Drukverhoging in een F.C.C.-installatie van 2.5 tot 6.o bar: Gevolgen voor stripper en cyclonen

o

i

O

l

1

0

I

~:;,--adres:

Nr:

,

'

Laboratorium

v~9r Chemisch~ TechnQlogie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

... ::./.~.t.~~Y: ... w.!!.!.~.~~.~.~~~

...

.

onderwerp:

.

.DR.tIKVERB.QGIN.G

..

llt ..

EEN ..

F.AC .•. aA~.INSnLLA1'lj;

"GEVOLGEN VOOR STRIPPE

EN

CYCLONEN"

J , I • '. .'

opdrachtdatum :

verslagdatum :

o

o

o

o

o

o

o

o

o

o

o

o

l

( ( ( ( ( ( ()

DR~KVERHOGING

IN

Eill~

F.C.C.-INSTALLATIE

VAN

2

.

5 TOT 6

.

0

BAR

--GEVOLGEi~

VOOR

STJ:UrrEli

J~N

CYCLONEN

--E

.

S

tuy

Aalsdijk

231

Rotterdam

tel. 010-

82

19

5

7

IJ. il. Sande r.s N.Beets1aan

63

Delft

tel.

0

1

5

-

56'173

4

( ( ( ( ( ( ( (

o

o

(' INHOUDSOPGAVE ============= 1. 2. 2.1 2.2 2.3

2.4

2.5

2.6

3.2.1 3.2.2

4.

4.1

4.2

4.3

4.4

4.5

Samenvatting Conclusies Inleiding Stripper Algemene beschrijving Desorptie Diffusie-processen Kraking Verdunning Stripper-model

Controle van het model

Berekening van de mate van kraking in de toevoerpijp.

Berekenin~ van de voor de stripper beno-digde hoeveelheid stoom

Bepaling van de volumcstroom gass~n die met de katalysator meegevoerd worden De hoeveelheid stripstoom

Gevolg van drukverhoging op het strip-proces

Gemodificeerde strippor Wiskundig model

Practische uitvoerine

Massabalansen over beide strippers Configuratie

Economische vergelijking stripper

Cyclonen Inleiding

Hoofdafmetingen

Efficiëncy van de cyclmon Massabalans over de cyclonen

pagina 1 2

4

6

6

7

8

9

10 10 11 11 13 13

14

15

15

15

18

20 21 22

24

24

25

29

31

( ( { ( ( ( ( (

o

.! h '.'.,

APPENDICES

I 11

II-a

III-1

111-2

III-3

IV-1

IV-2

V

VI

Theoretisch kraakmodel Berekening van de stripper

Schatting van het werkelijke koolwater-stof verlies in de stripper

Berekening aantal theoretische mengers voor 2,5 bar

Berekening aantal theoretische mengers voor

6,0

bar

Opzet van de dimensioneringsberekening van een tegenstroomstripper

Dichtheid en soortelijke warmte van de katalysator

Fysische eigenschappen van de gassen Berekening hoofdafmetingen van de

cy-clonen

Berekening werkingsgraad van de cyclo-nen

Lijst met gebruikte symbolen

Literatuurlijst p'3.gina

33

34

37

41

43

44

47

48

51

59

67

l

( (

n

r

... ·1

-Stripper: Om de invloed van dl'llkverhor;inr; op het strippen van de

katalysator vast te kunnen stel len is ~eprobeerrl de processen te

bepalen die hierhij mogelijk een rol snelen. Dit zijn desorptie,

diffusie, krakin~ en verdunnin~ met stoom. De werking van de stripper

blijkt het meest te berusten op venhnninr'; van de kraak[iassen die

door d~ katalysator ~ee~esleurd worden.

Het dit r,er;even wordt een r.lodel opf';esteld wa:Jrbij aanp;enO!~len is dat

er een voortRezette kraking optreedt in de toevoerpijp nanr de stripper van de koolwaterstof~aS6en. Tussen de severity in deze toevoerpijp

en de katalysatorstroom wordt met behulp van analyse[ecevens een

ver'band !.;eler,d.

Uit het model volgt dat bij

6

.0

bar de benodi~de stripstoom een veel

te grote belasting voor de mainfractionator zou betekenen.

De oplossing voor dit probleem is een tèr;enstroom-stripper met

schotels , direkt onder de reaktor Geplaatst. Het aantal benodic:de

schotels wordt berekend evenals de hoeveelheid stripstoom.

Cyclonen : Uitgaande van bepaalde r:col11ctrische verhou(l.ingen en enige

fysische vereenvoudir;inr;en (o.a. ge0n heinvlocdinr; van de kntalysa tor-deeltjes onderlinp;. r~een slip) wort'len de cyclonen uitGerekend bi';

2.5

en

6.0

bar.

Vervolr~ens \Vol'dt de efficiëncy bepaald en bli,iken de hier aan[Çec,even cyclonen te voldoen aan de r;estelde eisen van de z~n. third-star;e

separator waardoor de tocpas,s ing van een exnansietu·cbine VOO" de

~assen, zonder .":evi'tar VOO)' erosie, mor;el i,ik 'Ilo!:'dt.

-,

...

( ( ( ( f ( (

o

n

r

- 2 -Conclusies ========== Stripper:

- De stripper in een FCe- inst al latie \'lerkt niet als een "Ge\>lOne"

stripper, zonls vaak in de literatuur aanr;enO:-:len wordt, die

Beadsorbeerde koolwaterstoffen vanaf de katalysato~deeltjes zou

verwi.i deren m. b. v. stoom. De vlerking van het appal'aa t bentst veeleer

op het verdunnen van de r;assen met stoom aanr;ezien er weini~

stripbare koolwaterstoffen aan de katalysator adsorberen.

- Een ter;enstroo~-stripner blijkt veel effici~nter(minder stoom)

te werken dan de huidi~e gel i jkstroom-stripper die bij Shell-Pernis

in p;ebruik is.

Bovendien voo ,'ko:nt men in een tec;enst ':oom-strir;per , :';rotendeels,

de verdergaande kraking door de stripper direkt onder het scheidings

-vat van de katalysator/kra;,k~;as:3en te plaatsen.

'i'evens wo!'dt zo een cycloon bespaard en ;'/orot het rondstl'omen van

de katal ysator gemakkelijker.

Er \'lerd dan ook ":ekozen voor de confi,n:llratie zoals die is bi,i b~jv.

het Flexicrackin,~-process (zie fig.

6

).

- De getalViaardf? voor de voll.tr'lestroo'l1 vLtn het met de kataJ.ysator

meestromende r;as blijkt sterk af t e hanGen van de porositeit bij

minimale flu{disatie(E

f)

.

rn-. '."anneer de dOOl' 5hel l r:e[,even vuistrecel (i::1ert-c j.rcillatie C ton/dag)

=

= 2 maal kat-circ

IJlatieCton/min» gehanteerd \·/ordt en de hier

berekende waarden in,n:evuld \I!orden, blijkt

F

mf gelijk te zijn aan

0.6

Op grond van literatqur[~er;evens vlerd toch E_mf=0.7 aanf,ehouden en

blijkt het opgestelde model redel ijk te voldoen aan de verstrekte

gegevens over de huidige procesvoerinf, bij Shell.

Het is gewenst om deze ~l1f eX1lerimentecl te be.!)éÜen [~e/;ien het grote

belane van deze wanrde. \v'anneer EnllO.? :7,OU blijken te zijn \4ordt de

hoeveellleid benodigd0 stripstoom ook kleiner dan de hier,berekende

waarden van

0.39

kg/s en 1.11 kg/s voor reso.

2.

5

en

6.0

bar.

- De investerin[,skosten zijn bij

6.0

bar een faktor

4.

5

groter dan

bij 2.,'5 bar(schote1 meer, dlJ.G ook ho,r.;ere kolom, v/Bt grotere diar,leter,

I~rotere \'Janddikte).

De bedrijfskosten zijn in het hoge-drukgeval door het ~rotere

stoom-verbruik een faktor 2.8~ ho~er.

( ( ( ( ( (

o

-

3

-Cyclonen:

- Bij gelijkblijvend verlies aan katalysator (1728 kg/ad) zijn de twee cyclonen bij 6.0 bar aanzienli,ik (80%) kleiner' als bij 2.5 bar.

De inveBterin~skosten zijn dus belan~l'ijk gerinKer en wel ca

65

%

.

De drukval over de cyclonen hij

6

.

0

bar is evenredi~~ gestegen met de werkdruk in ver~elijk:i.ng met i e d)~l)kval bij 2, 'i b"r (van 100 naar 240 mm v/i\.).

Slotconclusie: Drukverho~ing leidt wat de cyclonen betreft tot

besparingen in de investeringskosten.

Gelet op de stri!lpersektie is drllkverho:jinr, alleen maar onvoordelig

zeker bij de huidige gelijkst room-stripper ,

Of het zinvol i s de FeC-instal lat ie bi j ho[',e~'e dr ,,11< te gaan bedrijven hanst uiteraard niet all e,:=rt af van de st ripper/cycloon-besllal.'ingen. De andere comnonenten (regenerator, sc1_{leidingssektie etc.), die} procentueel de kOöten veel meer bepalen, 1i1Oeten ook indivi,dueel bekeken worden en een integrale beschouwing van het Droces kan tot

het antwoord leiden op de vran.t'; of drnkverho['!:ing financieel aantrekkelijk is.

( ( (. ( ( ( (

o

o

()

4

-In samenwerking met Shel l voeren een aantal st1ldenten van de TH-Delft

afdelinr;en ""erkt~lir:bollVlkunde en scheikllndi,,,;e technologie een studie

uit naar de dr'J\ünvloed op het fluid catal"tic cre,cking (FCC) vroees.

In dit proces \'lordt olie in de r;asfase {';ekraal<t onder invloed van

een katalysator(synth()tischc zeoliet) \1< la "bi,i gas (CI-C1f.,H2) en

benzine ontstR:lt. j~en ,,,;edeelte van de olie verkool t op de k,ltalysator.

IIierdoor neemt de aktiviteit van de katal~sator af. Re~eneratie wordt

verkre~en door afbr"ndin~ van de kO Jl ~et lucht. Ten ~evolr;e van de

reaktie\.;a,rr1te sti,ip;t de telnpc':'i.-ü ::ur van. d8L;:J_talysato~ en bi,i t erur;

-voer naar de ~sn. riserreactor bezit de katalysato,:, voldoende thermische

enerc~ie om de voedinp; te verdampen en (!(~ he!loni:~de rei.11dievJarl~te voor de krakin~ (krakinr; is endother~) te l everen.

De kataly6ato~ strooDt in min of meer r;el'l\ljdiseerde toestand rond h 1ssen de verschillende a'nparaten. i~eè1 ui tgebl'eidere beschri,-ivinr;

van het FeC-proces k~n gevonden wordpn in de literatuur«1)(2)(6)(16)).

Het huidige proces '!lerkt bLj een re::"ldorcl:c-':lc van 2.5 bar en I'lcn

ven/acht dat dnlkverho---::inr: leidt tot bespa"illr.en. Ü • .1.. kleinere

afr.letinr;en van de ap;)araten, ééntrapscoiilnroGGor na de fr.q,ctioné~tor. Een nadeel is dat cJ."uKvorho:';inr; l cit.1,t tot e8n o!1r;!'nsti,n:e verschnivinlS

van het prod!Jktenspckt-"umCminder benzine).

Door een totale nrocesbeschouwin~ kan het antwoord ~evondcn worden

on de vraap of het economische aantrekkelijk i s het FCC-nroces bij

een hor::erc dr _'k te r;Han uitvoeren.

Als onderdeel van deze studie wordt in dit versla~ de drukinvloed op

de strin~er en op de cyclonen beschouwd.

Ui tr;er;nan ',iO"dt van het LI.o\1-shec t u i t de voo ",studie Viln Crarnwinckel

en Nienoord(6). ~ie fig. l .

De benodi~de numerieke waarden werden eveneens uit dit rapport

verkrer;en of doo" lIr.IIio(Shell) vcrstrclü. De katalysator

circulatie-stroom werd, in overlef~ met de stndenten J.\;.de Jonr; en J\ .• Bui.is,

vastgelegd on 200 kr.;/c \vé.1ol'bij rekenin.n: moest vlorden r,eh01)(len met

de totale warmtebalan~.

L"\ ...; r-l 'rl ~ stoom stoom lucht

""

sc.hoorsteen

F.CC Untt

wata,.

brandstof voczding

'-"

, 1000' I..,. ... _'-'

C;;s,CJs

b~nzinG C~s.licnter liChlCZ cvceoil , zware cycJcz ai slln"Voil 1 stoomturt)Ï,.. 2 comj:)("cssor

3 Irlducti~ motor genllr'ëIlDr

4 (l)(pcn:Irzr

5 VvQSl~ hela! bo~czr

6 kotafvSator otvarvzr'

7 r0}?r1wolor

8 rcmc tor - ns.er

9 wsta slof scroid(U"-rcoc1a'

Os!~

l'

maln tractonator

12 compressor

13 da-eltl:m~er. absorb~r rebOÎlft" 15 <*z -butanzcrr

( ( ( (

r

( (î

o

(î

6

-Het doel van de in een Fee-installatie opgenomen stri~per is het

met een inert gas zoveel mogelijk verwijderen van de met de

kata-lysatorstroom meekomende koolwaterstoffen voordat deze stroom de

regenerator binnentreedt.Dit dient om te voorkomen dat:

a) men verkoopbare producten verliest

b) er door te hoog oplopen van de temperatuur in de reg

enera-tor sintering van de katalysator optreedt.

De meest voor de hand liggende keuze van het stripgas is stoom.

Dit gas biedt namelijk de volgende voordelen:

a) het laat zich door condensatie eenvoudig u~~ de

product-str0J~ v0.rwijderen

b) het is in ruime mate beschikbaar

c) het is relatief goedkoop

Een n~deel van de keuze van stoom is dat de katalysator na wat

langere contacttijd kan deactiveren.De verblijf tijd in de strip-per dient dus niet te groot te zijn.

Zoals aangegeven door Nelson is over het stripproces in de

lite-ratuur niets vermeld.Dit wordt waarschijnlijk veroorzaakt door

'het feit dat een beter ontworpen stripper tot betrekkelijk

wei-I nig besparingen zal leiden.De enige methode om tot een strip

-j

per-ontwerp te komenis dus na te gaan welke processen in de

i

stripper een rol kunnen speion en vervolgens het belang ervan

na te gaan.

Na enig nadenken komt men tot de volgende processen:

1) desorptie van de aan de kataly~ator geadsorbeerde of in

de aanwezige coke geabsorbeerde koolwaterstoffen

2) diffusie van koolwaterstoffen uit de poriën naar de

con-tinue fase.

3)

krhkiij8 van de koolwaterstoffen

4)

verdunning van de kraakgassen met stoom

( ( ( ( ( (

o

7

-2.2

In de literatuur vindt men in het algemeen als doel van de strip-per aangegeven de verwijdering van aan de katalysator eeadsor-beerde koolwaterstoffen (bijv. (1),(2) ).Men kan hierbij onder-scheid maken tussen twee groepen koolwaterstoffen:

i) De hoogmoleculaire koolwaterstoffen;de zgn coke die bij de kraking in de reactor gevormd wordt.

ii) De laagmoleculaire koolwaterstoffen. Dit zijn de kraak-gassen.

ad. i)

Appleby

(3)

heeft gevonden dat deze coke vooral ontstaat uit

a-romatische verbindingen in de voeding.Als voorbeeld van

coke-vorming geeft hij het volgende reactiepad:

Naftaleen wordt op de met H gemerkte plaatsen op

het,zure,ka-talysator oppervlak eenvoudig geprotoneerd.

lf

)t-CO

( I)

,.. tt

Er ontstaat dan bijvoorbeeld:

(11)

Additie van benzeen eeeft dan:

H

cqp

(IV), of ( lIJ)

Ringsluiting van II! geeft:

(V)

( ( ( ( ( ( ( (

o

o

n

8

-(VI) (VII)

Uit VI resp. VII ontstaat na dehydrogenering fenylnaftaleen

resp. fluoranthene.Dit is dus het soort vebindingen waaruit

de coke is opgebouwd.

Het is,gezien de structuur van deze stoffen, duidelijk dat zij niet of nauwelijks zullen kraken in de stripper. Verder zijn

zij volgens Appleby (3) ook bijzonder p,oed gehecht aan het

ka-talysator oppervlak zodat desorptie uitgesloten kan worden.

De conclusie kan dus luiden dat deze coke van geen enkel

be-lang voor het stripproces is.

ad. ii)

Het is erg onwaarschijnlijk dat er bij de in de stripper hee

r-sende temperatuur, welke in zeer goede benadering gelijk is aan

de reactortemperatuur

(485

°C),adsorptie van deze stoffen op

zal treden.De heersende temperatuur is namelijk veel hoger

çl.an de kritische temperatuur van deze stoffen. Dit stemt ook

goed overeen met hetr;een :6abor en Emmett: f!+ ) gevonden hebben.

Bij 200-400

°c

konden zij namelijk weinig of geen adsorptie

van n-C

₄

,C

7 en

C

B

alkanen aan een Al-Si katalysator aantonen.

Verder kan men veronderstellen dat de bedoelde lagere

koolwa-terstoffen in de coke absorberen. Probeert men in dit geval de

bijbehorende evenwichtsdrukken te schatten dan moet men de

voorhanden zijnde grafieken ver buiten de assen extrapoleren.

Men vindt dan evenwichtsdrukken die ver boven 100 bar

uit-komen.De conclusie kan dus ook hier luiden dat desorptie van

eventueel gead- of geabsorbeerde koolwaterstoffen op z'n minst

van ondergeschikt belang is.

ma-r

,-r

( ( [-_,

r

r

n

o

n

r

9

-ken met behulp van het Fourier-getal:

Fo

=

IDt/d2 _p (2.1)

Een schatting voor de orde van grootte van de verschillende grootheden is:

fD

₌

10-10

m

2

/s

t

₌

102 s d

₌

65

10-

6

m

p

Hieruit wordt berekend: Fo

₌

2,4) 0,1

Diffusie uit de poriën zal dus zeker een belangrijke invloed hebben als de hoeveelheid koolwaterstoffen in de poriën groot

genoeg is.

Nemen we aan dat de gemiddelde concentratie in het deeltje

ge-lijk is aan de helft van de concentratie in de gasfase (dit betekent op grond van het Fo-getal dat de verblijf tijd van de katalysator in de reactor ongeveer 2,5 s is) dan is het een-voudig aan te tonen dat deze hoeveelheid gering is.Dit natuur-lijk relatief tov de hoeveelheid gas welke zich rond de kata-lysator bevindt (ca.

7,5%).

Het is dus gerechtvaardigd het diffusie-proces te verwaarlozen. De fout die men hiermee maakt zal kleiner z~n dan 10%.

2.4

Daar de kraakgassen die de stripper binnenkomen vrij sterk met stoom verdund worden en de katalysator reeds gedeactiveerd

is lijkt het redelijk aan te nemen dat de kraking in de strip-per gering is.Wel kan er kraking optreden in de toevoerpijp naar de stripper (zie fig.1 ).

( ( ( ( ( ( ( - 10

-Daar men deze kraking zoveel mogelijk wil vermijden is het dus

noodzakelijk de verblijf tijd in deze pijp zo kort mogelijk te

houden. Kan de toevoerpijp geheel vermeden worden dan zal het

productenspectrum van de gassen die de stripper verlaten

ee-lijk zijn aan dat van de eassen die de reactor verlatèn.

De katalysator stroomt in gefluldiseerde toestand rond.Net de

katalysatorstroom verlaat dus een vrij grote hoeveelheid gas

de reactor.De grootte van deze volume stroom is:

~v

=

1_E.~ ~mK ~K

1 -.nP

indien men aanneemt dat de katalysator minimaal geflurdiseerd

is (dwz de laagst mogelijke porositeit voor stroming uit een

fluïde bed).Deze meestromende kraakgassen worden in de strip-per verdund met stoom.

Daar alle andere processen van ondergeschikt belang bleken te

zijn is deze verdunning het belangrijkste proces wat in de

strip-per optreedt.Er blijkt nu ook nog een vierde voordeel van het

gebruik van stoom als stripgas:

Daar stoom een vrij laag moleculair gewicht heeft kan

men met een betrekkelijk geringe massastroom een

gro-( . te verdunning teweeg brengen.

o

2.6

~~~!~E~~=~~3~~

---Op grond van het voorgaande komt men tot het volgende wis-kundige model van de stripper:

De katalysator stroomt in gefluldiseerde toestand uit

de reactor. Hierbij wordt een zekere hoeveelheid gas

mee-genomen.De koolwaterstoffen waaruit dit gas bestaat

wor-den in de toevoerpijp naar de strip~er gekraakt.De door

de kraking geexpandeerde gassen treden vervolgens in de

stripper waar zij gemengd worden met stoom.Een gedeelte

van dit koolwaterstof/stoom-mengsel wat nu ontstaan is

( ( ( ( ( (

o

- 11

-(volumestroom ~ ) wordt met de katalysator meegevoerd

v j

naar de regenerator.De coke ondergaat ~een enkele ver-andering in de stripper.

S T 0011

+t

KOO LH A TERS TOFFEN

KAT K1~

KRAKING

GAS

0

v~

KAT

0

_K

7-NENGING

GAS .0~~. 1 GAS ~

v-t>-" ' v-t>-" ' - - - -_ _ ---J _'----..,----

~

T~+

- - - -- - ')0 uit reactor fig.2 Stripper-model.

Controle van het model.

======================= STRIP pjS STOOM _._._---_._--~ _ .... ----... ";.., naar regenerator

De enige f>egevens die men heeft voor het schatten van de mole-cuulgewicht-daling tgv. de kraking in de toevoerpijp naar de stripper zijn:

1) de computer-uitvoer verstrekt door SHELL die onder verschillende condities het productens~ectrum geeft.

(theoretisch modelizie appendix I)

2) Een redelijke aanname voor de bedrijfscondities van de huidige stripper lijkt:

katalysator circulatie

.0

_K

=

510 kg/s Hoeveelheid stripstoom

~

=

5,4

kg/10

3

kg kat s Molecuulgewichten binnentredend uittredend H

=

88 g/mol wF

Mws

=

58 g/mol

3)

De belangrijkste parameter in het door SHELL

gebruik-te kraakmodel is de severity S.De~e severity is Gedefi-nieerd als·

0·1 (fj

/.0

)0,66

S

= '

K F

SVO,295 Hierin is:

.0

kataly-

<-( ( . ( ( ( (

c

o

o

i \ - 12 -sator. ~F= de massastroom voeding SV= de space velocity

(Een uit~ebreiderc behandeling van S wordt gegeven in

(6),voor ons doel is dit echter voldoende.)

Voor de berekening van de stripper is het noodzakel~k het

vo-lume van de per tijdseenheid binnentredende gassen te kennen.

Daar· dit volume bij constante massastroom een functie van het

molecuulgewicht is ligt het voor de hand een functie van de

volgende vorm te zoeken:

M /M c

=

f(S)

wF' w.:;

V1aarin:

M

wF= het gemiddeld molecuulgewicht van de gassen

die de stripper binnentreden

MwS= het gemiddeld molecuulgewicht van de gassen

die de stripper verlaten (alleen ~an de

kool-\oTa terstoffen )

Deze functie moet,bij benadering, voldoen aan de volgende eisen:

S"""'O H F/H c-71

W w.:;

N F/M _{w' w...,} c - 7

c.o

(niet geheel juist)

Op grond van deze twee limieten wordt gekozen voor de

vol-gende functie:

\ Curvefitting met de gegevens uit appendix I levert:

\

M /M =

6

42 sO,425

\',F ",S '

0.4)

Men kan nu door substitutie van de gegevens vermeld onder

2) de severity S van de toevoerpijp van de stripper

bereke-s

nen: Ss = 0,0024 (voor ~K = 510 kg/s)

Verder volgt uit de definitie van S (form.3.1) dat:

S ~ -0,295 _ ~ -0,295

J<'F - c J<'K

De invloed van de teller is gering daar 0K/~F vrijwel

con-stant zal zijn als het molecuulgewicht van de gassen niet te

veel verandert.

Uit bovenstaande volgt dus dat men de severity voor de

kra-king in de toevoerpijp kan berekenen uit:

<-( ( ( ( ( ( (

o

- 1

3

-~~~~~~~~~~=~~g=g~=~~~~=gg=~~~~gg~~=g~g~g~§g~=g~~~~g~;

g~~g=~~gg~~

~~g~~~g§=~~~=g~=~g~~~~~~~gg~=~~gg~~=g~~=~~~=gg=~~;

~~~~g~~g~=~~~§~~g~~g=~g~g~~

In 2.5 werd gesteld dat:

.0

_K

Hierin zijn de volgende waarden bekend (zie inleiding):

~K

=

200 kg/s

e

_K

=

1275 kg/m

3

(2.2)

De porositeit bij minimale fluldisatie is niet bekend maar kan voor de hier gebruikte gemiddelde deeltjes-diameter van

65

10-

6

m uit de volgende figuur geschat worden op 0,7.

o 8 -07 0 6 (mI

1

o 5 0·4 03 0 - - - i _ _ - dp (mm) a = kraakkatalysator b = Fisher-Tropsch katalysator c

=

uniform scherp zand

d = uniform rond zand e = gemengd rond zand

fig.3 De minimale fluldisatie porositeit

(5).

Men kan nu berekenen dat:

~

=

0,37 m

3

/s v

l (

c

( ( ( (

c

o

o

- 14

-De betrouwbaarheid van deze waarde is gezien de onzekerheid

in

é.

_m f echter niet groot; een daling van

E

f van 7% (dus van

ll1

0,7 naar 0,65) heeft een daling van 20% in ~ tot gevolg.

v

Men mag dan ook alle volgende berekenineen alieen onderling vergelijken en niet voor absoluut nemen

3.2.2

-In dit hoofdstuk zal worden aangegeven hoe men voor de momen~

teel door SHELL gebruikte stripper de hoeveelheid benodigde

stripstoom kan berekenen. De complete berekening staat

ver-meld in appendix 11.

Door SHELL wordt gewenst

_-

dat bij een coke-vorming van 4,17%

_w

betrokken op de voedingsstroom 4,5% coke + koolwaterstoffen

w

in de regenerator verbrand wordt.Czie de tabellen in app.I

onder theoretische cokc-yield en plant coke-yield).Dit be-tekent dus dat met de katalysator een koolwaterstofstroom van (4,5 -4,17).34,72/100 =0,115 kg/s

de regenerator binnen mag treden.Met de aanname dat de

strip-per zich als een ideale menger gedraagt is het eenvoudig te

berekenen dat de hiervoor

=

4,0 m

3

/s is aan of

~s

. W

s = 14,5 kg/10 3

benodigde hoeveelheid stoom gelUk

kg kat

Gezien de vrij grove benaderingen die werden toegepast'~mf=O,7

en de stripper gedraagt zich als een ideale menger,is dit e0n

zeer acceptabel resultaat.

Uit de constructie van de stripper volgt bijvoorbeeld dat deze

zich niet als een ideale menger zal gedragen.Een gedeelte van

de uit de stijgpijp komende koolwaterstoffen en stoom zal

na-melijk direct de stripper verlaten. Het restant wordt in het

flulde bed nogmaals met stoom gemengd. Met deze hoeveelheid

stoom zal men dus meer strippen dan noodzakelijk is (zie

app.II).

Op basis van het op~estelde model, waarbij de stripper opgesplitst

gedacht wordt in een kraaksektie g~volgd door een ideale menger,

wordt ~ berekend die e0n faktor 2.7 Groter is dan de waarde bij de

s

( ( ( ( ( ( ( (

o

o

15

-De vrij Grove benade"inf-;en (ideale I.!en/:er, (=O.? )r:lOe ten dit verschil verklaren. M.b.v. di t model(gemodificecrd in l~.l) wordt het mogeli jk om de invloed

van de druk op het stripproces te voorspellen.

Het is eenvoudig in te zien dat drukverhoging een belang rij-ke invloed heeft op de benodigde hoeveelheid stripstoom.In dat geval moet namelijk nog steeds dezelfde massastroom kool-waterstoffen de regenerator binnentred~n.Daar de dichtheid van de gassen bij

6

bar

2,4

maal zo groot is als bij

2

,5

bar zal men dus de molfractie koolwaterstoffen in de stripper met een factor

2,4

moeten verlagen. Verder komt er per tijds-eenheid ook een

2,4

maal zo grote hoeveelheid koolwaterstof-fen de stripper binnen (~ blijft namelijk constant).Het

re-v

sultaat zal dus zijn dat mJn een ca

2,4

x

2,4

=

5,5

maal zo grote hoeveelheid stripstoom per kg katalysat or zal moeten gebruiken om tot de vereiste verdunning te komen.

Uit bovenstaande volgt dat men niet zonder meer de druk kan verhogen.De hoeveelheid stoom die men dan gaat gebruiken zou een te grote belasting voor de mainfractionator zijn.Er moet dus naar een andere oplossing gezocht worden.

Zoals reeds vermeld in hoofdstuk

3.2.2

en app. 11 kan men een betere stripping verkrijgen door meerdere apparaten achter el-kaar te schakelen. Het ligt dus voor de hand om aan een te-genstroom-stripper te denken.

K

K

=

katalysator + kraakgassen

S

=

stoom + reeds gestripte koolwaterstoffen

<-( ( (

c

( ( ( Cl

o

16

-Als een tegenstroom-stripper vergeleken wordt met andere

mo-gelijke configuraties (bijv. een aantal strippers in serie ), blijkt deze oplossing,bij gelijk blijvende verdunning aan de uitgang,de kleinste hoeveelheid stoom nodig te hebben.

Eenvoudig is in te zien dat bij een oneindig aantal mengers

in serie geschakeld volgens het schema van fig4 de minimale

stoom hoeveelheid bereikt wordt.Er wordt dan met een

hoeveel-heid stoom (volume!) die gelijk is aan de hoeveelheid

kraak-gassen die de stripper binnen treden volledig gestript.

De berekening van de benodigde hoeveelheid stoom voor n

'scho-tels' verloopt als volgt:

~v

1 X

o

95

_v 1 x =

95

_v

1

=

1 x m-1 x

=

x _e

I

1

1

-

-m

--

>

-n

I

1

-

--- --- >

T

STOOM

95

_vS Jo

---95

_vs x

₌

x 1

95

_vs x = x m x.

=

molfractie ]. koolwaterstof-fen op schotel i

Een massabalans over het onderste deel van de kolom geeft:

+ x

_{m v}

~

s

(4.1 ) Hierbij is aangenomen dat de druk in de kolom constant is.

Stel ~v /

95

_v

=

r dan:

<-( (

c

( ( C' Cl ()

o

r

17

-x

=

r( x - x ) m m-1 e

(4.2)

Bovenstaande vergelijking beschrijft de werklijn van de strip-per.

Een massabalans over de gehele kolom levert:

) =

r - r x

e

Substitutie in de vergelijking van de werklijn eeeft:

x 2

=

r( r( 1 of:

- x

_e ) - x e )

- r x

_e de

Op gelijke wijze verderm~~rek~nd voor de m schotel:

x

=

(1-x )rm - x

l:.

rJ.

m e e i=1

(4.4)

(4.6)

Indien men een stripper met n theoretische cO"ltactplaatsen

en een eindconcentratie x ... renst tE' ~'~:r.p.kenen wordt de

kraak-e

gas/stripstoom verhouding r dus gevonden uit de volgende

ver-gelijking: 1·- x e

x

e i r

=

°

Ter illustratie is in de bijgevoegde figuur de dimensieloze volumestroom stripstoom (= 1/r) als functie van het aantal

contactplaatsen gegeven bij een verdunning tot 10% (x =

0,1).

e Hieruit volgt zeer duidelijk dat men met veel kleinere

hoe-veelheden stoom kan volstaan dan bij de huidige stripper het

e;cval is. 10

8

~Jidige procesvoering

6

4

a

l / r I I ) 1 2-

₃

4

₅

n

fig.

5

De benodigde hoeveelheid stripstoom als functie van

( [ (

o

o

18

-Voor de practische uitvoering van het in tegenstroom strip-pen van de katalysator kan men a~n de volgende oplossingen denken (zeer schematisch weergegeven):

1) Een aantal strippers achtereen geschakeld. voordelen: afwezig nadelen: - duur -ingewikkelde constructie - grote

verblijf-tijd van de kat. - veel cyclonen

s

2) Een schotelkolom zoals ondermeer gebruikt wordt voor ver-schillende flulde-bed droogprocessen.

voordelen: ... ontwerp,

rede-lijk goed be-kend

- vrij simpele constructie nadelen:

- vrij groot ap-paraat - kans op ver-stopping van de zeefplaten - vrij grote drukval

--.

-

--

_--

-3)

Een flurde bed met baffles zoals wordt gebruikt voor strip pers in verschillende FCC-processen.Bijv. Orthoflow,Flexi-cracking en Texaco (zie

(6)

).De baffles dienen om terug

( ( ( (

c'

o

o

r

19

-menging van de gassen tegen te gaan.

Hiervoor bestaan de volgende oplossingen:

-

.

_-

--

--a) b) -c)

-

-De beste oplossing lijkt a). voordelen:

-- goede gasverdeling over de doorsnede van de

pijpihetzelf-de geldt voor pijpihetzelf-de verpijpihetzelf-deling van pijpihetzelf-de vaste stof.Go~dc menging

is dus verzekerd.

- Relatief lage drukval.

- Door eenvoudige constructie goedkoop - Weinig kans op verstopping.

nadelen:

- Het is mogelijk door slecht.e dimensionering ophoping van

kleine deeltjes bovenin de kolom te krijgen (fines).

Conclusie: Opgrond van het voorgaande en de berekeningen ver-meld in app. 111.1 wordt gekozen voor de

volgen-de strippers:

- Lage druk

CP

=

2,5 bar)

Een kolom zoals geschetst onder punt 3a met

4

disc-and-donut schotels.

( ( eH

s

Kàt ( ( r -eH

s

o

Kat L

-o

20

-Een kolom zoals vermeldt onder punt 3a met 5 disc-and-donut schotels.

Een massabalans over de beide strippers wordt geeeven in hoofdstuk 4.3.

Voor bovenstaande strippers komen we tot de vol~ende,sche­ matisch weergegeven,massabalansen:

IN

(kg/s)

~

I

UIT

(kg/s) P=2,5 p=6,0 1,49 4,13 eH

-

-

s

200 200

UIT

(kg/s) (;:

I

'I'

P=2,5 P=6,0 0,115 0,115 eH 0,24 0,62

s

200 200 eH = koolwaterstoffen

S

=

stoom (in beide gevallen middendrukstoom) Kat = Fee-katalysator P=2,5 p=6,0 1,375 4,015 0,15 0,49

IN

(kfiLs) P=2,5 P=6,0

-

-0,39 1 ,11

De temperatuurdaling over een adiabatische stripper waarin geen kraking optreedt is verwaarloosbaar.

( [ (

r

( ( (

o

n

-- 21

-4.4

Uit het voorgaande blijkt dat men zo veel mogelijk wil voor-komen dat er in de stripper krGking optreedt. Dit kan men be-reiken door de stripper zo dicht mogelijk bij de reactor te plaatsen. Een configuratie die een meer economische stripping geeft is bijvoorbeeld het Flexicracking-proces (zie fig.6). Andere voordelen van een dergelijke uitvoeringsvorm t.o.v. het huidige SHELL-proces zijn: i) besparing VRn een cycloon

in de stripper

ii) vereenvoudi gd transport van de katalysator. Een nadeel is dat men de hoogte van de reactor binnen nauwere grenzen moet kiezen.

Fig.6: Flexicracking-proces.

ij W." .' _{. ~.}

'

,

.

Ç7-/\'tY

iii

l :l!~r.: ~': ... .

[ ( ( ( (

o

o

o

22

-Daar het niet het oogmerk van dit rapport is een stripper

compleet te ontwerpen is het niet mogelijk de exacte

inves-teringskosten te bepalen.Wel is het mogelijk een verhouding

te schatten voor de investeringskosten in beide gevallen.

In een zeer goede benadering kan men stellen dat de

inves-teringskosten voor ~l:ide gevallen (P=2,5 re~p. 6,0 bar)zich

zullen verhouden als het gewicht van beide apparaten.

I ·;-vG

Verder kan men stellen dat het gewicht G van de stripper

e-venredig is met het product van de lengte L,de diameter D en

de wanddikte d • Dus:

w

I rv L.D.d

w

Daar geldt dat de doorsnede van de stripper evenredig is met

de benodigde volumestroom stripstoom is D dus evenredig met

de wortel uit deze volumestroom.De lengte zal rechtevenredig zijn met hetaantal schotels in de kolom;de wanddikte met de heersende overdruk.

Uit bovenstaande volgt dat men de verhouding van de te maken

investeringskosten dus kan schatten uit:

=

1

( n

$!5~s

(P-Patm) )6,0

( n

,0!s

(P-Patm) )2,5

Substitutie van de gegevens uit appendix 111 levert:

= Of:

=

i

5.0,65·.(6-1) 1 4.0,552.(2,5-1) 4,54

Daar in

b~ide

gevallen middendrukstoom gebruikt wordt zullen

de bedrijfskosten B evenredig zijn met de massastroom

l (

r

( ( (

o

o

o

r

23

-Dus: (zie appendix 111 en

4.3)

0,39

Of:

Op grond van bovenstaande is het dUG duidelijk dat drukver-hoging voor de kosten van het strippen zeer onvoordelig is.

De enige methode waar men deze kosten mee zou kunnen drukken

is het toestaan van grotere koolwaterstofverliezen waardoor

men echter verkoopbaar product verliest.Ook kan men in dat

( ( ( (

c

( (

o

o

o

24

-De meest ~ebruikte vorm van GtoflerwijderingsaPDaratuur is de

cycloon. Het met stof beladen gas (of vloeistof) wordt tan~entieel

in een cylindrische of coniGche kamer binnen~elaten. De

stof-deeltjes bewegen, tengevolge van hun traagheid. naar de buitenwand

van het apnaraat en zakken naar de stofverzarnelaar. Het gas, dat

no~ slechts een hoeveolheid van de lichtste stofdeeltjes bevat,

verlaat de cycloon via de centrale afvoerni,lp. Deze hoeve,)lheid

stof is afhankelijk van aunaraat~rootte en operatiecondities.

Een cycloon is in feite een "setti er" Ivaarbi,l de r-ravi

tatie-versnellin~ vervan~en is door een centrifu~ale vcrsnellin~.

Fig

7

geeft een beeld van enkele veel ~ebrl1ikte cycloonvormen

met de belan~rijkste onderdelen.

GAS-SOl/OS SEPARATIONS OuslIoden -gos inlel Vort_ex _ _ _ _ .\ Helicol lap = . i , ... ..--Dusl Irap OU51 oullel (0) (b)

Clean -gos oullet

Pattern of dust stream (prlnclpally Ihe finer partieles) following eddy eurrent

Shoveoff -dust chonnel 1nlet far

dust-Iaden goses

Shave-off-reentry opening

Potlern of coorser

dusf mainstream

'---Oust out let

(c)

Typicid <':Ollllllt'rvi,t1 l'\'CIOllt", lil) DlIl"IOllC <:ol!cdur. (/)IIl'fH! COmplUllj.) (IJ) Sirocco type D collector. (A"/l.'r1CfI1l BIOIeer Co.) (cl ,'all TOllgt..'fl'lI <.:yt'lollc. (Urwll r:"gitll'crÎlIg CP.)

( ( ( ( ( (

o

o

(l

25

-Teneinde de hoofdafmetingen te berel;enen van de te gebruiken

cycloon worden een aa~tal kc~t~llen benaald vol~ens de methode

van Leineweber e.a.(

7)

en (

8)

die gebaseerd i s op de theorie

van W. Barth(

9 ).

De volgende vereenvoudigin~en worden toegenast in het rekenmodel:

1. De deelt~es bernvloeden elkaar onderlin~ niet.

2. Als deeltjes de cycloonwand bereikt hebben dan is de k~ns

op re-entrainin~ naar de rasfase ve~wanrloosbaar.

3.

Wet van Stokes is toenasbaar.

4.

Opwaartse druk is verwaarlonGba~r

5.

Cycloon heeft beuaaide, gestanrlaardisecrde, verhoudingen

tussen hoo~te, diameter, inlantonnervlak etc. die hierna

no~ genoemd worden.

6.

Tan~enti~le snelheid van de deeltjes is constant,

onaf-hankeli~k van de nlants en ~eliik nan de ~assnelheid (er

treedt ~een slip on).

- Leg vast welke minimale dccltjcs~rootte voor 50% af~evan~en

moet worden. d* : diameter van dit :rcnsdecltje.

p

- De sedimentatiesnelheid (u*) van dit ~rcnsdeelt~e wordt m.b.v.

s

de wet van ~tokeG berekend:

*

Us

=

2 d* g (0 -

cr )

p ) S P' --j}r-II-··~ r.; ~wa2' tekrachtsversnelling

~ : dichtheid vaste stof

s

o : dichtheid _)g rasfase

'I :

viscositeit gas p;

- Kental B is een maat voor bet afscheirlend vermogen:

B v_d: ~emiddclde axiale

snelheid

c

( ( (' ( ( (

o

o

26

-- Kental

~

d r;eeft de samenhang tussen de bedrijfskosten van

een cycloon, die immers voor het Grootste deel door zijn

drukverlies ~p bepaald wordt, en de benodigde plaatsruimte,

die af te leiden valt uit de Gemiddelde axiale snelheid.

lip

, .

2

fg v d / 2g

Met behulp van de kentallen B,

~d'

de minimale deeltjesgrootte d; ,

de toelaatbare drukval hp en de ~asbelastinR _. ~ _v kunnen de

ver-schillende afmetingen van een cycloon bepaald worden.

Î

_n

r-FFHi

lylindris(hrs Tall(hrohr Konis(hrs Tall(hrohr

(5.4) en (5.5) in (5.2) substitueren: B = U S K

W

_v g2

ïTr

3

a d = 2 r

(5.4)

a

r '-(;

C

r

c

(

o

o

o

27

-6.5 )

in

(5.3)

substitueren: =/Jp

-

--

y

~

2g

Vult men

( 5.8)

in

( 5.6)

in:

r

2 *

i-

-}

B .. ₌ "\, ,6p

TT

(5.9 )

d

r

1!

1 1

9J

~ (2g) " g v

Wanneer de grootheden d * (dusu*),

6p,

9J

en

f

bekend :üjn,

p s - v g

is het produkt

B~

~

te berekenen.

\d

In de tabellen 3 en ~ en grafiek van 1. Leineweber (7) kan

men, afhankelijk van benaaIde p,eometrische veronderstellinr,en,

bij een berekende

B~d

0

- waarde, de

corresp~ndcrende

B waarden

vinden.

Deze geometrische veronderstellingen zijn de volgende:

- verhouding Fe/Fd lie;t vast

(zie tabellen 3 en 4 ) F e = ounervlak ingang cycloon (F e

=

b x

1)

Fd

=

·oppervlak doorsnede

- verhouding ra/ri is bepaald

(in veel praktijkgevalJ.en

wordt r /r.=2 aangehouden)

a 1. r a r. 1. cycloon

=

straal = straal (F d - 2 = iI r ) a cycloon afvoerpijp

( ( ( { ( (

o

o

-

28

-In appendix V worden de diverse berekeningen uitgevoerd en staan de aldus gevonden hoofdafmetingen vermeld.

Resultaat:

=========

Wanneer de druk in de stripper verhoogd wordt van 2.5 tot 6.0 bar en de toelaatbare drukval over de cycloon stijgt evenredig hiermee van 100 tot 240 mm WK, betekent dit een aan-zienlijke verkleining van de cycloonafmetingen (ongeveer 80

%

op volumebasis).

-r

r

[ (

C,

Cl

o

()

-

29

-In de meeste literatuur wordt de werkings~raadrlc van de cycloon

bepaald als funktie van de diameter van de afgescheiden deeltjes (10)(11).

Fig.8 geeft hiervan een voorbeeld. Nen neemt hierbij aan dat

de grensdeeItjes (met diameter d

p

*)

voor

50

%

afgescheiden worden

onafhankelijk van de totale stofbelading van het gas.

Wanneer de belading van de gasstroom hoger wordt blijkt de

effec-tiviteit van de cycloon toe te nemen (zie fig

9 )

ondanks afname

van de rotatiesnelheid in de cycloon.

%

50~---~-~~~-~----~

7JF

oL-~~-~---L---~

" . Fraktionsabsmcidcgrad-Kurven

a: nam BarthlRanft. b: WassermodelI, 72 mm Dmr.1 c: Zyklon. tang. Einlall 400 mm Dmr.1 d: Zyklon, tang. Einlall 300 mm Dmr.; e: Axialzyklon, 200 mm Dmr.

fig.

8

O,st----i----i-t---i

Drall u/uio' Absdleidegrad 'I und Drudc.verluste In

Abhängigkcit von der Gu!beladung ft und dcm Staubgehalt s

der Lult. Arbci!sbedin~Jllllgen VI, = 367 m3_{/h", 1 at, 20°C} Sicron F IlO von 1 bis 40 ftm Korngrölle; mittlercr Kom-durmmesscr dB 50 = I S,II n!. In der Abblldung slnd die Dlffe-ren zen der statismcn Drüdc.e eingctragen

Chemle-Ing.-Tcdm. 30. Jallrg. 1967/ Hef/gllO

Het grootste gedeelte van het stof zal bij hogere beladingen direkt

langs de wand van de cycloon, spiraalsgewijs, naar beneden zakken.

De deeltjesgrootteverdelin~ (d.g.v.) van dit afgescheiden stof

is precies ~elijk aan de d.~.v. van de intredendo gasstroom.

De lucht in het midden van de cycloon kan nlcchts een beperkte

hoeveelheid stof met zich meevoeren. De~e zgn. grensbeladinRf~

g

is afhankelijk van de stromingstoestand in de cycloon en van de stofeigenschappen.

r

r

[

o

o

o

30

-Het behulp van experimenten probeerden I iuschelknau b~ e. a. (10) 1c te bepalen afhankelijk van de hoeveelheid stof in het te

reinigen gas.

Experimenteel blijkt: f~g

d : diameter van stofdeeltjes

P!;o

op 50

%

van de d.g.v.

Het restant stof dat door de gassen wordt mA8rrevoerd, wordt afp:escheiden op deeltjes[rrootte. De r:rootste deelt,ies \.,rorden procentueel 't best afgescheiden en de d.g.v. zal dus veranderen.

In appendix VI \.,rordt ondermeer de totale e ffiGi.-mcy van hlee, in serie staande, cyclonen uit~erek8nd.

Een samenvattinp: van gebruikte en berekende ;-Tootheden wordt gegeven in hóqfd$tuk

5.4.

-l (

c

( ( ( ( (î

o

o

(]

-

31

-p =

2.5

bar d* ₌

₂₀

p

33.6

kp;/s ) Ie

>

0

.07

kg/s

2

e

0

.02

I cycloon

_I

cycloon ~ •

.

.

I

I

~998

_'7

1 -

•

o,

,?

_i

_

~

2= 69.

-3~;

_I

·

33

.53

kr;/s ,

0.05

k;;js·

I

_I

_I

rl

tota,-ü

=

'J';. ,)L~ , ,

·

,,) ~:.~:.:::.

I

I .. _ ....

-,

d /d*

I

Cl d /d*

I

cl d /d* rJ

geH I'~ ge\v /0 ge\I/' I;)

p P P P

P

n

0.'5

3

0

.

5

1

8

.6

0

·

5

4

8

.

5

1.5

17

1.

5

3g

.5

1.

5

38

.6

3

'50

3

../-z0rt . 0 U

3

1

2

.

6

~'.

6

20

4.6

'

5

.1

I

4

.

6

0

.

2

-,

--6.35

9

I

7.5

1

I

_I

,

i

p

₌

6

.0

bar

_I

I 0,

I

I

I

10.3

kp.:/s Ie

_I

0.07

kr,/s

2

e

0.02

~ _cycloon

₁

_cycloon

99.3%

-

1'1

-

--

₆₀

_'"

1

I)

1-

2- ./. ,1;J

10.2

,

3

kg/s

0

.05

kr;/s

,

11

totaal

=

99

.7

9

c' IC) --,

--.~

.-In bovenstaand SChe1l1a zi,in. voor de beide dr11kJcen, de massastromen

van de katalysator met de bijbehorende d.g.v. in en uit de Ie en

e

'2 cycloon \'Jeer,";egeven.

kg/s d (tv) P

10

30

60

92

kg/s

>

l

(

c

( ( ( (

c

o

o

-

32

-Conclusie: Drukverhorin~ leidt niet tot verkleinin~ van het

katalysatorverlies in de cyclonen.

Om te zien of er met deze twee cyclonen inderdand voldaan wordt

aan de eisen die de third-Gta~e sennrator van Shell steltCzie nng~1)

zijn in ~rafiek10 de deeltjes~roottcverdelin~ van de katalysator

in de gasstroom ui t do 2e cycloon vo.n Jhel l reSD. door ons berekend

in appendix VI naast elk<1.(1r 11itr;czet.

Gezien het feit dat de curve van de bereJ~cnde d.p:.v., \'lat de grote

deeltjes betreft, niet boven de Jhell-curvc uitkOMt, kunnen we

aanne~en dat de we~king van de berekende cyclonen ~oed Renoeg is om te voldoen aan de in~angseisen van de third-sta~e se~arator.

Niet bekeken is of het vool'(lelir;er

is

,

om in plaats vnn

één

r;rote

cycloon, meerdere kleine cyclonen narallel t e schakelen. De

benodi~de hoogte van zo'n cyclonenbntterii is annzienlijk r;eringer

doch de constructie-kosten zullen horer zi1n.

De hier vastf!estelde invloed van d~llkverho:"inr; on de

cycloon-afmetin~en blijft in dat geval n~tuurlijk ook r;elden.

bedtjts.9rooHe

-verdelir1g

ua

t.t. -t..!Jc.IOOI1

r--_.

-Ol

jO

I

•

• •

~.11

• • 4I • • • ,

·

:1

.

:.

,

40

: I

.

~i··

... ·

J

.'.

I

:

,

r-'

, JO

I

"

,

,

r '-- ' JO

--:-_

_•

..

....

'"

....

fig.10 Shell 5hcll Bcr-ckenc\ Opgegeven en berekende deeltjesgrootte-verdelingen aan de uitgang van de cyclo-nen.

--_

.

.

-.

-,

.

iL,

• • • , • " , <I . . . I " . . ... 10

.

I

I

,

')t" lI.

i

I

I

.

I

• .1

Kiè.

.

I

10 _lO .30 Ilo 60

(

c-(

c

( (

c

o

0

o

33

-Appendix I

Theoretisch kraakmodel.

=======================

T.b.v.

strekt

aan de

dit fabrieksvoorontwerp word door

SHE

LL een tabel

ver-waarin onder verschillende condities het producten spectrum

uitgang van de reactor resp. de

gehele

plant opgenomen

zijn.De

bruikte

complete tabel is opgenomen in (6).De door ons

ge-gegevens worden hieronder in het kort weergegeven.

Tabel 1. Het

gemiddeld

molecuulgewicht van de

g

assen aan de

uitgang van de reactor.

s

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

P

₌

2

₁

_{5 bar}

_I.

~"

141,3

110,7

98,5

91,5

87,3

~./t\JF

0,364

0,285

0,254

0,236

0,225

-

-

-

--

-

_.-

--~- --, .. _-- -

-

0".- ._-.-

--

---

-

-

_ .... - ----, p

=

6

1

°

barl

~v

131,8

99,4

86,1

78,4

73,4

Mw/l\iF

0,340

0,256

0,222

0,202

0,189

In

alle

gevallen bedroeg

het gemidd

e

lde molecuulgewicht van

de voedin

r.;

O\vF)

388

g/mol

cn

was d

e

temperatuur in

d.e

reac-tor 485 oe.

B

ij 4,5% coke vor

m

ing over de plant

cn

4,17

%

O,an

de uitgang

van de reactor zijn volgende waarde

n

gegeven:

p

₌

_2,5

_bar

P

₌

6,0 bar

S

₌

0,157

s

=

0,07

?

Mw=

101,5 g/mol

_~'\1=

117,4 g/mol

l1y/MyJF=

0,283

~/

r'\J

F=

0,327

Beide

eveneens bij 485 oe

Daar

met

c

c

n voedi

ng

met ec

n

( ( ( ( ( (

o

o

o

Appendix 11

De gegevens nodig voor de berokenin~ van do stri~ner ziin:

- Volu~estroom van de Rassen die met de katalysator mee~evoerd

worden(0 )

VI

Y"1v

=

1 \-Jaarin ~~

=

0.7 mf Hierui t wordt berekend:

o

=

0.37 mIs

VI

( 2.2) (zie3.2.1.)

(aanname, zie inleidin~)

De severitv in de toevoerni~p naar de strinper wo~dt ~c~oven

door:

s~

=

0.015 0k-0.29S .-, _ 7. dus S = 3.14 10 J s (zie App.l)

- Het gemi ddeld molekuul~ewicht van de kr~ak~aG~en i n de reaktor:

;-\" f= 101.53 g/mol (zie an~endix 1 voor

4

.

5%

coke)

Uit formule (3.~ vol~t dat het ~emidrield Molekuulgewicht van de

gassen na kraking in de toevoe ~leidinr geli~k wordt aan:

=

65

.

5

2

';/,:101

- Het molair-volume van gas bij 00 en 1.013 b~r is:

" ; I

-

3

3

)

V

l

c

( ( (

o

o

o

(î

35

-Temperatuur en druk in de stripner zi.in ge1i.ik aan de t emperatuur

en druk in de reaktor:

T

=

i+8:;o

p

=

2.<::; bar

- De voedinrsstroom nn.ar de real~tor is C;'t.'7.2 ],r:/c

De molenstroom ],rao.k;:a.=scn bedr::l.:c~r·:t dus:

o

_mo

1=

342.0

mol/s

- Daar de druk vri.i 1<:. aF; is r;edrar;en de gaG:<en zic!1 ideaal.

I·Iet bovenstaand2 ";er;evens kan het vol';cnde berekend worden:

Uit de regenerator komt de reaktor binnen .aan inert gas:

0

_i

=

0.37

m

3

/s

(CJ ,CU

2,N2 .•• )

Deze inert-stroom menr;t volledir.: met de kraal<:-'assen. De molfraktie koolwaterstoffen in het gas dat de ren.ktor verlan.t bedraar;t dus:

X

CH

=

0'mol SH

=

0'mol CH

=

C).

96

o

1710 1 . ,1 +

0

mo 1

cn

__

W.

1 +

0

mo 1 CH

V

mol

In

de toevoernijp exnanderen de koolwate-Btof~a~sen door de

kraking. De volume stroom koolwaterstoffen die de strinner binnen-t ref'dt, wordt dl1s:

H"

= X

CH'0' _vIII • Hf =

o

.

96xo. 37xlOl. S 3

6'5.32

3

=

0

.5

5

m Is

ws

Verder komt binnen:

0

v.

=

O

.O

L~xO

.

37

= 0.IH5 m

3

/s

ine

~'

t

{jas

1

Ui t de stripner r;"at met de katalys::1.to~- een koolwaterstof-stroom

de rer;enerato~ in. Uit de ~er;evens voor If.~% coke-vorming (app.I)

volr;t dn.t deze stroom 0'm

0' _m ofwel: ~ _v

=

0' _m x V p ,T M ws Gelijk is arm: ;)

=

0.115 x lOx 0.0252

67.

<;~ 0.115 kg/s

=

0

.OI~L~

m

3

Is

( ( ( ( (

o

o

- - -

-- 36

-De molfraktie koolwaterstoffen in de ~aSGen die de re~enerator

binnengaan ligt dus vast:

Verder r;eldt: Hieruit volr,t: Of:

o

_v

=

s - -1 XCH s

~

₂

o

=

1;-.0 m

3

/s v s =============

=

o.

Oil L~

=

0

.

5

7

0.12

vol umestroom r;as,_~en Gtri pper

in O\"'s=

6

::;

.

:)2

g/mol) dus

0.55

m

3

/s

inertstroom strLlper in 0.015 m

3

/s

benodi~de stripstoom -1

=

0.12 - 0.01.5 - ().5CJ 0.')[5

o

= 0.M

/

V

=

4.0 x 18 10-

3/

0.0252 ms V_s

wH 0

p,T

2

o

=

2

.9

kr,/s m s ==============

De hoeveelheid Gtrinstro~m per ton circuJerendc katalysGtor

bedraar:t dus: l'f.

5

lq~/103

kg kat.

In anpendix II-a zal bewezen wo~dcn dat deze hoeveelheid stoom een

verdergaande st ri: 'Din,'j zal veroorzaken. Di t is het p;evolg van het feit dat de stripper zich niet als een ideale menp;er ~edraar;t.

Verder vol~t uit bovenstaande be' 2keninr, dat de invloed van de

( ( ( ( ( (

c

o

o

o

- 37 .;..

Apnendix II-a

Om een schatting van d~ werkelijke ef ficiency van een :rflu{de bed

stripper'! (fig1 ) te maken is het noodzakeli~k de verschillende

afmetingen van het anparaat te kennen. Een rodelijke schattin~

voor de afmetingen lijkt:

Bedhoor,te L

b=

6

.

50

m

Beddiameter

D -

_b- 3.2S m

Fiserdiameter: D ₌ 1 m

r

Deze afmetingsn zijn gebaseerd OD een verblijf tijd van de

katalysator van ca 120 s.

Om nu een schatting voor het verlies mo~eliik te maken moeten, uit

bovenstaande r;e':evens en de f"er:evenG ve 'n1el d in an!lendi;~ 11, de

volgende waarden berekend worden:

1) De hoeveelheid stoom in het flu~de bed nodig voor

minimum flurdisatie.

2) De hoeveelheid "as die direkt, dus zonder het flu~de

bed te passeren, de stripner verlaat.

3)

Het aantal menge~s wa~ruit het fl~rde bed is oD~ebouwd.

ad 1) De ~inimale hoeve01heid stoom benodi~d voor het flurdo bed

is gelijk nan:

(voor u

mf zie annendix 111)

In de transportnijp wordt dus 4-0.17

=

3

.8

)

m3/s stoom

binnen-gevoerd.

ad 2) De hbeveelheid gassen die ner seconde uit de transnortpijp

het flu:Cde bed bin::lenkomen is moeilijk te Gch;:tten. 'del kan

l

c

( ( (

c

o

o

o

~ p A x v t v v g

-

38

-A : onpervlak wa~rover de deeltjeG~werm

v

valt v

t : vrije valsnelheid van een deeltje

Het is correcter in deze fO":11111e een zGn. meesleurcoèfficient in

te vullen. IIieY'voor zi.in echter f,(~(:n numerieke wa Irrlen bekend

Het oppervlak waarover de i!routste fru.!ctie van de deelt,ies teruG-valt zal sterk afhangen van:

2 Geschat wordt

A

~

7.

5

m

v

- de ~rootte van de kegel

- de tophoek van de kc~el

- de hoo~te van de kegel boven de uitlaat

De vrije valsnelheid vnn de deelt,ies is te berekenen uit:

(7 - Cl ) g d 2 s r: p

18

'I

v t =

1

275

x

9

.

8

1

x

(6

S

10-6

₎₂

_x

₁₀₆

₌

₀

_.1

₂

_m/s

18

x 2 /,.. I,

( voor

'1

is p.:enomen 'lstoom,

:~,ie .:luTl.IV)

De hoeveelheid ~as die mec~esleurd wordt is dus Gelijk aan:

~

\

n

l) m3/~

P

=

h X v

t

=

_

.

-v v

r;

De hoeveelheid koolwut0rstoffen hierin bedran~t:

ilv

+

;6v

1 sn

=

0.37

- - - -( ( ( ( ( ( (

o

o

o

-

39

-ad 3) Het aantal men~ers in het bed kan worden berokend uit een

formule gep;even door Je Groot (1) ) :

Hm= 0.67

D~·

2~

L~·5

N

m

=

1/0.67

D~·25 L~0.5

N

_m

=

2

.

83

H m N m hoop,te v.e.men~er

aantal men~ers

Uit bovenstaande volgt dus het volgende rekenmodel voor het

flulde bed. Voor de eenvol~d i'lorden blec menp;ere p;cnor.1Cn aanp;e:>;ien

het toch maar e8n schattin~ is.

) - . _. ___ :> reaktor rep.:en

.0

_{v1 X} -erator . -e" C'Q ...

<

stoom ,

~vs

Uit formule (4. 7) volp;t dan:

1 - X 2

_ _ .~ r - r - 1

=

0

X e

Dus X_e

=

0.006

Een goede schattinp voor X is dus: X

=

0.01

e e

De hoeveelheid kooli'latcrstoffen die uit de strinoer .treedt lS:

0.01 x 0.37

=

0.0037 m3/s

7-of VleI ~

=

0.0037 x 65.32 10-,/ ... 0.01 kp;/s

( ( (

c

( ( ()

o

o

40

-Dit is dUB rnec~ dan een faktor 10 kleiner dan de hoeveelheid

waarop de stripper berekend werd in apnendix 11 bij 4.0

m3 js

stripstoom.

iien knn dns met veel minder stoom volGtnt'.n.

Opmerkinl!:: Or' r;rond van bovenstannde r.:n{~ Plen n,,,-tuurli.ik n~_et D-~m­ nemen dD-t volstann kan worden ~et 10 maal zo weinis stoom.

Deze he~ekenin~ is alleen bedoeld om aan te tonen dat,

dOOl' aan te ncn;en dat de stri'mcr zich als een ideale

men~er gedrua~t. een hoeveelheid strjpstoom berekend

( ( ( ( (" (

c

o

o

o

-_

.. _

41

-Apnendix 111-1

Rekenr:;egevenG:

- De volume stroom van de ~assen die met de katalysator meegevoerd worden:

E

_m f=0.7

0

_k=200 kr,/s

,

3

~ k=1275 kp;/m

- Het molek111ai r .n:ewicht van rie kr',:.wl'.:.r;;J.s~jen:

M

f=M = 101. S~ g/mol (er treedt ~een verder~nande kraking

H \·:s

TI l ' 1 b" l::l ~ 0 2 C b V

- r et mo alr VO .. llme II ~G""), en - . ) 3r : .) r.: .LRCjo r. • .l, I=> .

- De voedingsstroom nan" de reaktor: 3',.72 kr.:/s

op)

= 0.0252 m

3

/mol

- De kcolwaterstofverliezen in de strinDcr mor~en bedri;-).:~en:

verlies= (4.'j_L~.17) x .3'+.72 = 0.115 kg/s

- - l -ÓO

De eindconcentratie X die bereikbil<J.r is , I:an hieruit berekend \-lorden: e

Hier-ü t volr;t :

I-X

X e

x

_e

=

e = 12 • 1i 10-

3

\-1:3

=

o.

115 0.115 x 10+3x 0.0252

=

0.077 101.53 x 0. 37 n-l n

De vgl van de werklijn wordt dus: 12 r

- >"

i=O

i

( ( ( ( ( (

c

[)

o

o

- 42

-Dit levert de volgende hoeveelheden benodiRde stripstoom op bij

2.5 bar in de te~enstroomstripper met n schotels:

-

~

_~

(m

)

ls)

J

..

~

(kRis)

R(kr; stoom/lO..J kg kat) -z

vs ms . - "-_.-. .... -

-1 0.083

'+.

L~l~ 3.17 15.8 7 2 0.33 1.11 0.79 3.95 3 0.53 0.70 0.50 2.50 4 0.67 0.55 0.39 1.96

( ( ( ( (

c

0

o

(I

43

-Appendix 111-2

-

.0

vI

- H

=

J.l

=

117.37 p,/mol vlf ws

-3

3

- V T = 10.?1 10 m /mol p, - verlie7,en= 0.115 kg/s Dus "Z

X

= 0.11~ x 10.51 10-/

= 0

.0278 e li;.37 10-

3

x 0.j7

Vergelijking van rle werklijn wordt hiermee:

n

3

.

')

r n-l ~ i i=O r = 0 voor 6.0 bar ============

Hiermee wordt de hoeveelheid benodi~de stripstoom berekend bij

6.0 bar in de tep,cnstroomstrinper met n schotels:

n

I

r

1.0

(m3/s) \

.0

(kg/s)

I

R(ke; stoom/l0

3

kg kat)

vs ms ... =-- --:---:: =~':'-~:":'=-"";:"";":' • ..:-=..--:..:.==-....o=.:::..:..-_~_-=,.~=~~-:.::-:.:::-:..=.. _ ;.::;:..-:--:...~ __ : . .c:...=.::..:;_~--=~-~::::.::~=:;.=-=: 1 0.029 12.95 2~.18 110.9 2 0.181

₊

_{2.01 . ." • l~!+ 17.2}

3

0.33 1.12 1.92 9.6 4 0~48 0.'77 1. :i2 6.6 5 0.58 0.65

LH

5.55 --~-_._---_._,-_.

__