Bar), bevat 99 %

1,4-Butaandiol en 1% water. Voedingsstroom [1] en recyclestroom [11] worden gescheiden ingebracht in indamper H5. De vloeis-tofstroom wordt opgewarmd tot 200 ·C. Door de verlaging van de dampspanning verdampt 1,4-Butaandiol in H5. Fluctuaties in de voedingsstroom kunnen worden opgevangen door meer/minder

recyclegas door de indamper te laten stromen. In principe kan de hoeveelheid butaandiol ,die ingevoerd wordt, vergroot

worden totdat de totale recyclestroom verzadigd is met butaan-diol.

De resulterende stroom [10], ( T

=

200

·c,

P

=

1 Bar),

wordt opgemengd met de kortgesloten recyclestroom [5] tot

stroom [9] (T

=

200

·c,

P

=

1 Bar). stroom [9] wordt met

behulp van voorverhitter H4 op 240 'C gebracht. De ontstane

stroom [8] (T

=

240

·c,

P

=

1 Bar) wordt onderin de

dehydro-generingsreaktor R3 geleid, waar butaandiol omgezet wordt naar butyrolacton. Door de lage dampspanning van butaandiol wordt een hoge selectiviteit verkregen van 96 % bij een omzetting

van 99 %.

De katalysator in de reactor bestaat uit een bed van puim-steen. De bereiding van de katalysator is weergegeven in bijlage 13.2.1. Door de endotherme reactie daalt de

tempera-tuur in de reactor van 240

·c

naar 208 ·C. De reactie wordt

onder atmosferische druk uitgevoerd. De recyclewaterstofstroom zorgt voor voldoende warmtecapaciteit om de temperatuur in de reactor niet te ver te laten dalen. Een vergroting van de butaandiol stroom, zal in de reactor voor problemen zorgen, omdat de verblijf tijd van de reactanten omlaag gaat. Hierdoor zal de conversie van de reactie dalen.

c

l

I

c

l

G I G

I

De uitgaande productstroom [7] (T = 208 ·C, P = 1 Bar) bestaande uit butyrolacton, waterstof, butaandiol, water en THF wordt met de topstroom [20] (T = 202 ·C, P = 1 Bar) van destillatietoren Tl1 opgemengd tot stroom [12] (T

=

208 ·C, P

=

1 Bar), die naar de flash V8 gevoerd wordt.

6.3 ZUIVERING VAN BUTYROLACTON EN RECYCLING VAN WATERSTOF. De productstroom [12] wordt afgekoeld met vloeistofstroom [16] (T

=

40 ·C, P

=

1 Bar) afkomstig uit flash V8, waaruit stroom [13] (T

=

199 ·C, P = 1 Bar) ontstaat.

De productstroom [13] gaat naar flash V8 die op een tempe-ratuur van 40 ·c en een druk van 1 bar werkt. In deze flash wordt waterstof afgescheiden van butyrolacton. Door de lage dampspanning worden kleine hoeveelheden butyrolacton, butaan-diol, water en THF in de gasstroom [15] (T

=

40 ·C, P

=

1 Bar) meegenomen. Om ophoping van water, waterstof, THF en

butyro-lacton te voorkomen wordt er een spui [18] (T = 40 ·C, P

=

1 Bar) gebruikt. De verhouding van de hoeveelheid geproduceerde waterstof op de totale waterstofstroom is gelijk aan de ver-houding van de spuistroom [18] op de totale recyclestroom

[15]. De resulterende recyclestroom [14] (T

=

40 ·C, P

=

1 Bar) wordt met de bodemstroom [21] (T

=

218 ·C, P

=

1 Bar) van destillatietoren T16, die uit butaandiol en butyrolacton

bestaat, opgemengd. De resulterende recyclestroom [2] (T = 40 ·C, P

=

1 Bar) wordt gerecirculeerd via de gascompressor Cl. De recyclestroom [3] (T

=

44 ·C, P

=

1.05 Bar) na de gascom-pressor wordt verwarmd m.b.v. gasverwarmer H2 tot 200 ·C. De ontstane stroom [4] (T

=

200 ·C, P = 1 Bar) wordt opgesplitst in stroom [11], die naar indamper H5 gaat en stroom [5], die kortgesloten wordt over de indamper.

De vloeistofstroom [16] (T

=

40 ·C, P

=

1 Bar) uit de condensor V8 bestaat uit butyrolacton, water, THF en butaan-diol. In warmtewisselaar H6 wordt stroom [16] opgewarmd met productstroom [12]. De resulterende vloeistofstroom [17] (T 127 ·C, P = 1 Bar) wordt naar destillatietoren T11 geleid.

In destillatietoren T11 wordt water en THF afgescheiden van butyrolacton en butaandiol. De toren bevat 6 theoretische

schotels. De topstroom [20] van T11 (202 ·C, P

=

1 Bar) bes-taat uit water, THF en butyrolacton. Om butyrolacton niet verloren te laten gaan, wordt deze stroom opgemengd met pro-ductstroom [7] uit reactor R3. De bodemstroom [19] (206 ·C, P

=

1 Bar) bestaat uit butyrolacton en butaandiol, welke naar destillatietoren T16 gaat.

In destillatietoren T16 wordt butaandiol van butyrolacton gescheiden. De toren bevat 15 theoretische schotels. De bodem-stroom [21] van T16 (218 ·C, P = 1 Bar) bestaat uit butaandiol

(68%) en butyrolacton (32%). De bodemstroom [21] wordt op-gemengd met recyclestroom [14].

De topstroom [27] uit T16 (206 ·C, P

=

1 Bar) gaat naar sectie twee, de aminering van butyrolacton.

L

I

I

c

l

I I

c

c

C

l

6.4 DE VORMING VAN NMP UIT BUTYROLACTON EN METHYLAMINE.

De voedingsstroom methylamine [6] (25 ·C, P

=

1.1 Bar)

wordt opgemengd met recyclestroom [29] (46 ·C, P

=

1.1 Bar) en opgewarmd tot 206

·c

met behulp van produktstroom [24] uit de amineringsreaktor. De recyclestroom [23] grotendeels bestaande uit methylamine en stikstof wordt gemengd met topstroom [27] uit de destillatietoren T16. De resulterende stroom [26] (206

·C, P

=

1 Bar) worden verwarmd tot 250

·c

m.b.v. gasverwarmer H19.

Deze gas stroom [25] wordt in amineringsreaktor R18 geleid. De reaktie is exotherm waarbij de vrijgekomen warmte via

koeling met ketelwater wordt afgevoerd. Door de overmaat stikstof, wordt de dampspanning verlaagd waarbij een selec-tiviteit van 96 % wordt verkregen bij een omzetting van 98 %. De productstroom uit de reactor [24] (280 ·C, P = 1 Bar) gaat naar de zuiveringssectie.

6.5 TERUGWINNING VAN METHYLAMINE EN ZUIVERING VAN NMP.

De produktstroom uit de reaktor [24] wordt afgekoeld tot 169 ·C met de recyclestroom [22]. Deze gasstroom [28] (169 ·C,

P

=

1 Bar) wordt gecondenseerd bij 40 ·C en 1 bar in condensor H20/V21. De vloeistofstroom [31] (40 ·C, P

=

1 Bar) gaat naar

flash V23. De temperatuur in flash V23 is 40

·c

en de druk is 0.02 bar. De gasstroom uit flash V23 [33] (40 ·C, P = 0.02 Bar) wordt op 1 bar gebracht met compressor C22. De ontstane gasstroom [32] (60 ·C, P = 1 Bar) wordt opgemengd met gas-stroom [30] (40 ·C, P = 1 Bar) uit condensor H20/V21. De

recyclestroom [37] (40 ·C, P = 1 Bar) wordt naar wateradsorber T27 geleid. De wateradsorberkolom T27 bevat een kalium-A

zeoliet, welke alleen het water kan adsorberen. De adsorptie-kolom T27 wordt geregeneerd bij 400

·c

en 1 bar. De resterende gasstroom [36] (40 ·C, P = 1 Bar) wordt gecomprimeerd met

recyclecompressor C26 tot stroom [29] (46 ·C, P

=

1.1 Bar) die opgemengd wordt met de methylaminevoeding [6].

De vloeistofstroom [34] uit flash V23 wordt m.b.V. pomp P24 op 1 bar gebracht. De temperatuur wordt op 150 ·C gebracht m.b.v. voorverwarmer H25. De gevormde vloeistofstroom [35] wordt naar destillatietoren T30 gevoerd.

In destillatietoren T30 wordt 4-hydroxy-boterzuur methyl-amide, water en methylamine afgescheiden van NMP, butyrolacton en l,4-butaandiol. De toren bevat 7 theoretische schotels. De top stroom [40] (125 ·C, P = 1 Bar) wordt gespuid. (eventueel nog opwerken of verbranden). De bodemstroom [38] (203°C, P

=

1 Bar) wordt afgekoeld tot 40°C m.b.v. ketelwater. De uitein-delijke productstroom heeft een zuiverheid van 98

%,

waarbij de verontreinigingen butyrolacton en butaandiol zijn.

, I

'-...

!

~ I

7 PROCESCONDITIES

7.1 SOORTELIJKE WARMTES.

De soortelijke warmte van de gasfase wordt berekend volgens Reid e.a. [9] met vergelijking [15].

C _p,g (T)

=

A

+

B*T

+

C*T2

+

D*~ . (JjmoljK) [15]

De constanten A, B, C en 0 zijn stofafhankelijk en weer-gegeven in tabel 2.

De soortelijke warmte voor de vloeistoffase wordt berekend volgens Reid e.a. [9] met vergelijking [16].

C (T) = A + B*T + C*T2 + D*T3 + E*T4• (J/mol/K)

p, l [16]

De constanten A, B, C en D zijn stofafhankelijk en weergegeven in tabel 3.

7.2 VORMINGSENTHALPIEËN.

De vormingsenthalpieën van NMP, 4-hydroxy-boterzuur-methyl-amide, THF en 1,4-butaandiol zijn bepaald met de groepsbij-dragemethode van Benson [9]. Hierbij wordt de vormingsenthal-pie van een stof bepaald bij 298 K, waarbij de stof in de meest stabiele toestand verkeerd.

De vormingsenthalpie van y-butyrolacton is bepaald uit de reactieënthalpie van de omzetting van butaandiol naar butyro-lacton. Deze enthalpie is gegeven in Ullmann [10] en Copen-hauer [5] en bedraagt 61.6 kJ/mol.

Van water en methylamine zijn waarden uit het Handboek [7] genomen.

t '-' l L ''--' l", I

7.3 VERDAMPINGSENTHALPIEEN.

De verdampingsenthalpieën zijn geschat met de methode van Chen [9]. Zie vergelijking [17].

Methode van Chen:

.1Hvap

=

R*Tc*Tbr*(O.4343*Ln(Pc)-O.69431+0.89584*Tbr) (0.37691-0. 37306*Tbr-0 .1507 5*Pc-1_{*Tbr- 2)} Waarbij R

=

8.31441 [J/mol/K]. Tbr = gereduceerde kooktemperatuur [Tb/Tc]. [17]

Voor de temperatuursafhankelijkheid van de verdampingsen-thalpieën, .1Hvap[T], geldt volgens Reid e.a. [9] vergelijking

[18] .

~ ~

0.38 ( 1-T/Tc) .1Hvap[T]

=

.1Hvap[Tb]* (l-Tb/Tc) [18] Waarbij: Tc Tb .1Hvap[Tb] T

Kritische temperatuur van de stof Kooktemperatuur van de stof

Verdampingsenthalpie bij kooktemperatuur Temperatuur

7.4 KRITISCHE GROOTHEDEN.

De kritische druk (Pc) en de kritische temperatuur (Tc) voor y-butyrolacton, NMP, 4-hydroxy-boterzuur-methylamide em 1,4-butaandiol zijn geschat met de groepsbijdragemethode van Lydersen [9].

Van water, waterstof, stikstof, methyl amine en THF zijn de Tc en Pc uit de bibliotheek van CHEMCAD gehaald.

Methode van Lydersen:

Tc

=

Tb*[0.567 + ~.1T - (~.1T)2] Pc = M*[0.34 + ~.1P]-2 Met Tb ~.1T M ~.1P

Kookpunt bij 1 atmosfeer. (K)

Grootheid bepaald met groepsbijdragen. (-) Molekuulmassa. (g/mol)

Grootheid bepaald met groepsbijdragen. (-)

[19]

[20]

Van water, waterstof, stikstof, methylamine en THF zlJn de kookpunten en acentrische factoren uit de bibliotheek van CHEMCAD gehaald.

Het kookpunt van 4-hydroxy-boterzuur-methylamide is uit Späth [11] gehaald.

Kookpunten van l,4-butaandiol, butyrolacton en NMP zijn uit het handboek [12] gehaald.

I ~ I I

C

_i 1 1 ' - - 1 L,

7.5 ACENTRISCHE FACTOR.

De acentrische factor ~ is gedefinieerd door vergelijking [21] .

(,) =

10LOG[P/PC] bij Tr

=

1/0.7 [21]

De acentrische factoren zijn berekend met de Edminster ver-gelijking [22]. Edminster vergelijking: 3

*

Tb/Tc

*

10LOG (Pc) - 1 [22] ~

=

7* (1-TbjTc) 7.6 DAMPDRUKKEN.

De dampdrukken worden berekend met de Antoine vergelijking [23] .

Log (Pvap)

=

A - B/(T-C) - D*Log(T) - E*T [23] Waarbij A, B en C constanten zijn.

Voor water, THF en methyl amine zijn de waarden voor A,B en uit CHEMCAD gehaald. De waarden voor H zijn uit handboek [19] gehaald. 1,4-Butaandiol A

=

6.509 B = 3264.0 C

=

0 H = 24.7 Water A

=

5.068 B 1657.4 C = 46.13 H

₌

47.9 Waterstof n.v.t. Tetrahydrofuraan A

=

4.114 B

₌

1202.3 C

=

46.90 H

₌

18.6 y-Butyrolacton A

=

13.80 B

=

3018.8 D

=

2.794 H

₌

25.8 stikstof n.v.t. Methylamine A

=

4.461 B

=

1017.4 C

₌

38.71 H

=

22.9 N-Methyl Pyrrolidone A 4.ge-2 B 2701. 3 D

=

4.062 H

₌

23.1 4-Hydroxy-boterzuur- P

=

-~HvapjR*(1jT-1j400) H 16.2 Methylamide

Met Pvap in Atmosfeer en H in (MPa).

L I i 1

cl

i

I

i

I

I

I "--I

~I

"--, ~I ' - I

'-.-'

7.7 DIFFUSIECOËFFICIENTEN.

Diffusiecoëfficiënten in de gasfase,D I z~Jn bepaald met de

Wilke en Lee modificatie [13] van de Hi~schvelder,Bird en spotz vergelijking [24]:

D =

9

B

*

T3/2

* [(

l/M,)

+

_(1/M2)] 1/2

[24] Met B, r'2 en Ic zijn grootheden die in perry [13] genoemd en

bepaald worden.

T :

Absolute temperatuur.

p : Absolute druk in Pa.

M₁ en M₂ : Molecuulmassa's van twee in het gas

voorko-mende componenten. [Kg/Mol]

Diffusiecoëfficiënten in de vloeistoffase, Dl' zijn bepaald met de Wilke en Chang vergelijking [25J.

T Dl = * (7.4*10- 8 * 17 ( X

*

M ) 1/2) solv V 0_6 b

Waarbij X en V_b Z1Jn uit perry [13J gehaald.

M_{solv :} Mo.lecuul~assa. va!1 het oplosmiddel. [Kg/Mol]

17 : Vloe~stofv~scos~te~t. [Pa.s]

7.8 VISCOSITEIT.

De viscositeit van een vloeistof bij kooktemperatuur kan geschat worden m.b.v. de vergelijking van Souders [26].

I

log ( log 17)

= - -

p

*

10 -3 - 2 I 9

M

Met 17

=

viscositeit (Pa.s) I

=

Souders index

M

=

molekuulmassa (g/mol) p

=

soortelijk gewicht (kg/m3)

[26]

Als de viscositeit van een vloeistof bekend is bij een bepaalde temperatuur, dan kan deze waarde geëxtrapoleerd worden naar de gewenste temperatuur m.b.v. een grafiek van Lewis en squires (zie figuur 27).

--I

LI !

l

_i I L I ! I L

N E "-v> 10 2 Z 10 I E >. ...-'" o u '" :> I I---- - -I---- l -- -- -- - 1--- I----100 I ! ._ -f

-1

\

I

\ \ I \ 1 I I

'

I

_{- - - -_._--}I _{- - - - - - -~-_.} 1\

\

r-I \ I \

\j

1\

"

""\:

'"

_'"

i'-... 100 100 100 100 Temperoture °C

FIG. 2.. t Generalised viscosity vs. temperature curve fM liquids

De waarden voor de viscositeit van de vloeistoffen zijn te vinden in tabel 4.

_._

--:l

'---

I

Cl

8 MOTIVERING VAN KEUZE VAN DE APPARATUUR EN DE BEREKENING

8.1 DE REACTOREN.

8.1.1 INLEIDING.

De reactoren zijn ontworpen naar aanleiding van de artikelen van Reppe [10] en Oka [15]. Voor de berekening van de dimen-sies van reactor R3 is de verblijf tijd en de gassnelheid als criteria gebruikt. Bij reactor R18 is uit artikel [15] een verhouding katalysator per hoeveelheid voeding genomen.

Voor cylindrische reactorvaten geldt formule [28].

v

=

1T/4*H*D2 Waarbij V H D Volume reactor. Hoogte reactor. Diameter reactor. [28]

Voor reactor R18 hebben we een L/D verhouding van 3 genomen, wat gebruikelijk is voor drukvaten tot 20 bar. Bij reactor R3 is de diameter afhankelijk van de gassnelheid.

8.1.2 REACTOR R3.

uit [10] geldt voor het katalysator volume, V_kat:

Vkat

=

(Vvloeistof / uur) / k

Waarbij k (Constante)

=

0.015 - 0.020 uur-1•

Voor het katalysatorvolume volgt hieruit V_kat

=

16 M3 •

In [10] werd voor de gassnelheid door de reactor een

snel-heid van v

=

0.2 mis berekend. Voor de hoeveelheid gas die

door de reactor moet, geldt voor de doorsnede A : 6.88 M2.

Hieruit is een diameter van D = 3 M genomen met een totaal

reactorvolume van 18 M3• Voor de hoogte van de reactor volgt

uit vergelijking [28] H

=

2.55 M.

8.1.3 REACTOR R18.

In referentie [15] werd voor het optimale reactorvolume gevonden:

(Weight Kat [g])

W/F

=

[29]

(Total Feed (Butyrolacton + methyl amine + N₂) [mol/h]).

Voor W/F werd een waarde van 115 gevonden. Dit geeft voor de hoeveelheid katalysator 2896 kg. Met een dichtheid van 0.65

kg/l geeft dit een volume van 4.46 M3• Met een L/D verhouding

van 3 volgt voor deze reactor een diameter van 1.24 M en een lengte van 3.71 M.

-~ I I

I

'-

I

_I G I

~I

8.2 DESTILLATIETORENS.

8.2.1 INLEIDING.

De ontwerpberekeningen van de destillatiekolommen werden als volgt uitgevoerd:

Oe stromen, aantal schotels en temperaturen in de kolom werden berekend met behulp van het simulatieprogramma CHEMSEP. Daarbij werd de refluxverhouding en de top- of bodemstroom van een bepaalde component gespecificeerd.

De destillatietorens werden allemaal doorberekend met dit programma.

Omdat er bijna geen interactieparameters in de literatuur gegeven zijn van de stoffen, moest de interactie tussen de stoffen verwaarloosd worden. Een gevolg hiervan is dat de resultaten van zulke berekeningen niet erg betrouwbaar zijn. Als thermodynamisch model werd de Soave-Redlich-Kwong methode genomen, omdat deze de meest betrouwbare en meest gebruikte methode is.

Bij de dimensionering van de destillatiekolommem werd geko-zen voor gepakte kolommen. Deze werden gebruikt i.p.v. scho-telkolommen, omdat de stromen te klein zijn, waardoor een goede dimensionering niet mogelijk is. Een andere reden is ook, dat volgens Perry [13] gepakte kolommen meestal goedkoper zijn als de diameter van kolom kleiner is dan 0,6 m. De diame-ter van een schotelkolom zou veel kleiner dan die waarde zijn.

Bij gepakte kolommen geldt volgens Perry [13J de volgende eisen voor het ontwerp: Dk > 10*Or e~ Ok < _{40*D r ., Hierin is Ok}

de diameter van de kolom en Or de max1male afmet1ng van het pakkingselement. Als Ok kleiner is dan 10*Or dan zal de vloeis-tof voor een groot gedeelte langs de wand stromen wat het rendement verlaagt. Als Dk groter is dan 40*D wordt het ren-dement verlaagd doordat de vloeistof stroomt ~iet meer goed verdeeld kan worden. Verder is de ondergrens van de vloeis-tofsnelheid, U_{l ,mln} .

=

0,5 mm/sec.

Als pakkingsmateriaal is gekozen voor Raschig ringen. Rede-nen daarvoor zijn:

Veel gebruikt pakkingsmateriaal in de chemische industrie;

- Er is daarom ook veel bekend omtrent de verschillende para-meters die gebruikt worden bij het ontwerp;

---~

c

G ,

I

I

c-

I

L

i

I

I

I

I

L-I

I

I

I I

-'

De ringen kunnen van metaal of keramisch materiaal zlJn. Voor kolom TIl en T16 werden metalen ringen genomen en voor

T30 keramische, omdat methyl amine een corrosieve stof is en de metale ringen kan aantasten. Voor de nominale pakkingsdiameter van de ring werd 25 mm genomen, omdat dit de minimum afmeting

is, die voor technische kolommen de voorkeur heeft.

Omdat er sprake is van kleine gas- en vloeistofstromen hoeft er geen rekening gehouden worden met de bovengrens, de floo-dinggrens. Om een goeie distributie te krijgen moet de kolom-diameter minimaal 0.25 m zijn. Bij de berekeningen wordt deze minimale diameter genomen, omdat bij een grotere diameter de minimale vloeistofsnelheid overschreden kan worden.

De dimensionering werd uitgevoerd aan de hand het hoofdstuk kolomontwerp van het diktaat scheidingsprocessen 1 [18].

8.2.2 DESTILLATIEKOLOM Tll

De resultaten van de berekeningen van de destillatiekolom Tll is hieronder gegeven: Slmp 1 e D1S 1 , t ' l l atl0n 1 1 r==

::

~IJ

» -,...-- « -- - - -

---- ---

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

----

---

----

---

---»-4-

--

---

----

--- -- --

-

---- ---

-- --

-

----

--- -- _{I 1} ' -7"

LIJ

»-I1 »

C ' _I \... (,I C i

cl

_I

I

I I C,

,~.

stage Temp Pressure Flow rates [mol/sJ

[K] [bar] X Y Feed Product

1 474.9 1.0 1. 291E+02 1. 076E+02 V 1.076E+02 2 476.9 1.0 1. 300E+02 2.368E+02

3 477.0 1.0 1.300E+02 2.376E+02

4 477.0 1.0 1. 178E+03 2.376E+02 8.014E+02 5 478.5 1.0 1.184E+03 4.840E+02

6 478.8 1.0 1.184E+03 4.906E+02

7 478.9 1.0 6.938E+02 4.904E+02 V 6.938E+02

stage X

[-]

Y

[-]

K

_[-]

1,4-Butaandiol 1 0.00300 0.00141 0.470 2 0.00450 0.00228 0.506 3 0.00610 0.00310 0.508 4 0.00782 0.00398 0.509 5 0.00825 0.00444 0.538 6 0.01018 0.00552 0.542 ~ 7 0.01864 0.01018 0.546 stage X

[-]

Y

[-]

K

[-]

Butyrolacton 1 0.99210 0.90340 0.911 2 0.99320 0.95180 0.958 3 0.99170 0.95250 0.960 4 0.99000 0.95170 0.961 5 0.99150 0.99030 0.999

-

6 0.98980 0.99390 1.004 7 0.98140 0.98980 1. 009 stage X [-] Y [-] K [-] TetraHydroFuraan 1 0.00307 0.05397 17.590 2 0.00143 0.02621 18.260 3 0.00138 0.02523 18.290 4 0.00138 0.02520 18.300 ~ 5 0.00018 0.00332 18.820 6 0.00002 0.00040 18.890 7 0.00000 0.00002 18.960

-I

c

l

I

I

I

I

L ' (

I

c

, I L

_,

' I

stage X [-] Y [-] K [-] Water 1 0.00182 0.04120 22.620 2 0.00085 0.01972 23.300 3 0.00082 0.01912 23.330 4 0.00082 0.01911 23.340 5 0.00008 0.00198 23.860 6 0.00001 0.00019 23.930 7 0.00000 0.00001 23.990

component balances [mol/hl

Component Total IN Total OUT Difference :

1,4-Butaandiol 7.2130E+00 7.2130E+00 -2.1325E-05

Butyrolacton 7.8395E+02 7.8395E+02 -6.0554E-04

TetraHydroFuraan 5.8236E+00 5.8236E+00 -1.7002E-05

Water 4.4400E+00 4.4400E+00 -1.9059E-05

+ + +

8.0143E+02 8.0143E+02 -6.6293E-04

Feed number 1 to stage 4

components mole fractions : Total flow rate

=

8.014E+02 mol/h

1,4-Butaandiol Butyrolacton TetraHydroFuraan Water Total Top product

=

0.009000 = 0.978193

=

0.007267

=

0.005540 --- + = 1.000000 Temperature

=

4.000E+02 K Pressure

=

1.000E+00 bar Vapour fraction

=

O.OOOE+OO

Components mole fractions : Total flow rate

=

1.076E+02 mol/h 1,4-Butaandiol Butyrolacton TetraHydroFuraan Water Total

=

0.001411 = 0.903411 = 0.053975

=

0.041203 --- +

=

1.000000 Temperature

=

4.749E+02 K Pressure = 1.000E+00 bar

I

c

l

I

I

C

l

I

c

, ,~

Bottom product

Components mole fractions Total flow rate = 6.938E+02 moljh Temperature

=

4.789E+02 K Pressure

=

1.000E+00 bar

=

0.010177

=

0.989794 1,4-Butaandiol Butyrolacton TetraHydroFuraan Water

=

2.0982E-05 Vapour fraction

=

1.000E+00

= 7.9105E-06 --- +

Total = 1.000000

De schotelhoogte, HETS, is afhankelijk van de evenwichtscon-stante, K, en de samenstelling en temperatuur op een theore-tische schotel (dus het schotelnummer) . Daarom is de HETS

uitgerekend voor de verschillende componenten en verschillende schotels. Hieronder zijn de resultaten van de dimensionering van destillatiekolom gegeven.

schotelnr. HETS [m]

1,4-butaandiol butyrolacton THF water

2 0.595 0.444 0.158 0.155

4 0.417 0.343 0.166 0.164

6 0.431 0.350 0.182 0.182

Als voor de schotelhoogte 0.45

M

wordt genomen, wordt de kolomhoogte: 7*0.45

=

3.15

M.

Na bijtellen van een herverdeler en een bodemplaat wordt de totale kolomhoogte 4.5 M. schotelnr. 2 4 6 U_g [mjs] 5.3E-02 5.3E-02 1. IE-Ol 5.6E-05 5.1E-04 5.1E-04 Pnat [Pa] 1.2 1.3 5.6

I

'--' J ,

-~) 30 8.2.3 DESTILLATIEKOLOM T16

De resultaten van de berekeningen van de destillatiekolom TIl is hieronder gegeven:

Simple Distillation

----~

r:==

=====;J::

~

IJ

,,-r - - - - «

stage Temp Pressure

Flow rates [moljh]

[K]

[bar]

X Y

Feed

Product

1 478.7 1.0 5.122E+03 2.467E+03 V 2.467E+03

2 478.7 1.0 5.117E+03 7.589E+03

3 478.8 1.0 5.112E+03 7.585E+03

4 478.8 1.0 5.105E+03 7.579E+03

5 478.9 1.0 5.602E+03 7.572E+03 2.498E+03

6 479.0 1.0 5.587E+03 5.571E+03 7 479.2 1.0 5.561E+03 5.556E+03 8 479.6 1.0 5.516E+03 5.530E+03 9 480.2 1.0 5.442E+03 5.485E+03 10 481.1 1.0 5.329E+03 5.411E+03 11 482.6 1.0 5.175E+03 5.298E+03 12 484.5 1.0 4.991E+03 5.144E+03 13 486.7 1.0 4.800E+03 4.960E+03 14 488.9 1.0 4.627E+03 4.769E+03

I

cl

L ~i' L C '

-stage X

[-]

Butyrolacton 1 0.99630 2 0.99430 3 0.99170 4 0.98850 5 0.98450 6 0.97840 7 0.96740 8 0.94800 9 0.91500 10 0.86200 11 0.78360 12 0.67980 13 0.55900 14 0.43570 15 0.32390 stage X [-] 1,4-Butaandiol 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 0.00366 0.00575 0.00834 0.01154 0.01546 0.02160 0.03261 0.05200 0.08496 0.13800 0.21640 0.32020 0.44100 0.56430 0.67610

component balances [moljh]

Component Total IN : Butyrolacton 2.4723E+03 1,4-Butaandiol 2.5690E+01 2.4980E+03 + Y

[-]

0.99800 0.99690 0.99550 0.99370 0.99160 0.98820 0.98200 0.97100 0.95150 0.91840 0.86520 0.78640 0.68200 0.56050 0.43650 Y [ - ] 0.00198 0.00311 0.00452 0.00627 0.00842 0.01181 0.01797 0.02903 0.04850 0.08159 0.13480 0.21360 0.31800 0.43950 0.56350 Total OUT : 2.4723E+03 2.5690E+Ol 2.4980E+03

+

K

[-]

1. 002 1.003 1. 004 1.005 1.007 1. 010 1. 015 1. 024 1. 040 1. 065 1.104 1.157 1. 220 1. 286 1. 348 K [ - ] 0.540 0.541 0.542 0.543 0.545 0.547 0.551 0.558 0.571 0.591 0.623 0.667 0.721 0.779 0.833 Difference : 1.4070E-03 4.2888E-06 1.4113E-03

+

I

c

l

r '-I

I

I

I (, 1 I

-'

Feed number 1 to stage 5

Components mole fractions

Butyrolacton

=

1,4-Butaandiol

=

0.989716 0.010284

Total flow rate

=

2.498E+03 moljh Temperature

Pressure

=

4.789E+02 K

=

1.000E+00 bar --- + Vapour fraction = 7.975E-Ol

Total

=

1.000000

Top product

Components mole fractions : Total flow rate

=

2.467E+03 moljh Butyrolacton 1,4-Butaandiol Total Bottom product

=

=

0.998023 0.001977 Temperature = 4.787E+02 K Pressure = 1.000E+00 bar --- + Vapour fraction

=

1.000E+00

=

1.000000

Components mole fractions : Total flow rate

=

3.078E+01 moljh = 4.909E+02 K Butyrolacton = 1,4-Butaandiol

=

0.323878 0.676122 Temperature

Pressure

=

1.000E+00 bar --- + Vapour fraction = O.OOOE+OO

Total

=

1.000000

De resultaten van de dimensionering van de destillatiekolom is als volgt: schotelnr. 2 12 14 HETS [m] butyrolacton 1,4-butaandiol 0.354 0.373 0.365 0.428 0.419 0.402

Als voor de schotelhoogte 0.40 M wordt genomen, wordt de kolomhoogte: 15*0.40 = 6.00 M.

Na bijtellen van twee herverdelers en een bodemplaat wordt de totale kolomhoogte 7.5 M. schotelnr. 2 12 14 U_g [mjs] 1.7E+00 1. 2E+00 1.1E+00 2.2E-03 2.3E-03 2.2E-03 Pnat [Pa] 1.7E+03 8.0E+02 6.9E+02

c

L

I

I I L I I C l I " \...'

J

_ /

8.2.4 DESTILLATIEKOLOM T30

De resultaten van de berekeningen van de destillatiekolom T11 is hieronder gegeven: Simple Distil1ation I I r==

::

~IJ

,,-...--- « -»-3-

--

---

---- ---

---- ---

----

-

----

---

----

---

-

---- ---

----

---

----

---

----

---

--UT

' -11 7

L

---l »-»

stage Temp Pressure Flow rates [moljh]

[K] [bar] X Y Feed Product

1 397.5 1.0 4.611E+03 5.764E+01 V 5.764E+Ol 2 422.8 1.0 4.611E+03 4.669E+03

3 461. 7 1.0 4.836E+03 4.669E+03 2.476E+03 4 473.0 1.0 4.836E+03 2.418E+03

5 475.5 1.0 4.836E+03 2.418E+03 6 475.9 1.0 4.836E+03 2.418E+03

7 476.0 1.0 2.418E+03 2.418E+03 L 2.418E+03

stage X [-] Y [-] K [-]

4-Hydroxy-boterzuur methyl amide

1 0.83890 0.85360 1.018 2 0.32080 0.83910 2.615 3 0.03847 0.32740 8.511 4 0.00682 0.07691 11.280 5 0.00114 0.01361 11.960 6 0.00019 0.00225 12.080 7 0.00003 0.00034 12.100

c

I

I C l

c

I

C

_I u

I

-) stage X [-] N-Methyl-pyrrolidone 1 0.15500 2 0.67880 3 0.96150 4 0.99320 5 0.99890 6 0.99980 7 1.00000 stage X [-] Methylamine 1 0.00351 2 0.00010 3 0.00002 4 0.00000 5 0.00000 6 0.00000 7 0.00000 stage X [-] Water 1 0.00253 2 0.00023 3 0.00002 4 0.00000 5 0.00000 6 0.00000 7 0.00000

Component ba1ances [mol/hl

Component : Total IN : 4-Hydroxy-boterz N-Methyl-pyrroli Methylamine Water 4.9270E+01 2.4189E+03 6.3200E+00 1. 2200E+00 2.4757E+03 Y [-] 0.01555 0.15330 0.67070 0.92300 0.98640 0.99780 0.99970 Y [-] 0.10970 0.00482 0.00145 0.00004 0.00000 0.00000 0.00000 Y [-] 0.02117 0.00276 0.00049 0.00005 0.00000 0.00000 0.00000 Total OUT : 4.9270E+01 2.4189E+03 6.3200E+00 1. 2200E+00 + 2.4757E+03 + K [-] 0.100 0.226 0.697 0.929 0.987 0.998 1.000 K [-] 31.220 46.940 76.130 85.080 87.060 87.410 87.460 K [-] 8.381 11. 980 21. 390 24.950 25.780 25.920 25.950 Difference : 1.5359E-05 -1.8355E-03 -5.1626E-06 -2.0319E-06 + -1.8273E-03

C,-I C , I I , L- I I

I

L l/

Feed number 1 to stage 3

Components mole fractions : Total flow rate = 2.476E+03 mol/h 4-Hydroxy-boterzuur

=

0.019902

N-Methyl-Pyrrolidone

=

0.977053

Methylamine

=

0.002553

Water = 0.000493

Temperature

=

4.200E+02 K Pressure

=

1.000E+00 bar Vapour fraction = O.OOOE+OO --- +

Total

=

1.000000

Top product

Components mole fractions : Total flow rate = 5.764E+01 mol/h

Temperature

=

3.975E+02 K 4-Hydroxy-boterzuur

=

0.853630

N-Methyl-Pyrrolidone

=

0.015553

Methylamine

=

0.109650

Pressure

=

1.000E+00 bar Vapour fraction

=

1.000E+00

Water 0.021167

--- +

Total

=

1.000000

Bottom product

Components mole fractions Total flow rate

=

2.418E+03 mol/h 4-Hydroxy-boterzuur = 2.8392E-05

N-Methyl-Pyrrolidone

=

0.999972

Temperature = 4.760E+02 K Pressure

=

1.000E+00 bar Methylamine

=

1.0000E-10 Vapour fraction

=

O.OOOE+OO

Water

=

8.1081E-10

--- +

Total = 1.000000

De resultaten van de dimensionering van de destillatiekolom is als volgt:

schotelnr. HETS [m]

4-hydroxy boterzuur NMP methylamine water

2 3 6 methylamide 0.320 0.325 0.227 0.582 0.450 0.349 0.409 0.447 0.287 0.329 0.360 0.239

Als voor de schotelhoogte 0.45 M wordt genomen, wordt de kolomhoogte: 7*0.45

=

3.15 M.

Na bijtellen van een herverdeler en een bodemplaat wordt de totale kolomhoogte 4.5 M. schotelnr. 2 3 6 U_g [mis] 9.3E-01 1.0E+00 5.4E-01 U_l [mis] 2.6E-03 2.7E-03 2.6E-03 Pnat [Pa] 1. 6E+03 1.7E+03 4.5E+02

~

I

\....- 1 ! I

I

I

L L 1 L ,

. ...J

'--.'

~.

8.3 ABSORPTIETOREN T27.

Voor de absorptie van water uit de recyclestroom in het tweede gedeelte van de fabriek wordt gebruik gemaakt van een 3A zeoliet oftewel een KA zeoliet. Deze zeoliet heeft kanalen met een diameter van 3 Ä. Voor deze absorber is gekozen omdat deze selectief water absorbeert. Dit komt door de effectieve diameter. Hieronder is de effectieve diameter van een paar stoffen gegeven:

stofnaam effe diameter [Ä]

NH₃ 3.8

CH₄ 4.0

H20 2.7

N2 3.6

Omdat alleen water een kleinere effectieve diameter heeft dan 3 A zal water geabsorbeerd kunnen worden en de andere com-ponenten niet.

Een ander positief punt is, dat deze zeoliet een scherpe doorbraakkrornrne heeft. Enige kenmerken van 3A zijn:

bulk droge dichtheid = 0.62 - 0.68 kg/l

absorptie capaciteit

=

0.21 - 0.23 kg water/kg droog zeoliet

De maximale belastbaarheid van gepakte absorptiekolommen is 0.3 M/s. De kolom moet 11.83 g water/s afvangen. Als de kolom om de 24 uur wordt geregenereerd, dan moet de kolom een water-opname capaciteit hebben van 1022 kg water. Dit betekent, dat er 4646 kg 3A zeoliet nodig is, wat overeenkomt met 7.26 M3• De molenstroom in de kolom is 6.29 Mol/s. Dit is 0.164 M3 • De

diameter van de kolom wordt dan 0.83 M en de hoogte 13.3 M.

In de absorptietoren is een vrij grote hoeveelheid methyla-mine aanwezig. Hierdoor is het nodig om RVS als constructie materiaal te gebruiken.

-I

I ,~ I

I

I

I

~

I

I L

c

I

8.4 GAS-VLOEISTOFSCHEIDERS.

Voor de gas-vloeistof afscheiders hebben we gekozen voor de verticale scheiders. Deze verdienen de voorkeur boven de

horizontale scheiders wegens de eenvoudige ondersteuning van de vaten. In figuur [30] is een schematische weergave van een verticale afscheider weergegeven met hierin de relevante

parameters.

H

g1

L

1

_N

_x

Figuur 30: Schematische weer-gave van een gas-vloeistof scheider. L

=

Di

=

Du D = Nmax Hgl Hg2 Hoogte scheider. Diameter inlaatopening. Diameter uitlaatopening. Diameter scheider.

=

Maximaal vloeistofniveau.

=

Gashoogte boven inlaat.

=

Gashoogte onder inlaat.

L L ' r '-l

I

Voor de diameter van inlaat en uitlaat (Di en Du) gelden de volgende betrekkingen ter voorkoming van te hoge drukken in de gasopeningen.

Inlaat Pg U~ < 1000 [31]

Uitlaat _{P U2} < 3000

9 9 [32]

Verder geldt er U_g = cf>v,g / (7r/4*D2). [33]

Voor de diamter van het vat gelden de volgende betrekkingen: 1. Als de gassnelheid bepalend is:

~Vg

_.

_<

/

0 07 [Ap/Pg]1 2

1I/4D2 • L.1

Hierbij is äp = P_{l -} Pg'

2. Als de vloeistofsnelheid bepalend is

Hierin is d de beldiameter. _p

[34]

[35]

Het maximale vloeistofniveau is het niveau dat in het vat bereikt wordt, nadat er 10 tot 15 min vloeistof ingestroomd is. Voor de beide gashoogtes gelden de volgende betrekkingen:

H_g1

=

3/4*0 met een minimum van 1 M.

H_g2 = 1/2*0 met een minimum van 0.5 M.

[36]

[37]

Alle apparaten zijn op deze wijze ruwweg berekend. De

totale inlaatdiameter is bepaald door 1.25 maal het debiet te nemen. Dit is gedaan om schommelingen in de toe- en afvoer te kunnen opvangen.

--l

L

I

I

cl

I

I

l ,

I

8.4.1 GAS-VLOEISTOFSCHEIDER V8.

De berekeningen zijn aan de hand van de volgende variabelen gedaan: fl>v in Pg' in M' v

=

o.

878 M3

Is

(1. 10) •

=

o.

205 Kg/M3• = 38.9 mOl/M3. 0.142 [M]. ,#,

=

0.858 M3

Is

(1. 07) • ~v,uit 3 Pg,uit

=

0.137 Kg/M . Duit > 0.096 [M].

De gassnelheid is bepalend voor de diameter van het vat: PL_,UI Ot

=

1118 Kg/M3.

D > 0.464 [M].

uit bovenstaande criteria is de volgende scheider ontworpen. D

=

0.5 [M] . Nmax

₌

0.25 [M] . H_g1

=

1 [M] . H_g2

₌

0.5 [M] . Din

=

0.15 [Ml· Duit

=

0.10 [Ml· L

₌

1.90 [M] . 8.4.2 GAS-VLOEISTOFSCHEIDER VlO.

De berekeningen zijn aan de hand van de volgende variabelen gedaan: ,#, = 0.0147 M3/s (0.0184). ~v in 3 P , _{9 in} = 2.114 Kg/M . ₃ M ' _v

=

25. 7 mol/M . D_In o > 0.033 [Ml. cf>

=

0.0042 M3/s (0.0053). v,uit

=

2.114 Kg/M3 Pg,uit Duit> 0.013 [M].

De gassnelheid is bepalend voor de diameter van het vat: PL_,UI Ot = 1124 Kg/M3.

I

c

(

l.-I

I

''-'

(.,1

I I

I

cl

I

, .... ,:

uit bovenstaande criteria is de volgende scheider ontworpen.

0

₌

0.30 [M] • Nmax

=

0.24 [M] • Hg1

=

1 [M] • Hg2

=

0.5 [M] • Din

=

0.04 [M] • Duit

=

0.02 [M] • L

₌

1. 78 [M] • 8.4.3 GAS-VLOEISTOFSCHEIDER V1S.

De berekeningen zijn aan de hand van de volgende variabelen gedaan: ct>v in Pg' in M' v

=

O. 083 M3/ s (0. 104) • = 0.711 Kg/M3•

=

25.46 mOl/M3• 0.059 [M]. ct> _v,uit

=

O. 027 M3/ s ₃ (0. 034) • Pg,uit = 0.711 Kg/M . Duit > 0.026 [M].

De gassnelheid is bepalend voor de diameter van het vat: P_{l ,UI} 't

=

1124 Kg/M3•

o > 0.12 [M].

uit bovenstaande criteria is de volgende scheider ontworpen.

0

=

0.30 [M] • Nmax

₌

1. 30 [M] • Hg1

=

1. 00 [M] • Hg2

=

0.50 [M] • Din

=

0.07 [M] • Duit

=

0.03 [M] • L

₌

2.87 [M] •

---I

Cl

Cl

I

I

I

I

I

C l

I

8.4.4 GAB-VLOEIBTOFBCHEIDER V21.

De berekeningen zijn aan de hand van de volgende variabelen gedaan: n.

=

O. 179 M3

1

s (0. 224) • ""'v in 3 P , 9 in = 1. 379 Kg/M • 3 M ' _v 38 • 9 mol/M • Din > 0.10 [M]. n.

=

O. 160M3

Is (

0 • 2) • ""'v,uit 3 Pg,uit = 1.105 Kg/M • Duit> 0.070 [M].

De gassnelheid is bepalend voor de diameter van het vat:

PLOt

=

1017 Kg/M3•

,Ul

D > 0.35 [M].

uit bovenstaande criteria is de volgende scheider ontworpen.

D = 0.40 [M] • Nmax = 0.45 [M] • H g1 = 1. 00 [M] . H g2 = 0.50 [M] • Din = 0.11 [M] . Duit = 0.08 [M] . L

=

2.06 [M] . 8.4.5 GAS-VLOEISTOFSCHEIDER V23.

De berekeningen zijn aan de hand van de volgende variabelen gedaan: cp ° = 7. 0 1 0 -5 M3 I s ( 8 • 8 1 0 -5) • V,ln 3 P_{g ,} in

=

1017 Kg/M • Din > 0.01 [M]. CPv,uit = 0.103 M3

Is

~1.10). Pg,uit

=

0.0293 Kg/M • Duit > 0.0007 [M].

De gassnelheid is bepalend voor de diameter van het vat:

PL_,Ul Ot = 1017 Kg/M3•

(

c

!

'-,

I

I i

c

uit bovenstaande criteria is de volgende scheider ontworpen. D = 0.40 [M] • Nmax = 0.45 [M] • Hg1 = 1. 00 [M] . Hg2 = 0.50 [M] . Din = 0.01 [M].

Duit = De minimaal toelaatbare opening.

L = 1.96 [M] •

8.4.6 GAS-VLOEISTOFSCHEIDER V29.

De berekeningen zijn aan de hand van de volgende variabelen gedaan: (/J 0

= o.

04 2 M 3_{/ s (0. 053) .} P v, ~n

=

3.199 KgjM3 • g,ln Din> 0.061 [M]. (/J = 5.22 10-4 M3

/s

(6.53 10-4) . v,uit = 3.199 Kg/M3 • Pg,uit Duit > 0.005 [M].

De gassnelheid is bepalend voor de diameter van het vat: PL Ot = 1003 Kg/M3•

,UI

D > 0.026 [M].

uit bovenstaande criteria is de volgende scheider ontworpen.

D

₌

0.40 [M] . Nmax

=

0.90 [M] . Hg1

=

1. 00 [M] •

Hg2

=

0.50 [M] .

Din

=

0.07 [M].

Duit

=

De minimaal toelaatbare opening.

C- '-- C-I i I I

I

I

I

I

I t

~I

I

I I ( I '-'" I 1.,.,1 I

. J '

8.5 WARMTEWISSELAARS. 8.5.1 ALGEMEEN.

Voor warmtewisselaars, koelers, reboilers en condensors geldt vergelijking [38].

<1>",

A= UilT

ln

[38]

Hierbij is A : warmtewisselend oppervlak in M2•

U : Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt WjKjM2 •

~

T

_ln : Logaritmisch gemiddelde temperatuur

K.

De logaritmisch gemiddelde temperatuur wordt berekend via vergelijking [39].

[39 ]

~Tgroot is hierbij het grootste temperatuurverschil.

~Tklein is het kleinste temperatuurverschil.

Voor de warmtewisselaars worden standaardpijpen van 3 M

lengte met een diameter van 2,5 cm gebruikt. Deze pijpen zijn aangebracht in een driehoekspatroon met een steek van 32 mmo

Het warmtewisselend oppervlek per pijp bedraagt 0.236 M2• Het benodigde aantal pijpen volgt nierna uit vergelijking [40] .

N

=

AjO.236 [40]

De diameter van de mantel wordt hierna berekend uit vergelij-king [41].

(;

I

- ! '-' : ~. I