COMPUTER-SIMULATIES VAN EEN DEISOBUTANIZER
G- opdracht
Technische Universiteit OeHt Lab . Apparatenbouw Procesindustrie Leeghwaterstraat 44 2628 CA Delft
Technische Universiteit Delft
maart/juni 1989
COMPUTER-SIMULATIES VAN EEN DEISOBUTANIZER H.A. Buis J.J.W. Sanders
M.J . Wuyten
Juni 19139
~. U. So.V\Je\,(S
Wl.j . U\A~teV' ~/. A.
'6 lA ~ S
\
IL(
't>30 I
I ~6è~~
3 1L{ 1- 2..
VOORWOORD
Dit verslag is het eindresultaat van de G-opdracht voor de vakgroep Apparatenbouw Procesindustrie. Normaliter wordt deze opdracht vervuld door een gecombineerde groep van ongeveer 11 personen, waaronder werktuigbouwers en technologen. Bij uitzondering bestaat deze groep dit maal uit slechts drie werktuigbouwers. Op deze plaats willen wij een aantal personen bedanken, die ons in de afgelopen drie maanden hun medewerking hebben verleend. Bij ARea zijn we begeleid door ir. F. Hesselink, die ons heeft voorzien van de nodige informatie over de deisobutanizer. Vanuit de TUD bestond onze begeleiding uit prof.dr.ir. J. de Graauw en in het bijzonder dr. Z. Olujic, die ons op een plezierige wijze heeft bijgestaan. Ook bedanken we drs. F.A. Meijer voor zijn medewerking. Het personeel van de vakgroep Proces en Energievoorziening is zo aardig geweest om ons van huisvesting en een zeer prettige medewerking te voorzien.
H.A. Buis J.J.W. Sanders M.J. Wuyten
2
VOORWOORD
2
SAMENVATTING
6
INLEIDING
9
HOOFDSTUK 1
BESCHRIJVING VAN DE BESTAANDE SITUATIE
12
1.1
ARCO Chemical Company
12
1.2
Butanen
12
1.3
1. 2.1
Fysische eigenschappen
13
1. 2.2
Toepassingen
13
1. 2.3
Vervoer en economische aspecten
13
De deisobutanizer
14
. . .
1. 3.1
De invoer
1. 3.2
De zij stroom
15
1. 3.3
De kolom
15
1. 3.4
De sidereboiler
17
1. 3.5
De reboiler
18
1. 3.6
De condensor
18
1. 3.7
Het warmtepompsysteem
18
1. 3.8
De energiebalans
20
HOOFDSTUK 2
14
SIMULATIE VAN DE BESTAANDE KOLOM MET CHEMCAD 21
2.1
Het doel van de simulatie
21
2.2
Verschillen tussen werkelijkheid en simulatie
21
2.2.1
Stofgegevens
. . . . • . . . . . . ..
2.2.2
Thermodynamische modellen
2.2.3
Eigen aannames
. . •
21 22
. . . ..
2.3
Opzet van de simulatie van de bestaande kolom
2.4
Hoofdstap I
22 23
Simulatie van de destillatiekolom 26
2.4.1
Stap A
(3 feeds-topproduct-bottomproduct) 26
2.4.2
Stap B (3 feeds, topproduct, sideproduct en bottomproduct)
28
3
2.4.3
stap C (3 feeds, topproduct, sideproduct, sidereboiler, bottomproduct)
2.4.4
2.5 2.6 2.7 2.8
30
stap D (3 feeds, condensor, topproduct, sideproduct, sidereboiler, bottomproduct)
Hoofdstap II Hoofdstap III
simulatie van zijcircuit Simulatie van het totale systeem
... ........
32 34 37
Vergelijking van de simulatieresultaten met de werkelijke kolom en warmtepompsysteem Conclusies HET PAKKEN VAN DE KOLOM Inleiding
41 44
HOOFDSTUK 3
· ·· 3.1 ..... · · · · ·· 3.2 Keuze van de pakking . ·· ·· · · · · · · ·· 3.3 Handberekening ....····· ···· 3.3.1 Algemene werkwijze · ·· · · ·· 3.3.2 De eerste handberekening · · ·· 3.3.3 De tweede handberekening · ··· 3.4 Ingangsgrootheden voor de simulatie ··· 3.5 Resultaten van Repack 1 · ··· · · · ·· 3.6 Resultaten van Repack 2 · · · ·· · ···
· ·
46 46 46
·
47 47
·
50
· · ·
54
· ·
52 55 58
HOOFDSTUK 4 4.2
FYSISCHE VERGELIJKING TUSSEN DE SCHOTEL- EN DE GEPAKTE KOLOM 61 Verschillen in de specificaties • . • . 61
4.2.1
Voedingen
• .
• . . • . . . ..
4.2.2
Instelling van de kolom
61
.•.....
61
4.2.3 Afstelling van het zijcircuit •... 4.3 Fysische resultaten vergelijking .....
62 62
HOOFDSTUK VIJF
64
5.1
ECONOMISCHE EVALUATIE Inleiding
5.2
De investeringsafhankelijke kosten
64
64
5.2.1
De kosten van de apparaten
5.2.2
De Lang-factor
5.2.3
Fixed capital en werkkapitaal
. . .
4
• • • . . .
65
. . . • • • . . .
70 71
.....
Vaste kosten Loon- en- onderhoudskosten 5.3 Productieafhankelijke kosten 5.4 Totale kosten . . . 5.5 opbrengsten • . . . . . 5.6 5.6.1 Kostprijs ....... . 5.7 Economische criteria .•... 5.8 Conclusie . . . . . . . . . . 5.2.4
....
CONCLUSIE
71 71 72
74 74 75 75 79
.....................
80
. . . . .. . . . .. . . . . . ..
82
LITERATUUROPGAVE
5
SAMENVATTING
De
laatste
jaren
zij n
de
simulatie-programma I s
voor
de
berekening van ingewikkelde processen sterk in opkomst. Een belangrijke vraag die naar voren komt, is de nauwkeurigheid van het simulatie-programma. Om tot een antwoord op deze vraag te komen, moet men bestaande situaties simuleren, zodat men meer te weten komt over het gedrag van het programma. Een simulatie kan vanwege verschillende oorzaken afwijken van de werkelijke situatie.
Ten eerste omdat men uitgaat van
meetwaarden die zelf ook een bepaalde afwijking hebben. En ten tweede introduceert men een bepaalde fout, omdat men een ingewikkeld probleem omzet in een vereenvoudigd model. Deze modelomzetting bestaat uit twee delen. Allereerst zet men een processchema gebruikt
het
om
in
een vervangend
programma
flowsheet ,
mathematische
vervolgens
modellen
voor
de
berekening van het thermodynamisch gedrag. In dit CHEMCAD,
verslag wordt
een deisobatanizer gesimuleerd met
een programma waarmee het flowsheet getekend kan
worden, waarna het programma om de invoergegevens vraagt voor de specificatie van de apparaten en de ingangsstromen. CHEMCAD berekent dan de massa- en energiebalansen. Het doel van de simulatie is tweedelig. Ten eerste is het van belang
te
weten
in
hoeverre
CHEMCAD
in
staat
is
een
werkelijke situatie te simuleren. Als eenmaal bekend is dat de simulatie aanvaardbare resultaten oplevert, kunnen deze worden gebruikt voor de berekening van een andere, gelijksoortige situatie. Ten tweede wordt in dit verslag een kolom met een gestructureerde pakking bekeken. De laatste jaren is de toepassing van de gepakte kolommen, enorm toegenomen. Deze toepassing blijft, vanwege de lage drukval over de kolom, vooralsnog vrijwel beperkt tot de vacuümkolommen.
6
uit de resultaten in hoofdstuk 2 blijkt dat de simulatie op een aantal punten sterk afwijkt van de bestaande situatie. Wij hebben sterk de indruk dat de gegevens van ARCO niet kloppen, omdat uit de energiebalans van het bestaande situatie blijkt dat er een overschot aan warmte is. Dit overschot wordt niet bij de luchtkoeler afgestaan. Er zijn twee oorzaken voor deze afwijking te vinden. Om te beginnen kan het zijn dat de ingevoerde hoeveelheid energie minder is, hetgeen neerkomt op het feit dat de voedingen geen damp, maar vloeistof zijn. Een andere verklaring is, dat het systeem grote verliezen kent, hetgeen gezien de grote van het warmteoverschot, zeer onwaarschijnlijk is. Als opmerking kan hierbij geplaatst worden dat de refluxleiding ongeïsoleerd langs de kolom naar boven loopt. In de simulatie zijn twee van de drie voedingen in dampvorm aangenomen. Omdat een simulatie geen verliezen kent, moet de luchtkoeler alle overtollige warmte afstaan en heeft deze een groot vermogen, hetgeen niet overeen komt met de opgegeven werkelijkheid. Een ander verschil tussen werkelijkheid en simulatie is de refluxverhouding die in het geval van de simulatie hoger ligt dan de werkelijkheid. Hierbij kan worden opgemerkt dat de topzuiverheid een grote invloed op de re flux heeft. Het is dus moeilijk om te bepalen in hoeverre de resultaten van de simulatie overeenkomen met de situatie bij ARCO. Toch tonen de resultaten aan dat de simulatie op een aantal punten goed overeenkomt met de werkelijkheid, zoals bijvoorbeeld het temperatuursverloop in de kolom en de dampen vloeistofstromen. Het was, omdat de oorzaak van de afwijkingen waarschijnlijk niet bij CHEMCAD liggen, toch de moeite waard te kijken naar de situatie van de gepakte kolom. Hierbij kwam duidelijk naar voren dat de gepakte kolom voordelen heeft, die tot uiting 7
komen in een daling van de energiekosten van ongeveer 9% of in een capaciteits-vergroting van 22.5% . De interne rentevoet van Project B, kan niet concureren met die van A en C. Deze laatste twee lopen niet ver uiteen, Project A heeft een interne rentevoet van 22.6%, project C 20.5%. Vanwege de hoge investering is het echter af te raden voor een gepakte kolom te kiezen. Het te lopen risico is bij een investering in een schotelkolom een stuk lager, hetgeen in de onstabiele markt van de olieverwerkende industrie een doorslaggevend argument is.
f
8
INLEIDING
De laatste jaren is het simuleren van chemische processen steeds belangrijker geworden. Met de steeds beter wordende simulatie-programma's kunnen ingewikkelde processen worden ontworpen. Een belangrijke vraag blijft natuurlijk de nauwkeurigheid van de resultaten. Deze vraag is moeilijk te beantwoorden, omdat de nauwkeurigheid van een simulatie van vele factoren afhangt. Om toch tot een antwoord op de bovengestelde vraag te komen, moet men bestaande situaties gaan simuleren, zodat bekend wordt hoe het programma zich gedraagt bij dat specifieke probleem. De gevonden afwijkingen kunnen door verschillende oorzaken ontstaan. Bij een simulatie van een bestaande situatie gaat men uit van meetgegevens, waarvan lang niet altijd bekend hoe nauwkeurig deze waarden zijn. Daarnaast heeft men voor de simulatie stofgegevens nodig, waarmee de thermodynamische modellen gevoed worden. In het algemeen kan men stellen dat het simuleren van een bestaande situatie het omzetten betekent van werkelijkheid naar model. Eerst moet het bestaande processchema worden omgezet in een simulatieflowsheet . Daarna moeten wiskundige modellen massaen energiebalansen opstellen. Beide omzettingen introduceren een bepaalde fout. Een nieuw simulatie programma, CHEMCAD, heeft de mogelijkheid tot het tekenen van een flowsheet met chemische apparaten. Aan de apparaten is een spreadsheet gekoppeld, waarin de apparaten en de stromen gedefiniëerd kunnen worden. Hierna worden
de massa-
en de
energiebalansen van
het
systeem
doorgerekend aan de hand van ingebouwde thermodynamische opties. In dit verslag wordt deisobutanizer gemaakt.
een computer-simulatie van een De scheiding van isobutaan en
9
normaalbutaan wordt 1,1 i tgevoerd in een bestaande destillatiekolom, die bij ARCO Chemie in Rotterdam staat. Als blijkt dat de simulatie de werkelijkheid benadert, kan het model gebruikt worden om andere situaties te berekenen. Niet alleen op het gebied van de simulatieprogramma's gaat de ontwikkeling snel, maar ook op het gebied van destillatie is er een snelle vooruitgang. De laatste tien jaar is de zogenaamde gepakte kolom sterk in opkomst. In zo'n kolom zijn de schotels vervangen door een gestructureerde pakking, waardoor er een groter contact-oppervlak is en daardoor een betere stofuitwisseling. Het toepassingsgebied van de gestructureerde pakking ligt, vanwege de lage drukval , vooral in het gebied van vacuümdestillatie. De deisobutanizer werkt niet bij vacuümdruk, maar bij een druk van 4 tot 5 bar. Het is dus interessant te bekijken in hoeverre de simulatie overeenkomt met de bestaande situatie bij ARCO, waarna deze resultaten gebruikt kunnen worden voor de beoordeling van de situatie waarin de kolom gevuld is met een pakking. Om tot deze resultaten te komen is de volgende lijn gevolgd, die in feite voortkomt uit de hierboven gestelde feiten. In hoofdstuk 1 wordt de bestaande situatie bij ARCO geïnventariseerd om zodoende tot de uitgangssituatie te komen voor de simulatie. De simulatie zelf wordt in hoofdstuk 2 opgezet. In dat hoofdstuk wordt stap voor stap naar het uiteindelijke simulatieschema toegewerkt. Aan het eind van hoofdstuk 2 worden de verschillen tussen de werkelijke en de berekende situatie besproken en worden oorzaken van de onvermijdelijke afwijkingen behandeld. In het daarop volgende deel, hoofdstuk 3, worden de resultaten van de simulatie gebruikt, om te kijken hoe de situatie wordt als de schotelkolom wordt omgebouwd tot een gepakte kolom. In hoofdstuk 4 worden kort de fysische verschillen tussen de schotel- en gepaktekolom besproken. Om te kunnen beoordelen wat de voor-en nadelen zijn van de
10
schotel- en de gepaktekolom moet er een kostenberekening worden gemaakt, hetgeen in hoofdstuk 5 gebeurt.
11
HOOFDSTUK 1
1.1
BESCHRIJVING VAN DE BESTAANDE SITUATIE
ARCO Chemica1 Company
ARCO Chemical is in 1966 gestart als 'operating division' van de Atlantic Richfield Company
(ARCO) .
Het is de loop der
jaren uitgegroeid tot een internationaal bedrijf, bekend als ARCO Chemical Company. Het heeft inmiddels in Europa Chemical (Europees
Europe)
meerdere
hoofdkantoor) ,
vestigingen Spanje,
o.a.
in
Italië,
(ARCO
Engeland Frankrijk,
Duitsland, en Nederland. Het
belangrijkste
product
is
propyleen
oxide.
Dit
wordt
verwerkt en gebruikt voor het maken van flexibel en stijf polyuretaan foam, elastomeren, coatings en andere producten. Een waardevol
coproduct
is
TBA dat
gemengd
met methanol
OXINOL produceert. OXINOL kan gebruikt worden als vervanger van lood in benzine om het octaangehalte te verhogen. Andere co-producten zij n propyleenglycol en glycolether voornameI ij k gebruikt
als
oplossers,
verduurzamingsmiddelen,
en
bevochtigers. De vestiging in Nederland heeft zijn kantoor in Rotterdam en de productie, een PO/TBA plant, vindt plaats in de Botlek. Een
belangrij k
onderdeel
bij
deze
productie
is
de
deisobutanizer, het deel waar dit verslag over gaat.
1.2
Butanen
Butanen zijn in de natuur voorkomende koolwaterstoffen die afgescheiden worden bij gaswinning of raffinageprocessen. Ook kan het een product zijn dat vrijkomt bij het katalytisch kraken. Het begrip butaan omvat twee isomeren, normaalbutaan, CH 3 CH 2 CH zCH 3 en isobutaan,
(CH 3 ) zCHCH3 (= 2-methylpropaan).
12
1D
1 =~~afT.e n -Bu tane
jf
2=t101Wt .3 =Tct' i t
58.1200 ;20=AcFact .2010 ;38=BPM .00 :21=STnA .52660E-01:39= .00 ~=F'ct' i t 37.47 . 123~,OE +01 : 40= :22=STnB .00 5=\'-'-=f' i t 254.579 : 23={mtA 15.9986 ; 41=AF' I 110.60 ; 24=AntE: 2292.440 6=Tboil 272.70 :42=3G(60/60) .584 7= .00 :25=AntC -27.862 ;43=Zra .273 8=SolPar 6.730 ;26=DenA .11103E+Ol;44-59 UNIFAC ., ft'om Q=VolCon 13.0000 :27=DenB .27881E+00;44/45 "'1 10=Hvap 5352.000 :28=DenC .42518E+03;46/47 2 2 ft'ofT. 11= .000 : 2'7'=DenD .28377E+00;48/49 <) ft' afT. 0 l:=Hform -30.150 :30=VisA 265.8400 : 5,) / 51 o 0 ft'oIT. (> 13=HGibbs -4.100 : 31 ='.... i sB 160.2000 -J":: i 0 ft'ofT. (I fl" o fT. 14=CpA .777660E+01 : 32=D i po lI'1 .00 :5~/55 o 15=CpB .423170E-01 :33=StielF .000 ;56/57 (> ft'om o 16=CpC . 688380E-04 : 34 = F' 0 1 at' F' .000 :58/59 0 ft'om o 17=CpD -.115770E-06 ; 35=Eps/f:: .00 :60=CpLA . 2906E+06 lS=CpE .636200E-10 : 36=110 1 D i a .000 ;61=CpLB -.3004E+04 19=CpF -.123490E-13 : 37=l·Ja t.snF 13.510 ;ó2=CpLC . 1827E+02 ~25.16
t
I
JO #;
5
c:'~
.C7 -.J . ~.
:63=CpLD -.47131 : 64=CpLE .470 11: ;65=HvA .33431 • )-~ 1 77 ;66=HvB :67=HvC -.75(lOI ;68=HvD ./l·OOO: ;69=J .0000001 ; 70=f::: .000000; .00000t)1 ;71=L · (l(lt)!)t)O; : 72=1'1 .OOOI) O() ! ;73=N · ()()(lt)OO i ;74=0 : 75=F' · OO(H)Ot)1 .0(lt)(lt)OI :76=Q ;77=R .0000001 • ()(XlI) t) 0 1 ;78=S ;79=T · (lOOOOO[ :80~U .000(1I)(!1
1 =1'J2rrte i -Bu tane
:'2=:1'10 HJ t
. 185t) : 38=BF'r1 58. 1200 ;::::O=AcFact .00 :63=CpLD -.6633E4t)8.13 : 21 =:3TnA .52165E-01;39= .00 ; 61J.=CpLE .7461[ . 12723E+01 ; 40= .00 . ,3194E; 65=H'IA 3b.OO :22=STnB 5='. Jct' i t :55 ..::'42 : 2 .3 =An tA 15.8287 ;41=API 119.80 ;66=H v B .391ïE :42=5G(60/60) .563 ; 67=H'IC .OOOOE6=Tboil 261.30 :24=AntB 2150.230 . t)t)(It)E· 7= .00 : 25=An tI: -27.623 :43=Zra .275 .; 68=HvD .00000(lE; 69=,] 6.730 ;::::6=DenA .10463E+Ol:44-59 UNIFAC ; 7t)=:f::: · (lt)Ot)(lt)E · ';i ::'v' olCcJn 13.370(; :27=:DenB .27294.[+':>'):44/4·5 3 ft'om 1 .OOOOOOE10=Hvap 5 090 .000 ;28=DenC .40814E+03:46/47 1 from ;71=L .00t)OU OE· ; 72=1'1 11= .000 ;29=DenD .273uIE+OO;48/49 (; from
:::::= T C t' i
t Lj·=F'ct' i t
.3 C:' .51 () (i
13=HGlbbs -ij.990 14=CpA .747010E+01 15=CpB .262910E-Ol 1. ,S=:C:pC . 150ï7 0 E-')3 17=C:pG -.252330E-06 1 :3 ::::Cp::': . 157S80E-0',' -.355690E-13
Tabel 1.1
: 50 /5 1
()
ft'orrr
()
o ;31=Vis8 170.2000 :52/53 0 {rom I) :32::DipolM .10 :54/55 0 from o ;33=StielF .000 ;56/57 0 from 0 :58/59 o ft'orT. ; 34=F'o 1 at'F' .000 . 2287E+06 :60=C:pLA ; 35=Eps/l< .00 : 3,::,=t·l0 1 D i a ;61=CpL8 -.2851E+04 .000 .2172E+02 1.3 .820 :62=CpLC ;37=WatsnF
: 73=H
:74=0 ; 75=F' ;76=0 : 77=F: ;78=5 ;79=T ;SO=U
Stof eigenschappen van isobutaan en normaal butaan
· (i(lt)t)t)('E~' • OOOO(j()E .00(1)0(lE· .OOOOOOE· t)t)t)OOOE, .OOOOOOE.OOOOOOE-
1.2.1
In
Fysische eigenschappen
Tabel
staan
1.1
normaalbutaan
en
eigenschappen
van
fysische
de
isobutaan . butanen
Processors Association.
De
zijn
eigenschappen
specificaties vastgelegd
van
van
de Gas· t
door
de De butanen worden meestal met en
zuiverheid van 95-99.5 mol% geproduceerd.
Door middel van
gaschromatografie wordt de aanwezigheid van butanen gemeten. Butanen zijn kleurloze, brandbare en niet giftige gassen die zwaarder zijn dan lucht.
1.2.2
Toepassingen
De belangrijkste industriële toepassingen van normaalbutaan zijn: -thermisch kraken om ethyleen te produceren. -dehydrogenatie om butadiene te produceren. -vloeistoffase oxidatie om azijnzuur te produceren. -isomerisatie om isobutaan te produceren. De belangrij kste industriële toepassingen van isobutaan z 1J n: -productie van propaan door een katalytische reactie met normaalbutaan. -toevoeging van producten, gemaakt van isobutaan, aan benzine om zodoende het octaan getal van de brandstof te verhogen.
1.2.3
Vervoer en economische aspecten
Butanen worden vervoerd door pijpleidingen, per tanker,
p~r
trein, per vrachtauto en in metalen flessen. Zo'n 65% van de butanen wordt geproduceerd in olieraffinaderijen, de andere 35% komt vrij bij de productie van aardgas. De prijs van de
13
JO 11
!!
I ~Narr,e P"opan",
. IJ9 110 :2(1=AcFact l~=c) : 38 =DPM t) :21=5TnA .4962QE-Ol:39= 0 ~=Tcrit 369.82 . 11920E+Ol:!i0= !i=Pcrit !il.9!i : 22=STnEc 0 15.7247 ;41=APJ 147. 0 5=Vcrit 200.830 23·=AntA 'b=Tbol !"~':' 231 :,0 1872.820 :42=5G(60/60) 08 24=AntB -25.1(11 :q:=Z,-a 7= .00 25=AntC .276 . 13937E+Ol:!i!i-59 UNJFAC 8=SoIPa,' 26=OenA 6.!i00 .277QQE+00;Q!i/!i5 2 from 9=VolCon 10.3500 27=OenB I C)~ Hvap .36982E+03;!i6/!i7 from 2 !!!i87.000 28=OenC . 2870üE+OO;!i8/!i9 0 from (.I .000 29=0'?nO 11= Ij 30=VisA 222.6700 :50/51 0 f"Offi 12=Hfo'-ffi 2.000 13~.ql)ûO :52/53 0 frOffi 31=Vis8 o 13=HGibbs -5.610 • Ot) :5~/55 (I f,"olT. t) :.:;:=OipoIM l!i=CpA . 77S2!!OE+OI • OOt) :56/57 IJ fr·om 0 15=CpB .8q8810E-Q2 3':·=Sti elF .t)I:'t) :58/59 I) fr"om (I 16=CpC .133020E-03 :.!i=Pola,·P 35=Eps/l( .01:1 :6IJ=CpLA .1:::E+I:.6 17=CpO -.202170E-06 .000 ;61=CpLB -.99Q:E+03 18=CcE . 121090E-09 36=MoJOia l!i.710 ;62=CpLC .91)8IE+.)1 19=CpF -.265160E-13 3 7=W-atsnF 2 a MolWt
l!l 11 2~110
'I !i
7 1 ~I t
10 :6::.=C[JLD :6Q=CpLE :65=HvA
: 66=HvE< ;67=HvC ;68=H'Iu ;69=J
- . .::-, S~E · .'17 .:.('.E .267:E-
.~.855EJ
-.861)(IE .6'36('E· • e)(JI)ej(Jt)E ·
: 71)=1'.
• t)(II)
; 71=L
.. t)e)Üc)(J(lE·
7::=11
· I)(!'::I)I)(JE ·
:
; 73=tJ
• t)OOc)(II)E ,
:ï4::0
· (U)C)(I(II:'E
:7S=F' :76=0 :77=R
.. I)(H)(II)OE'
:73=5
• e)e)I)(II)I)E '
;79=' ;el)=1j
.. (.I (icJ i) (11) E -
• (1I)(:t)(u:-E '
· I)I)(")(II)E'
• I)(,(. (IC)(' E ·
I=Name i-P",ntane 72.1q60 !i60.39 33.66 30Q.8q6
2ü=AcFact .::20 ::8=BPM .00 ::=Tc,' i t 21=5TnA .. 509'26E-1)1:-::'9= .1)1) t;=Pc"i t 22=5TnB . 12(178~ +01 : ql)= . (11) 5=l.... cr .. i t 23=AntA 15.6:55 :141=AF'I 95.73 6=Tbo i 1 301.00 2Q=AntB :::A5.090 !~:=SG(ót)/6(1) .6:::-:' , .1)0 25=AntC -40.21 ·3 :4:.=Z,' o .:7"2 8=SalPar· 7.021 26=Oe..-.A .96783E+00;4!i-59 UNIFAC 9=VolCon 15.360c) .28q:5E+O ( ):qq/~5 27=DenE< - from l O=Hvap 5900.000 28=De..-.C .q6043E+03:46/~7 f,"olT. l!= .000 .30{)5eE+I)O:~8/q9 29=De..-.0 ft·on. 12=Hform -36.920 I) 30=VisA 367.3=00 :50/51 o fr "om 13=HGibbs -3.5l10 e) f,"on. :::H=VisB 191.5800 :52/53 o 1!i=CpA . 79!i!iOOE+Ol :32=DipoJM • 1 (> :514/55 (I fr' alT. IJ . 15=CpB .309990E-Ol : 3 ·3 =5 tie lF .000 :56/57 o f"on, <) 16 =C pC .231770E-03 ;3!i=Pola,'P :58/59 .000 o f"on, 0 .00 ;60=CpLA • 1 (18:E +(>6 ~Z:'EI?D -. !i4901(IE-06 : 35=Eps/t(
---
Tabel 1.2
2=1101Wt 3=Tcrit !i=Pcrit 5=Vcrit 6=Tbo i 1
.1'::1':'1
:64=CpL=: : 65::HvA
· :'ï7('1
• (",11.1':'1
:o6=HvB
· .:·'75:'
:67=HvC
.1)1)(11:. (
:68::;;..HvO ;69=J
• (11)()'.It)(.(
• (JI)(II:-1
: ie)=. :
· <")1)(:1)("
:71=L
• (11)('(11)('(
7~=r'l
• (11)('(":")1
: 7:.=IJ ;7Q=0 : 75=F' ;76=Q
· t)c)(I(Jt)I)1
:ï7=R
• 1)(1I)c)(H)1
;76=5
• (1(11)(11)1)(
:
De stofgegevens van propaan, neo-. iso- en normaalbutaan.
_ (11:11:1( .. :11)1 • Ü(lI)(II)(I(
• (1(11)1)(11)1
l=Narr,e n-Pentane 72.1 1161) Q69.!i9 33.16 312.!i:8 :.09.21)
;2Ü=AcF~ct .2540: 8=8PM .00 ;21=5TnA .52090E-Ol; 9= .00 :22=5Tn8 . 12 1)54E+01: 1)= .Ût) ;23=AntA 15.9928 ;!il=API 92.8!i :214=AntB :55~.6(JI) :~2=SG(60/60) .67. 1 7=' . Ol) :25=AntC -36.25 3 ! 43=Z,.'a .269 8=50JPar 7.021 ;:6=DenA .86:.6(JE+OO;!i'l-59 UrHFAC 9~VcrlCon 15.=7~j ; 27=Oer,E< .269::'E+c)ü:l44/Lt5 2 fr"om 10=Hváp 6160. (.(11) ;=8=OenC . 46965E+I):::;:!i6/!i7 :: fr'onl 11= . (1)(. ;29=DenO .28215E+1)0:!i8/!i9 o ft"oCi'1 I) l==Hfot ~ n. -~5.1)1)() : 3(I=VisA ::;. 13.6600 :5(1/51 Ij I) ft"ofT, 1::-.=HGibbs -2. (cc)O :31=VisEt 182.4801)' : 52/5 .: . o ft·ofT. (I l!i=CpA • 797680E+01 ; :·2=0 i po 111 .1)1) (I fr·ofT, c) :54/55 IS=CpE< . 763:80E-Ol ;33=StielF I) .000 :56/57 o fr'om 16=CpC -.7()=76t:IE-I)q ; 3!i=Po! d"P .001) (l ;58/59 (J f, "on, 17=CpD . 261:181:II)E-':'6 ; 35=Eps /f ~ .I~I) ;60=CpLA . 15i): E+I)6 18=CpE -. ;:·61851)E-·)9 ::::ó='·lolDia • (II:II) ;61=CpLB -.117('E+()~ 19=CpF . 154:SI:'E-l: :37=WatsnF 13 . 1}'41} : 62=CpLC .IQQ9E+00
Ju :6:=CpLD
8
ti
rI
2=MOIWt :.=Tcrit 11=~ ' CI'l t
9
l=N~nle
:63=CpLD ;6!i=CpLE
.1'18 IE '
!65=H vA
• 398~L
• (11)1)1)(
; 66=H 'IB .397'7 :67=H'IC .0000: ;68=H"O • (H)I)!) : ;69=J · (1<)<)001); ; 71)=t ~
.O(H)(I(U) .
;71=L ; 72=11 ; i'3=~1 ;7l1=0
• c)1)()(H)I);
:ï5=F'
.01)0(11)(.:
• (H)OO(U:•. .0C)t)t)c)(I:
· (II)I}I)(,,: '
:76=Q
· 1)(11)(11)(,:
77:;R
· (I(J(H)I)Oé
78=S 79=T
· 1)1)(,1)1)(.: · c)1)1)C)1)I)E
61)=1j
· (11)1)(11:":' ..
neo-F'entane
7:.1460 ;:0=AcFact . 1970 :38=8F~ . (11) Q::::.76 ;:1=5TnA .!i7906E-Ol;39= .1)1) ::·1.5ï :=:=STn8 . 1=745E+I)1:ql)= .(11:' 5='Jcr i t 303.(1(;1) ;23=AntA 15.7776 ;!il=AF'1 11) 5_60 6=Tboil :82.6 1) ;:!i=AntB 2::'04.'460 :~2=SG(6t)/6t) .597 .1)(1 ï= ;2S=AntC -::-.0.69!i : 'I::;=Zra . :71:> E=SolPal" 7. (121 :2!:.=DenA .8'1202E+00;'I!i-59 UNIF AC 9=VolCon 1~.89(I ( ) :=7=Den8 . =6775E+I)t:,:4q/45 " f t·o m l' : '=Hv~p 5~:'8.1 ) 1 ) ~:1 :=S=DenC .4:~78E+')~:q6/47 1 ft ·OR. q 11 = .01)(1 : ='-?=D-:nD .282::8E+OO;t;8/!i9 0 from 0 l==Hfor·ffi -39.671) :~O=VisA 35S.Sql)O :50/51 I) fr "on. o 1:=~Glbbs -::;.6!i0 ;:I=VisE< 196.:501} :5:/5~ o froffi Cl 14=:~A .. ï91451)E+('1 ::'::=Oipolf1 ' .I)I} :5 4/55 I) o fr"on, 15=CpE< .1!i0130E-02 ;33=StielF .000 :56/57 I) fr-om o Ib=CoC .Q!i9S:0E-03 :3~=PoJarP .1)1)1) :58/59 o fr"om o 17=CpO -.979350E-06 :35=Eps/K .00 ;60=CpLA . 16.'!·OE +05 IS=CpE .892140E-09 :36=MoJDia .(JOO ;61=CpLE< .5:::;-4E+03 19=CpF -.~ÜI)5ÛI)E-l~ :37=WatsnF 13.390 ;62=CpLC .OOOOE+ü(J
: 6::·= C"LD :6Q=C"LE:
• O(II)(I~
; 65=Hv"; : 66=H·... 8
.38: l!
• C)I)t)<JE
· .: '4ü6é
;67=H"C • (lt)ljl)E. ;68=Hvu · (1t)t)I)F. ; 69=.) · O')OOO('E : /1)=.<
· (1I)(II)I)c:'E
:71=L
·
: 7::=:'!
; 73=tJ ;7!i=0
· (11)(;(11)1:'[ .OOI)t)I)I)E • 1)(11 )1)1)1:.[:
:..75 =F·
• c)(JI}I)I)I ) E
;76=Q :ïï=R :78=8
· Oc)OljljOE
;ï9=T
: SI) =1j
~)(lc)O(JI) S.
• I)I)I)(H).)I::. • 0(11)(101)( · OOI)t)I)ÎJE' .1)1)(1I)1) I:' f '
At;
DIB
UA
R:D
=3.3:;3
3.496
=1.738 RIF STM/F =:l4 . e:l
2 . 165
[OLU~lN IIC4
OllTUER f>
-
73 . 56
TOTA':'L BALAflS 1. 00 -1C4_18 . 3
+
8:5
33
27.8
EALArlS 0.9:;
TIJD: 1<1: 18 : IS
OVHD SYSTËEM ZIE DET 1 COMP: DET :::
1 . 07
201. 3 31.1
f OPEr< .ON AIR ~
REFLUX
l' CLOSE ~
-0 . 3A
FAILURE 0//
AIR
FA ILURE
JUT --=:I~. 2 +:S3 D-2270 BYPASS
;:·]f<'il
..... ,
FDP 203
~FF 206 0.21 _ ...... (~S :;, llEICJ
71 . 5
27
42 43
j12 . Y
15
43
r U-,~
• •
t
~-'----<.
F-2272
3?
t---
FL 202
...----1
17 .
3.92
~~70J 11
51
FPD212 - . 07?
r-
t--~I!I
~ FX 20? S8.7
El:ltAl
:>6 .
C-2272 A
B
022'0 INL.
Figuur 1.1
FF 205
FP 211
FF 2b '38.5
iI
fMiM
69 . 3
41
-MC4-A2 . 22 83.3 ,. FF 210
!:':! ; i 1FP 210l i 3.71 i i .
47
r-_-,E-2272
i"l''fC,· ............._: CEX!D
14; 1:l; 46
NI'IAR
INII~ND. 176.6
108
FL 204
60 . 2
F-3232
31
tiC'! FF
=
1
44 . 14
KGIT IIC4
MTUM: 11122/88 36/36
TEMP OUTPUT FINL ELM OPENED
De deisobutanizer.
"3? 4
NAAR F-2270 j
butanen varieert sterk, afhankelijk van de sterk wisselende verschil tussen vraag en aanbod.
De prijs van butaan ligt
meestal tussen de $10 en $40 per ton,
waarbij valt op te
merken dat de prijs van isobutaan meestal hoger ligt dan die van normaalbutaan.
1.3
De deisobutanizer
De kolom die bij ARCO staat is een deisobutanizer. Dat wil zeggen dat de voornaamste werking van de kolom het afscheiden van isobutaan is. De kolom ziet eruit als in Figuur 1.1. Hij bestaat uit drie voedingen, een zij stroom, een sidereboiler, een condensorsysteem, een reboiler en heeft 96 schotels. De invoer bestaat uit
een
mengsel
van
propaan,
isobutaan,
normaalbutaan,
neopentaan, isopentaan en normaalpentaan. De stofgegevens van propaan,
neo-,
iso- en normaalpentaan zijn weergegeven in
Tabel 1.2. De uitvoer bestaat uit een topproduct, met niet meer dan 1% normaalbutaan, een zij stroom en een bodemproduct. De sidereboiler wordt door het condensorsysteem van energie voorzien. De
in het
verslag
aangenomen
schotelnummering vindt,
in
tegenstelling tot ARCO, van boven naar beneden plaats. Dit in verband met de computersimulatie met CHEMCAD. Schotel 1 is dus de bovenste schotel. In de volgende paragraven zijn de gegevens,
die van ARCO
verkregen zijn, verwerkt en wordt de werking van de kolom beschreven.
1.3.1
De invoer
14
De invoer van de componenten gebeurt via drie voedingen. De eerste voeding, commercial
A,
bevindt zich op schotel 11,
isobutane.
De tweede voeding,
B,
het bevat
kan variëren
afhankelijk van het aanbod van componenten tussen de 43 e en e ~ • 49 schotel, de aanvoer komt van de reactor dle wordt gevoed door de zij stroom. De derde voeding, C, varieert tussen de 57 e en 67 e schotel. De samenstelling en toestand van de drie voedingen zijn te in vinden Tabel 1.3. De samenstelling van de invoer zal niet altijd goed overeenkomen met de samenstelling op de schotel waar de voeding binnenkomt. Dit vanwege het fluctuerende aanbod van de invoer. Ook de vloeistof/damp verhouding is niet ideaal. De tweede en derde feed bestaan bijvoorbeeld alleen uit hete damp.
1.3.2
De zij stroom
De zij stroom gaat op schotel 83 naar buiten en wordt als damp afgetapt.
De samenstelling en toestand
is weergegeven
in
Tabel 1.3. De zijstroom verdwijnt naar een reactor.
1.3.3
De kolom
De kolom is op te splitsen in twee delen. Het bovenste deel van de kolom is op te vatten als een aparte kolom die voor de feitelijke scheiding van de isobutaan zorgt.
Dit deel
bevindt zich in de bovenste 86 schotels. Het onderste deel van de kolom verwij dert een groot deel van de
zwaardere
componenten, de pentanen. Het bestaat uit 10 schotels.
Het bovenste deel: In
het
bovenste
deel
bevinden
zich
alle
voedingen.
De
sidereboiler bevindt zich op schotel 86. Het product van dit deel, het topproduct, mag uit niet meer dan 1% normaalbutaan
15
bestaan. Verder bevat het topproduct nog wat
propaan~
exacte gegevens hi~rover zijn te vinden in Tabel 1.3.
voeding schotel druk(bar) temp(OC)
voeding B
A
voeding topprodukt C
zijprodukt
bodemprodukt
11
43
67
83
4
4.3
4.6
..
..
..
28.8
71.7
83.6
..
..
..
massastromen in Kmol/hr 0.432
2.091
0.95
3.473
0
0
iC4
342.706
551.337
272.36
983.788
182.615
0
nC4
6.862
366.086
381.69
7.33
746.708
0.6
iC5
0
9.028
0
0
6.264
2.764
nC5
0
9.222
0
0
2.595
6.627
neoC5
0
2.236
0
0
1. 818
0.418
350
940
655
994.591
940.000
10.4
C3
Totaal
Tabel 1.3
De bekende en de geschatte gegevens van de massabalans.
16
Meer
De reflux die boven wordt teruggevoerd bestaat voor circa 15% uit damp.
Dit deel verdwijnt dus boven in de kolom meteen
weer het warmtepomp systeem in. Dit om de hoeveelheid damp in het warmtepompsysteem te vergroten zodat er bij sidereboiler genoeg warmte kan worden afgestaan.
de De
refluxverhouding bedraagt circa 3,5. De dimensionering is als volgt: - Diameter
=
4,50 m
- Totaal aantal schotels
=
96
- Schotelafstand
=
0,61 m
- Double pass Het onderste deel: Het belangrijkste effect van het onderste deel van de kolom is de afscheiding van de pentanen. Deze worden namelijk voor een groot deel als bodemproduct afgevoerd. verschillen
van
het
bovenste
gedeelte
en
De afmetingen de
door
ons
geschatte waarden zijn hieronder weergegeven. - Diameter
=
- Totaal aantal schotels = - Schotelafstand
=
3,40 m 10 0.61 m
- Single pass De gegevens over het temperatuurverloop in de kolom zijn weergegeven in Figuur 1.2.
1.3.4
De sidereboiler
De sidereboiler maakt deel uit van een warmtepompsysteem, wat later nog besproken wordt.
Het vermogen van deze reboiler
bedraagt zo een 20 MW.
17
KNOP 4/2 PAG 1 UAN
4
MASK 51 DFE 51
DI B COLUMN OUH
DATUM : 11>22/88 TIJD: 14 : 23 : 44
C-2270 LOOP:DET 2 <4/3) COMP RATIO 2 . 352
2. 8 FP 302 8 . 33
Ol/HJ 2 . 21
77.4
~
~1 .4r .
1- U "1 FLOW
8989
IJAII
!
RPM
D-2270
BY
lDIFF : 33 . 8
C-2270
FT 301
44 . 1
ACTUELE ZUIGDRUK 2 . 500
42 . 6
32 . 7 9F~
8
:FH303 FP 304i~
E-2272
~----~~-----------+---------16-9: 51
ACTUELE ZUIGFLOW M3/SEC . 8 . 36
1""5·. 9;':
FF :205 '
jEJI U 3
FL 202
·0 17 . 1
ACTUELE DELTA P C-2270 5 . 82
FF 307 I
:...._.. _l
F-2270
~~r--J
F-2274 FF 30:5 59 . 9
F-2278
~
·····l'(~ .... :! . 106 . 9?
FL 304 i
HE
49 . 5
31.2
AFLOOP-TEI1P 40 . 1 F-2274
Het warmtepompsysteem.
! !
~!r-L 0-;2273 A
Figuur 1.3
i
......
B
De reboiler
1.3.5
Deze heeft een capaciteit van circa 3.5 MW. Hij maakt gebruik van lage drukstoom. Gegevens hierover zijn te vinden in Bijlage 1.
De condensor
1.3.6
De condensor maakt deel uit van een groot warmtepompsysteem en wordt dan ook daarin verder besproken.
Het warmtepompsysteem
1.3.7
De opbouw van het warmtepompsysteem is te zien in Figuur 1.3. Het bestaat uit de volgende onderdelen:
-
3 flashes 1 luchtkoeler 1 sidereboiler 1 compressor 1 voorraadvat meerdere kleppen en verdelers
Beschrijving van de werking van het systeem: Het warmtepompsysteem is een uitgebalanceerd geheel wat voornamelijk met de onderste reboiler en de luchtkoeler geregeld kan worden. Het werkt als volgt: Als de damp wordt er in verlaat wat compressor
de kolom uitkomt en het warmtepompsysteem ingaat een flash voor gezorgd dat het gas wat de flash oververhit is en er zodoende geen druppels in de komen. De afgegeven arbeid van de compressor 18
bedraagt circa 3,5 HW, zie Bijlage 2. De compressor verhoogt de druk van de damp tot iets meer dan 9 bar. Hierdoor wordt de temperatuur van de damp verhoogt tot circa 69
oe.
Waardoor
het drijvend temperatuurverschil bij de sidereboiler groot genoeg is. Als echter alleen de hoeveelheid reflux die als vloeistof de kolom ingaat hiervoor gebruikt zou worden zou er een tekort aan warmte zijn bij de sidereboiler. Door ervoor te zorgen dat de reflux groter wordt en dat er tegelijkertijd een evenredig deel van de reflux meer flasht in de kolom, blijft de refluxvloeistof die de kolom ingaat even groot terwijl de damp die de kolom boven verlaat en het warmtepomp systeem ingaat groter wordt. Hierdoor neemt de hoeveelheid damp in het
warmtepompsysteem
hoeveelheid
(circa
toe 15%)
en
komt
extra
er
een
warmte
aanzienlijke
vrij
bij
de
sidereboiler. Dit houdt overigens ook in dat de compressor wat harder moet werken omdat hij meer damp te verwerken krijgt.
Dit verlies weegt niet op tegen de winst die je
hiermee maakt.
Ook de oververhitte voedingen zorgen voor
extra warmte in de kolom. In de sidereboiler condenseert dan de damp uit het warmtepompsysteem en verdampt de vloeistof van de kolom. Na de sidereboiler wordt de inmiddels vloeistof geworden stroom in een flash geleid. Deze zorgt er tevens voor dat de druk verlaagt wordt naar ca. 6 bar. Een deel zal dan flashen en via de luchtkoeler weer als vloeistof terug in het flashvat komen. Hiermee wordt er voor gezorgd dat de uiteindelijke reflux de goede hoeveelheid damp krijgt.
De
vloeistof die onder uit de flash komt wordt verdeeld in de reflux en het uiteindelijke topproduct. De hoeveelheid warmte die nodig is voor de sidereboiler kan dus geregeld worden door de afstelling van de verdeler na de compressor.
Door
bijvoorbeeld
hoeveelheid
naar
de
een
luchtkoeler
onderste reboiler aan te passen.
19
te
grotere sturen.
of
kleinere
Of
door
de
De energiebalans
1.3.8
De energiebalans is uitgewerkt in de volgende Tabel. Hierbij dient echter wel te worden opgemerkt dat de energie van de voedingen eigenlijk de enthalpieën van de desbetreffende stromen zijn. In de energiebalans waar het uiteindelijk om de verschillen gaat
is het handhaven van deze
relatieve
waarden geoorloofd.
ingevoerde energie
uitgebrachte energie
MW
MW
compressor
3.5
topproduct
3.4
reboiler
3.5
bodemproduct
0.05
zij stroom
8.35
voeding A
1
B
9
C
6.5
Totaal
23.5
luchtkoeler
+ verliezen
11.7
Totaal
23.5
De verliezen lijken erg hoog. 20
HOOFDSTUK 2
2.1
SIMULATIE VAN DE BESTAANDE KOLOM MET CHEMCAD
Het doel van de simulatie
Het doel van de simulatie van de bestaande kolom is tweeledig. Ten eerste is het interessant te weten in hoeverre CHEMCAD in staat is een ingewikkelde destillatiekolom voor normaalbutaan en isobutaan met warmtekoppeling te simuleren. Bij het kiezen van de juiste thermodynamische opties wordt de kolom zo nauwkeurig mogelijk gesimuleerd. Ten tweede, als blijkt dat de simulatie redelijk klopt, dan is deze te gebruiken om veranderingen aan het systeem te bekijken. Het is dan bijvoorbeeld mogelijk om voor een gepakte kolom verschillende situaties door te rekenen en deze aan de hand van de resultaten te beoordelen.
2.2
Verschillen tussen werkelijkheid en simulatie
CHEMCAD berekent massa- en energiebalansen volgens een bepaald model. De oorzaak van de verschillen tussen werkelijkheid en simulatie zijn te verdelen in drie groepen. groep 1 groep 2 groep 3
2.2.1
stofgegevens thermodynamische modellen eigen aannames
stofgegevens
CHEMCAD bezit een uitgebreidde databank, waarin stofgegevens staan opgeslagen. De gegevens, die in deze lij st staan opgeslagen voorzien de thermodynamische modellen van de nOdige constanten. De stofconstanten zijn afkomstig van vele verschillende metingen, maar het is in te zien dat de constanten een
21
beperkte nauwkeurigheid hebben. In dezelfde databank heeft CHEMCAD ook relatie-coèfficienten opgeslagen, om de invloed van verschillende verschillende stoffen op elkaar aan te geven. Aangezien er zeer veel combinaties van mengsels zijn, is het te verwachten dat ook hier een kleine fout ontstaat.
Thermodynamische modellen
2.2.2
Het
berekenen
van
evenwichten,
op
destillatiekolom of in een flashvat , model,
waarin
evenwichtsconstanten
een
schotel
in
een
gebeurt volgens een een
belangrijke
rol
spelen. Het berekenen van deze constanten geschiedt volgens een
thermodynamisch
constantes.
Ieder
model
dat
uitgaat
thermodynamisch
van
model
bepaalde
heeft
zijn
afwijkingen ten opzichte van de werkelijkheid, die in zijn werkgebied het kleinst berekend is,
zijn.
Als het evenwicht evenwicht
is er een massabalans op te stellen en is,
volgens een ander thermodynamisch model de enthalpie van het mengsel te berekenen. uit het bovenstaande blijkt het belang van een keuze van een geschikt
thermodynamisch
model.
Volgens
Literatuur
(1)
voldoen de thermodynamische opties van Soave-Redlich-Kwong (S.R.K.) en Peng-Robinson (P.R.) voor koolwaterstofmengsels het best. Deze twee opties worden vergeleken voor een losse kolom.
2.2.3
Bij
Eigen aannames
het omzetten van een bestaand processchema naar een
simulatie-flowsheet, worden een aantal zaken verwaarloosd. Zo worden de warmteverliezen in de kolom, warmtewisselaars en de leidingennet niet meegenomen in de simulatie. Hoe groot deze warmteverliezen zijn
is moeilijk te
bekend dat de refluxleiding, loopt, niet geïsoleerd is.
22
zeggen,
wel
is
die langs de kolom om hoog
Uitgangssituatie kolom
Specif ica tie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding C condensor druk p over de kolom schotelefficiency
97 11 43 67 3.90 0.90 0.80
Topproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk (NJ/h) Enthalpie Dampfractie
kmol/h
kg/h
mol%
propaan i-butaan n-butaan
3.473 983.788 7.33
-
0.4 98.8 0.8
totaal
994.591
Reflux: op schotel massastroom kmol/h }:g /h dampfractie refluxverhouding
-
100
57841 1
195257 0.15 3.5
Zijproduct: van schotel Temperatuur (0 C) (bar) Dru}; Enthalpie (HJ/hl Dampfractie
83
-
-
1
kmol/h
kg/h
mol%
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
182.615 746.708 6.264 2.595 1. 818
-
-
19.4 79.4 0.7 0.3 0.2
totaal
940.0
-
100
kolom in. 85
Aftap zijreboiler
kolom uit 85
Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
0
1
massastroom kmol/h };g /h
-
-
Tabel 2.1
-
.
-
Specificatie van het bestaande circuit
2.3
opzet van de simulatie van de bestaande kolom
In hoofdstuk 1 is het bestaande systeem, de destillatiekolom en het warrntekoppelingsysteem behandeld. Deze situatie, die als gemiddelde voor de periode januari 1988
tót ~ oktober
1989
geldt, wordt als uitgangspunt voor de simulatie gekozen. In Tabel
2.1
staan
de
uitgangsgegevens
voor
de
simulatie
overzichtelijk bij elkaar. Aan het eind van deze paragraaf zal een zelfde soort tabel voor de resulten van de simulatie gemaakt worden. Bij de bespreking van de resultaten kunnen dan de twee tabellen, die van de bestaande en die van de gesimuleerde situatie, naast elkaar worden gelegd.
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (j.!J / h) Dampfracti e
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan totaal
80.0 4.80 115 0
rnol%
kmol/h
kg/h
-
-
-
0.6 2.764 6.627 0.418
-
5.8 26.6 63.6 4.0
10.409
-
100
Condensorvermogen
-
Inl Zijreboilerver~ogen
20.4
1'11,.1
Reboilerverrnogen 3.5
M1,.I
Tabel 2.1
Specificatie van het bestaande circuit
23
Voeding B
Voeding A
Specificatie
I
Voeding C
I
(0 C) Temperatuur (bar) Druk (HJ/h) Enthalpie Dampfractie
28.3 4.0 3516 0 Jonol/h
propaan i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
0.432 342.706 6.862
71.7 4.3 32379 1
kg/h 19.0 19918.1 398.8
-
-
-
mol%
l:mol/h
0.1 97.9 2.0
2.091 551.337 366.086 9.222 9.028 2.236 940.0
-
kg/tl
83.6 4.6 23537 1 ITlol%
kmol/h
92.2 32043.7 21276.8 665.3 651.3 161.3
0.2 58.7 38.9 1.0 1.0 0.2
0.95 272.36 381.69
54890.8
100
655.0
-
I
kg/h
mol%
41.9 15829.6 22183.8
0.1 41.6 58.3
-
-
-
-
-
~ .
totaal
350.0
20335.9 - - - - _ ._ - -
Tabel 2.1
100 -----
Specificatie van het bestaande circuit
,.
38055.3
100
I
Uitgangssituatie
Specificatie
zij circui t
Apparaten ~
Flashvat
druk = 3.4 bar
A
Verdeler
I
p=9.3 bar
Compressor
-
13-)14=
A
Ptl\= 1
-
wordt niet gebruikt
Zijreboiler
Tu lt=51°C
-
A-) p=
Luchtkoeler
Tult=
-
Pwer= 3.5 MW
-
13 -)15=
WarmteYTisselaar
Kleppen
MW
TdrlJv.= 6 °C
I
Q= 20.4 !1W 1
IB-) p= - IC-) p= 0
C
-
13-)16=
Tct,olJv . =
1
-
0
C
D-) p= 0
Q=
MW
1
Flashva t B Verdeler B Flashvat C
temperatuur: = A5.67 °C 25
-
26 =
1
25
-)
27 =
-
df
kmol/h
druk = - bar T
Stromen
-)
0
C
p bar
MJ/h
H
29.8
3.90
-
1
-
stroom 11
-
3.4
-
1
-
stroom 13
-
9.3
-
1
-
stroom 14
-
9.3
-
1
4057.5
stroom 15
-
-
-
1
0
stroom 16
-
9.3
-
1
-
stroom 18
57.4
9.3
-
-
4057.5
stroom 22
-
-
-
0
-
stroom 24
45.7
6.2
-
1
-
stroom 25
45.7
6.2
-
0
4363.8
stroom
30.4
3.9
-
0.15
stroom
6
1
3367
stroom 29
-
-
-
1
-
stroom 30
-
-
-
-
997.3
Tabel 2.1
Specificatie van het bestaande circuit
24
kolA
tpro
fd A fd 8 fd C
}----~L--__'I
kolB
b pro
tpra
~ fd B spro
fd C
~--~~~--,bpro
kole fd A
~
tpro
J]
étlllJ
~-,-I_ _ , fd C
sreb
ttl..!) :ol
r----~~--_.bpro
te on
tpro
fd A fd 8 fd C:>
& "F-----{---= }-------:5~--____.
Figuur 2.1
b pro
Opzet van de simulatie van de kolom
Het simuleren van een ingewikkeld flowsheet met CHEMCAD is . niet:- eenvoudig. CHEMCAD rekent, zoals vrijwel ieder simulatie programma, volgens een iteratief proces en gaat hierbij uit van bepaalde startwaarden. Als deze startwaarden niet bekend zijn,
kiest
eenvo~dig
CHEMCAD
zelf
zijn
uitgangswaarden.
Voor
een
probleem is dit niet zo erg, omdat na de eerste
berekening de gemaakte fout gemakkelijk gecorrigeerd kan worden. Na een aantal iteratiestappen is de juiste uitkomst berekend. Het wordt anders als de eerste aanname te ver van de oplossing ligt. CHEMCAD probeert dan de oplossing aan te passen, maar weet in feite niet welke kant hij opmoet, zodat de berekening vrijwel altijd divergeert. De berekening van het systeem dat bij ARCO staat vraagt om startwaarden die erg dichtbij de oplossing liggen.
Om tot die beginwaarden te
komen is het nodig het proces schema stap voor stap op te bouwen. De simulatie-opbouw van het bestaande flowsheet is verlopen in drie hoofdstappen. Iedere hoofdstap is weer onderverdeeld in
een
aantal
stappen.
Al
deze
stappen
zullen
worden
besproken en in overzichtelijke tabel worden gepresenteerd. Ook is er van iedere stap een tekening gemaakt, waarin voor ieder stroom de druk en de temperatuur is afgedrukt. Hoofdstappen in de simulatie I
simulatie van de losse destillatiekolom
II
simulatie van het zijcircuit
III simulatie van het totale systeem
Deze
hoofdstappen
zijn
weer
stappen.
25
onderverdeeld
in
kleinere
o
o
L0.. .0
LD..
-W
en
u
rex:
TI
TI
TI
r-f
4-
4-
4-
E 0
0 t:<::
N N
H
::l ::l
cr.
·rl
tI..
Hoofdstap I
2.4
simulatie van de destillatiekolom
De simulatie van de losse destillatiekolom is in vier stappen verlopen: A
Een kolom met drie voedingen, een topproduct en een bodemproduct.
B
Een kolom met drie voedingen, een topproduct,
C
een zijproduct en een bodemproduct. Een kolom met drie voedingen, een topproduct, een zijproduct, bodemproduct.
D
Een
kolom
met
een drie
zijreboiler voedingen,
en
een
een losse
condensor, een topproduct, een zijproduct, een zijreboiler en een bodemproduct. In
Figuur
2.1
staan
deze
vier
simulatiestappen
in
een
tekening. De uitgebreidde resultaten van de hieropvolgende simulaties staan in Bijlage 3. 2.4.1
stap A
(3 feeds-topproduct-bottomproduct)
In Figuur 2.2 staat het proces schema van stap A, in Tabel 2.2 de belangrij kste gegevens.
In hoofdstuk 1
is
naar voren
gekomen dat de kolom in feite is opgebouwd uit een iso- en normaalbutaan
scheiding
en
nog
een
kleine
kolom
om
de
pentanen af te scheiden. stap A is genomen om een indruk te krijgen van de heersende waarden bij
zo' n
scheiding.
De
schotel efficiency is bij deze simulatie 1 genomen, iets wat in stap C veranderd wordt. In deze versie is duidelijk te zien dat er een groot verschil bestaat tussen het vermogen van de reboiler en de condensor. Dit komt omdat de twee van de drie voedingen als damp de kolom binnen komen en het topen
bodemproduct
de
kolom
als
vloeistof
verlaten.
De
belangrijkste eis voor de kolom is in feite de zuiverheid van het topproduct, deze moet 98.8 % isobutaan bevatten, waarbij de concentratie normaalbutaan kleiner blijft dan 1%. uit de tabel is af te lezen dat de reflux tussen de 3 en 4 ligt.
26
Specificatie
Arcoka
Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding C condensor druk pover de kolom schotelefficiency
98 12 44 68 3.90 0.90 1
Topproduct: Temperatuur (0 Cl (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
28.6
3.90 11208 0
kmol/h
kg/h
molt
propaan i-butaan n-butaan
3.47 1104.14 9.94
153.1 64172.6 577.6
0.3 98.8 0.9
totaal
1117.55
64903.3
100
Reflux: op schotel massastroom }:mol/h kg/h dampfractie refluxverhouding
2 4272.0 248102 0 3.82
Zijproduct: van schotel Temperatuur (0 Cl Druk (bar l Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
-
-
kg/h
kmol/h -
molt -
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
-
-
-
-
totaal
-
-
-
Aftap zijreboiler Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (MJ/h) Dampfractie massastroom kmol/h kg/h
Tabel 2.2
-
-
-
kolom uit -
-
-
kolom in -
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Specificatie van kolom A
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (HJ /h) Dampfractie
48.0 4.80 10350 0
t
kmol/h
kg/h
mol%
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
62.26 744.70 9.22 9.03 2.24
3618.5 43282.0 655.3 651. 3 161. 3
7.5 90.0 1.1 1.1 0.3
totaal
827.45
48378.4
100
Condensorvermogen -28.83
11'i
Zijreboilervermogen
-
l1U
Reboilervermogen HW
Tabel 2.2
18.31
Specificatie van kolom A
27
o
o
c....
c....
0.
0. ..0
U)
en rl
o :::L.
a:l
en
U
"'0
TI
TI
4-
4-
4-
~
0
r-l
0
::.::
.. hl rï
H ;:l ;:l
Ol
• r-i
tx.
2.4.2
stap B (3 feeds, topproduct, sideproduct en bottomproduct)
stap B (Figuur 2.3 en Tabel 2.3) is genomen om te bekijken wat de aftap aan de zijkant van de kolom moest zijn om het gewenste bodemproduct te krijgen. uit de massabalans was op te maken hoe groot deze aftap moest zijn, waarbij er op gelet moest worden dat de zij stroom als voeding voor het isomerisatie proces dient. Het product hiervan wordt teruggevoerd als voeding B. Om echter het programma te laten t
convergeren was het nodig hier enkele tussen stappen te maken. Bijna alle normaalbutaan wordt aan de zijkant afgetapt. Deze kolom werkt, net zo als die in stap A bij een condensordruk van 3.9 bar en een drukverschil over de kolom van 0.9 bar.
28
Arcokb
Specificatie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding e condensor druk p over de kolom schotelefficiency
98 12 44 68 3.90 ~ 0.90 1
Topproduct: Temperatuur (0 e) (bar) Druk Enthalpie (MJ/h) Dampfractie
28.6 3.90 9866 0
kmol/h
kg/h
mol%
propaan i-butaan n-butaan
3.47 972.28 8.34
153.1 56508.6 484.5
0.4 98.8 0.8
totaal
984.09
57146.2
100
Reflux: op schotel massastroom kmol/h kg/h dampfractie refluz verhouding
2 3408.0 197903 0 3.46
Zijproduct: van schotel Temperatuur (oe) Druk (bar) Enthalpie (MJ/h) Dampfractie
84 45.4 4.67 29989 1
kmol/h
kg/h
mol%
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
194.11 741.38 1. 69 1.15 1. 67
11281.6 43088.9 122.1 82.7 120.9
20.6 78.9 0.2 0.1 0.2
totaal
940.0
54696.2
100
Aftap zijreboiler
kolom uit -
Temperatuur (oe) Druk (bar) Enthalpie (I1J/h) Dampfractie
-
massastroom kmol/h kg/h
-
Tabel 2.3
kolom in -
".
-
-
-
Specificatie van kolom B
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk (J1J fh) Enthalpie Dampfractie
73.5 4.80 340 0
kmolfh
kg/h
-
-
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan totaal
mol%
4.92 7.53 7.88 0.56
286.2 543.2 568.7 40.4
20.89
1438.6
23.6 36.0 37.7 2.7 100
Condensorvermogen -23.49
HW
Zijreboilervermogen
-
11',.1
Reboilervermogen 18.15
!-!W
Tabel 2.3
Specificatie van kolom B
29
o La.
o
o La.
LD. UJ
~
.0
.0 Q)
LU)
U rl
o .:Y.
U
E 0 r-i
,.....0...
«
DJ
U
c::l'
C\l
TI
TI
TI
'+-
4-
4-
i-l
::1
::1
Ol
·rl ~
stap C (3 feeds, topproduct, sideproduct,
2.4.3
sidereboiler, bottomproduct)
In deze stap wordt de losse kolom, zoals die bij Arco staat geprobeerd te simuleren. In Figuur 2.4 en Tabel 2.4 zijn de resultaten
af
te lezen.
Hierbij
valt
op dat de
schotel
eff iciency op 0.8 is gesteld. Deze efficiency heeft de opgegeven waarde van Arco. Hierbij moet er op gelet worden dat dit een totale efficiency is die in dit geval de zelfde waarde heeft als de schotelefficiency. Bij het simuleren van deze stap was het moeilijk de sidereboiler de functie van de reboiler over te laten nemen.
Om tot de,
in de simulatie
maximale waarde voor de aftap naar de sidereboiler te komen was het nodig de simulatie langzaam op te bouwen door steeds ~aar
50 tot 100 krool. meer af te tappen. CHEMCAD heeft voor
de berekening van "aen ingewikkelde kolom goede startwaarden nodig. Deze startwaarden kwamen voort uit de stappen A en B. Echter als een te grote hoeveelheid naar de sidereboiler werd afgetapt, was CHEMCAD niet in staat de berekening uit te voeren. De aftap is uiteindelijk op 3350 Kmol gekomen. Het overgedragen vermogen in de sidereboiler is op ongeveer 19 MW uitgekomen. Omdat stap C in feite mogelijk simulatie
een
aantal
moet
men
de bestaande kolom
zaken een
thermodynamische opties. Soave-Redlich-Kwong
en
te
keuze uit
de
de
gaan
is,
is
vergelijken.
maken
tussen
nu het Bij
een
aantal
literatuur bleek dat
Peng-Robinson
opties
de
de de
beste
resultaten zouden geven. De versies A tlm C zijn berekend met de SRK optie. In Bijlage 3 is te zien dat de PR optie kleine verschillen
heeft
ten
opzichte
van
de
SRK
optie.
Omdat
tijdens de simulatie van het zij circuit bleek dat de SRK optie beter voldeed, zijn de berekeningen verder uitgevoerd met de SRK optie. De voedingen van de destillatiekolom komen op een opgegeven schotel binnen. Uitgaande van stap C is nu na te gaan wat de invloed van een voedingsingangwissel is. De kolom bij Arco 30
Arcokc
Specificatie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding C condensor druk p over de kolom schotelefficiency
98 12 44 68 3.90 0.90 0.80
Topproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie ntJ/h) Dampfractie
28.6 3.90 10005 0 mol%
}~g/h
kmol/h propaan i-butaan n-butaan
3.47 985.95 8.50
153.1 57304.2 494.2
0.3 98.8 0.9
totaal
997.94
57951. 5
100
Reflux: op schotel massastroom kmol/h kg/h dampfractie refluxverhouding
2 3703.6 215072 0 3.71
Zijproduct: van schotel Temperatuur (oC) Druk (bar) Enthalpie (liJ /h)
84 45.8 4.67 30066 1
D~mpfractie
kmol/h
kg/h
mol%
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
181. 00 747.04 5.83 3.95 2.18
10519.6 43417.7 420.7 284.7 157.8
19.3 79.5 0.6 0.4 0.2
totaal
940.0
54800.5
100
Aftap zijreboiler
kolom uit 86
kolom in 86
Temperatuur (oC) Druk (bar) Entha~pie (HJ/h) Dampfractie
48.4 4.69 41895
52.0 4.69 110579
massastroom kmol/h kg/h
Tabel 2.4
o
1
3350 198749
3350 198749
Specificatie van kolom C
Bodem produ ct: Temp eratuu r (0 C) (bar) Druk Entha lpie (l1J/h) Damp fracti e
80.8 4.80 124 0
kmol/ h
-
mol%
kg/h
-
-
i-buta an n-but aan i-pen taan n-pen taa!1 neo-p entaa n
0.73 2.54 3.74 0.05
42.5 183.3 269.5 3.3
10.3 36.0 53.0 0.7
totaa l
7.06
498.6
100
Condensorvermogen
-25.1 5
~!W
Zijreb oilerv ermog en
19.08
:-nl Reboi lerver mogen
0.72
}!W
Tabe l 2.4
Spec ifica tie van kolom C
31
tcon 11
tpro dvdr
fd A fd· B
fd C
sprq I
1l= b==p==r==0
Figuur 2.5
Kolom D
~
heeft
de
mogelijkheid
de
twee
onderste
voedingen
te
verplaatsen. In Bijlage 3 is te zien dat de uitgangssituatie de
beste
resultaten
geeft,
hetgeen
te
zien
is
door
de
refluxverhoudingen te vergelijken. De berekende situatie in stap C zal dus als uitgangssituatie worden genomen voor de berekening van het totale circuit. 2.4.4
stap 0 (3 feeds, condensor, topproduct, sideproduct, sidereboiler, bottomproduct)
In Figuur 2.5 en Tabel 2.5 is te zien wat er bij
stap D
gebeurt. Om het kolomschema en het zijcircuit aan elkaar te koppelen is het nOdig de kolom te laten draaien met een losse condensor. CHEMCAD heeft in zijn programma voor de berekening van een destillatiekolom een condensor zitten die zelf zijn reflux
instelt.
Op
het
moment
dat
de
condensor
wordt
uitgeschakeld moet de refluxverhouding dus al bekend zijn, zodat een vast ingestelde verdeler en een losse condensor de functie van die ingebouwde condensor over kunnen nemen. stap D is genomen om deze situatie te simuleren. Een ander feit is dat in de reflux, die in de bestaande situatie uit het zijcircuit
komt,
een
hoeveelheid
damp
van
ongeveer
15%
voorkomt. Ook deze gegevens zijn verwerkt in stap D. In Tabel 2.5 valt op dat alle voedingsingangen één schotel naar boven zijn opgeschoven, dit komt vanwege het wegvallen van de condensor, die werd meegeteld als schotel. De reflux wordt logischer wijze op schotel 1 ingevoerd, waarbij te zien is dat de dampfractie 13 % is.
Die hoeveelheid damp komt
direct weer in het zij circuit terecht. Samenvattend kan gesteld worden dat stap D alleen gemaakt moest worden om tot een directe koppeling tussen kolom en zij circuit te komen.
32
Arcokd
Specificatie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding e condensor druk p over de kolom schotelefficiency
97 11
43 67 3.90 0.90 0.80
Topproduc.t: Temperatuur (0 e) (bar) Druk Enthalpie (NJ/h) Dampfractie
28.6 3.90 12240 0.12
kmol/h
kg/h
molt
propaan i-butaan n-butaan
3.47 986.76 8.58
153.1 57350.2 499.0
0.3 98.8 0.9
totaal
998.81
58002.3
100
Reflux: op schotel massastroom kmol/h kg/h darr.pfractie refluxverhouding
1
4188.8 243246 0.12 4.19
Zijproduct: van schotel Temperatuur (0 e) (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
83 45.9 4.67 30072 1
kmol/h
kg/h
mol%
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
180.20 747.36 6.12
10473.0 43436.6
4.11
296.4 159.5
19.2 79.5 0.7 0.4 0.2
totaal
940.0
441. 8
2.21
Aftap zijreboiler
kolom uit 85
Temperatuur (oe) Druk (bar) Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
48.5 4.69 41928
massastroom kmol/h kg/h
Tabel 2.5
100
54807.3
kolom in 85 52.0 4.69
o
110613 1
3350 198879
3350 198879
Specificatie van kolom D
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (!1J/h) Dampfractie
84.0 4.80 115 0
kmol/h
-
kg/h
mol%
-
-
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
0.31 2.29 3.74 0.02
17.8 165.0 269.5 1.6
4.8 36.1 58.8 0.3
totaal
6.35
453.9
100
Condensorvermogen -24.53
11W
Zijreboilervermogen
Ww
19.08
Reboilervermogen 0.73
HW
Tabel 2.5
Specificatie van kolom D
33
rr:n
:>
.:CD ===:;>
01
f2l
[iJl
~
tt5
.:CD
====;)
,. >
>
fo'ig".lur 2.6
Opzet van de simulatie van het zij circuit
18
Figuur 2.7
Zijcircuit E
20
Hoofdstap II
2.5
simulatie van zij circuit
Het berekenen van het zijcircuit, de warrntekoppeling, is net zoals de kolom verlopen in een aantal stappen: A
Flashvat en compressor
B
Flashvat, compressor en warmtewisselaar
C
Flashv~t,
compressor, warmtewisselaar,
flashvat, luchtkoeler en verdeler
o
Flashvat, compressor, warmtewisselaar, kleppen, flashvat, verdeler en flashvat
E
Flashvat, compressor, zijreboiler, kleppen, flashvat, verdeler,en flashvat
In Figuur 2.6 is te zien hoe de opbouw van de schema's is verlópen. De behandeling van de schema's zal vrijwel beperkt blijven tot de E versie.
In Figuur 2.7 en Tabel 2.6 is te
zien wat de resultaten van de E versie zijn. Bij
het draaien van de A versie bleek de compressor een
kritiek punt. Bij een ingangsdruk hoger dan 3 bar ontstonden er druppeltjes in de compressor, waar hij niet tegen kan. Het flashvat A werd dus op 3 bar ingesteld. Bij het gebruik van de Peng-Robinson therrno-optie ontstond er bij deze druk nog steeds
vloeistof
in
de
compressor.
Dit
feit
is
de
belangrijkste reden voor de keuze van de Soave-Redlich-Kwong thermo-optie. In
de
tabel
zijc~rcuit
is
te
zien
op welke
manier
geprobeerd
het
zo goed mogelijk te laten lijken op het werkelijke
circuit. De geplaatste apparaten hebben een aanduiding, die voor de duidelijkheid alleen in het uiteindelijke schema zijn benoemd, wij zigen.
omdat anders de apparaten nummers steeds CHEMCAD benoemd zelf de
zouden
stromen en drukt deze
stroomnummers af in de plot. Let dus bij het bekijken van de tabellen en van de figuren op de stroomnummers. Deze zijn voor de drie schema's, de losse kolom, het zijcircuit en het totale systeem verschillend. De apparaat benummering is in het totaal schema te vinden die hierna wordt behandeld. 34
Arcoze
Specificatie Apparaten ,
Flashvat A
druk = 3 bar
Compressor
p=8.3 bar I
Verdeler A
5-)6 = 0.70 I 5-)7 = 0.25
Warmtewisselaar
1070rd t niet gebruikt
Zijreboiler
Tu lt=53 oe
Kleppen
Ptb=3.57 HW
1 Tdrljv . =28 oei Q=-9.44 HW
Tu 1 t =44 oe
Flashvat B
temperatuur = 45.67 oe
Flashvat e Stromen
5-)8 = 0.05
Tdrljv.= 4 °C I Q= 19.2 HW I A-) p=-o.OlIB-) P=6.2Ie-> p=3.9 D-) p=6.1
Luchtkoeler
Verdeler B
Pwer=4.47 HW
17 -) 18 = 0.806
I 17 -) 19 = 0.194
druk = 6 bar Toe
p bar
H
MJ/h
df
kmol/h
stroom
1
28.8
3.90
151893
1
5187.4
stroom
3
28.6
3.0
161080
1
5471.4
stroom
5
65.3
8.3
177390
1
5471.4
stroom
6
65.3
8.3
124173
1
3830.0
stroom
7
65.3
8.3
44347
1
1367.9
stroom
8
65.3
8.3
8870
1
273.6
stroom 10
57.0
8.3
55101
0
3830
stroom 14
44.0
6.2
21271
0
1724.2
stroom 16
45.7
6.2
10905
1
356.4
stroom 17
45.7
6.2
65467
0
5198
stroom 20
28.6
3.9
52766
0.13
4189
stroom 22
44.4
6.0
318
1
10
stroom 23
44.5
6.0
12383
0
998
Tabel 2.6
Specificatie van het zij circuit 35
Er
zijn
drie
drukken
gebieden
heersen.
Deze
aan
te
geven,
drukgebieden
waar verschillende
zijn
gescheiden
door
kleppen en natuurlijk de compressor. Het eerste gebied ligt bij de in- en uitgang van het zij circuit, de druk ligt daar tussen de 3 en 3.9 bar. Na de compressor is de druk 8.3 bar, zodat er een drijvend-temperatuursverschil tussen afgevend en opnemend medium ontstaat. De druk rondom de luchtkoeler ligt op 6.2 bar. Na verdeler B, waarmee de refluxverhouding wordt ingesteld wordt de druk van de reflux teruggebracht naar 3.9 bar.
In werkelijkheid gebeurt dit ook,
re flux door middel van de aanwezige damp 60 m.
omdat de
naar boven
wordt getransporteerd, zodat er geen pomp aan te pas hoeft te komen. De warmtewisselaar voor de zijreboiler heeft in het schema geen functie,
deze is gebruikt bij
de afstelling van het
zijcircuit op de losse kolom, zodat die twee gekoppeld konden worden.
De klep na de zijreboiler heeft in het simulatie-
schema geen functie,
maar is geplaatst omdat er in werke-
lijkheid ook een regelklep is. Bij het draaien van het zijcircuit kwam naar voren dat de hoeveelheid damp in de reflux zo'n 13 % was, zodat de kolom hierop is afgesteld. Het zij circuit is daarna afgesteld op de losse kolom, waarbij is uitgegaan van stroom 6 uit stap D van de
lo~se
kolom, als voeding. Bij het afstellen van het
zij circuit moest op twee punten worden gelet: - de hoeveelheid overgedragen warmte in de zijreboiler - de hoeveelheid, de dampfractie van de reflux Deze afstelling moest erg nauwkeurig gebeuren, om te zorgen dat bij
het
koppel~n
er geen grote veranderingen
zouden
plaatsvinden. CHEMCAD zou bij deze veranderingen de stromen te veel moeten aanpassen, waardoor bijvoorbeeld de re flux zou moeten veranderen, hetgeen door de vaste verdeler instelling niet zou kunnen. De berekening was in dat geval gedivergeerd
36
#9
#1
#2
fd A
#16
fd 8 fd C
#8
bpro
Lijst #1 tr}
.t ~
tl3 /14
#5 ijS
1/7 #:3
pS!
Vd. n
c3ppêlrêlten
Destillatiekolom Mixer A Flash A Compressor Verdeler A vla rm tel·} i sse I a a r
Zijreboiler Klep A Klep 8
Fi g uur 2.8
8
#10 #11
r··l i ;-:er 8 Luchtkoeler
#12
l-l i ):
#13 #14
Flê.sh B Verdeler 8
tll'::· #16 #17
Klep IJ Flêlsh C
lIet totale circuit
""r
C:
Vlep C
#15
#17
en dus mislukt. Op het. moment dat de instelling voldoende nauwkeurig was kon de koppeling tot stand worden gebracht.
simulatie van het totale systeem
Hoofdstap III
2.6
In Figuur 2.8
en in Tabel 2. 7
zij n de resul ta ten van de
simulatie van het totale systeem afgedrukt. Let hierbij goed op de
stroomnummers ,
die afwij ken van die van het
losse
2.9 tlm 2.11 staat het kolomprofiel
in de
zij circuit. In de
Figuren
eindsituatie afgebeeld.
De koppeling van de losse kolom en
het zij circuit brengt niet zulke grote veranderingen met zich mee,
hetgeen
logisch
is.
Toch
had
de
computer
er
veel
rekentijd voor nodig, omdat iedere kleine verandering in het totale
systeem
terugkoppelingen
moest was
worden dit
nagerekend.
vrijwel
Door
onmogelijk.
de Maar
vele een
combinatie van, de juiste afstelling van de losse kolom en het losse zijcircuit, en het verkleinen van de nauwkeurigheid maakte de koppeling mogelijk. De nauwkeurigheid van de losse kolom en die van het losse zijcircuit ligt op + 1%, die van het totale systeem op
±
2 %. In Tabel 2.8 is de energiebalans
van het gesimuleerde systeem opgesteld. De resultaten van de simulatie zullen nu worden vergeleken met die van de uitgangssituatie.
37
Arcot kolom
Specificatie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding C condensor druk p over de kolom schotelefficiency
97 11 43 67 3.90 0.90 0.80
Topproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
44.5 6.0 12399.8 0
propaan i-butaan n-butaan
3.47 986.51 9.30
153.1 57335.7 540.7
0.3 98.8 0.9
totaal
999.28
58029.6
100
Reflux: op schotel massJ.stroom }:mol/h );g/h darr.pfractie re f 1 u:~verhouding
1 4249.0 246743 0.13 4.25
Zijp!:oduct: van schotel Ter..pera tuur (0 cl (bar) Dru}: Enthalpie (HJ/h) Dampfractie I
83 46.0 4.67 30089 · 1 l~mol/h
I
kg/h
mol%
i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
179.54 746.06 7.01 5.16 2.22
10435.0 43361.1 505.6 372.6 160.4
19.1 79.5 0.7 0.5 0.2
totaal
940.0
54807.3
100
Aftap zij reboiler
kolom uit 85
kolom in 85
Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (HJ /h) Dampfractie
49.0 4.69 42166
53.5 4.69 111432
massastroom
k~~l/h
}:g/h
Tabel 2.7
mol%
kg/h
kmol/h
o 3350 199862
.,
1
3350 199862
Specificatie van .het totale gesimuleerde circuit
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
83.8 4.80 98.5 0
kmol/h
kg/h
-
mol% -
-
i-butaan n-butaan i-pent aa n n-pentaan neo-pe"taan
0.26 1. 95 3.20 0.02
15.1 141.0 230.7 1.4
4.8 35.9 58.9 0.4
totaal
5.43
388.3
100
Condensorvermogen
-
~,!1;'
Zijreboilerver~ogen
19.24
:'!~{
Reboilervermogen
I Tabel 2.7
:w
0.45
Specificatie van het totale gesimuleerde circuit
38
Arcot zij circui t
Specifica tie Apparaten druk = 3 bar
Compressor
p=8.3 bar 1 Pa =3.61 MW
Verdeler A V. arrr.t el?i s s e 1 aar
I
t
Flashvat A
Zij reboiler Kleppen
Il"Ord t niet gebruikt Tdrljv.= 4 °C Q= 19.2 Hl-! 1 1 A-) P=-O.OlI B-) P=6.2I e -) P=3.9I n-) p=6.1 Tult=53°C
Flashvat B
temperatuur = 45.67°C 25
-)
0
I
e 1 Tdrlj\'.=28 oe
Tu 1 t =44
Fl.:.sh'lat e
13-)16= 0.05
. 13-)14= 0.70 113-)15= 0.25
Luchtkoeler
Ver::leler B
Pwer=4.52 MW
26 = 0.808
1 25
-)
Q=-9.72 MJ.l
27 = 0.192
druk = 6 bar Toe
p bar
6
28.8
3.90
I
stroom 11
28.6
!
s:room 13
I
df
J:mol/h
153670
1
5248.0
3.0
162960
1
5535.2
65.3
3.3
179459
1
5535.2
stroom 14
65.3
8.3
125621
1
3874.6
stroOI!! 15
65.3
8.3
44865
1
1383.8
st::oom 16
65.3
8.3
8973
1
276.8
stroom 18
57.6
8.3
56356
0.02
3874.8
Ii
stroom
w ..
')')
44.0
6.2
21933
0
1778.0
I
stroom 24
45.7
6.2
12057
1
394.0
stroom 25
45.7
6.2
66232
0
5259
stroom
1
28.7
3.9
53515
0.13
4249
stroom 29
44.5
6.0
317
1
10
stroom 30
44.5
6.0
12399
0
999
Stro!:'.E:11 ~troo!:\
H
NJ/h
1
[
I
I
Tabel 2.7
Specificatie van het totale gesimuleerde circuit
---
--
bar
4.9
I
~----------------------------------------~====================~85 Celsius
4.7
75
4.5
65
4.3 55 4.1 w
45
3.9
~
35
3.7 3.5
25 1
5
9
13
17
21
25
29
33
37
41
45
49
53
57
61
65
69
73
77
81
Schotelnummer II'I#JI Figuur 2.9
Temperatuur- en drukverloop in kolom
de gesimuleerde
Temperatuur
j;' .i.,<j Druk
85
89
93
97
x 1,000 kmol/h
x 1,000 kmol/h i 6
61
15
5 I
II II·!!I r' j I Ir rI,' 1 nI 3 fl~- :- : ~ Ll ' " ;, I I r ~ "~ - I- I ,~ IJ~ 1- r ~ i"I ~
4
11- - -
1I
' 1
I'
~I"i I I 1 f'
: I' , ! 1 j 1 1I j ! I 1
;i I'
! ~
Iti'r
1
- '
.
i,
i
1,
i -
~ L ~ L ~ - 'f L i ~ j , ! j :; I ' I; 1: !! ;I , I 11' II " !!
2 liL
i-
I I
J
1
I ,
1
§
'I
'I ,
9
13
17
21
1
I
25
',
H
,.
,.. ; I: 1:.' : 11I ;
!
29
33
,;
.. ·;1
L
,',
'li i ! .
.~
f ~
rI i
11
[~ ;,! I'
.. • !...
!
I
r
. , ,
f
I ;~
II
c'
;I
I
,ii ,!i
I
I I
I
I1 i I1
:1'
I
,.' I li I ! '~' 11, "
J
~ P ~ I'· t 1:' I I I
l'o fr rrrL "' flllj r ft r~I f liL I
11 ' 1- L
1I1
i
I j I I! - L r: :
;- i;
-I Ir
I
,
,
37
41
i1;111 , 45
49
I I;
,
..:[ Irlf
..
fl;' , . t , 53
'
: ,I
,
: : 1
! ,I1
57
61
nI i I
l
Ir .I
,r
!
!
I
,
G5
, 69
;-
!
I
Figuur 2.10
Massastromen in de kolom
Damp
I
rt--------i! : f--------il 1
!; :!
73 ,77
Schoteln Ulnmer
llmI
4
k~J~"ia Vloeistof
I
81
x 1,000 MJ/h
x 1,000 MJ/h150
150
': 1 11 ! I iI1! I IIII i
1
1I 100
50
,
,I! Il:
ii
ijll 1
"'o"
j '
I
1
I
",rif 111 I
'
!I ;
I
I ,i :.
' :
I'
I
• ,
"
1 ~
J
;
;
,
j
9
13
[111 r . I,Ir I I t
I... I
l
I
r
j.. ••
i
! :
,
;
!;
I
I
21
25
r
I! I I1 I ,
l.JLlL 1 29
1
33
.
111'· 1
' "1'
:
, 1
, 37
,j I
41
,
45
I
t.
!
I
f I
~
i
'i
.... .....~ 30
!ti
I
... "
- -j
20
I.
-1 10
I , I' 11;1: li :
I1
.
I
,
,
,
I
49
53
57
BmI Enthalpieën in de kolom.
+HI~I · ...
;
,
,
61
65
69
, 73
, 77
Schoteln ummer
Figuur 2.11
" -140
I~ I Lil.
I ij
j
i
s _
i
"
q
I
.I ;I
I I 17
1
I
11
1111
. I I I !; ' ! ;: ,. 'j I ! i i
:
!
j
I
5
1~, i i. !I
'11111,
I
['
.. ;: ., .
I
1
~ ! Ii i 1I
I~ I j :- r
Ii I I I. Ili I . O lil I .
i
I
11
Damp
lIi~"fJ Vloeistof
I
81
1" "'''f,.!O''~I!JjÈ,'
85
89
93
97
0
~
ingevoerde energie
uitgebrachte energie
MW
MW
compressor
4.5
topprodukt
3.4
reboiler
0.5
bodemprodukt
0.05
zijstroom
8.35
luchtkoeler + verliezen
9.7
voeding A
1
B
9
C
6.5
Totaal
21.5
Tabel 2.8
Ene~giebalans
Totaal
21. 5
van het totale gesimuleerde circuit
2.7
vergelijking van de simulatieresultaten werkelijke kolom en warmtepompsysteem
met
de
Allereerst zullen de verschillende apparaten aan de hand van Figuur 2.8 en Tabel 2.9 met elkaar vergeleken worden en de belangrijkste aanwezige verschillen besproken. Het warmtepompsysteem: Flash, nr3 : De uitgaande druk hiervan is 3 bar. Indien deze hoger wordt genomen vormt zich vloeistof in de compressor. Indien deze lager wordt genomen wordt de drukverhouding over de compressor te groot. In feite wordt de damp in de flash een stukje oververhit.
Bij ARCO is de ingangsdruk van de
compressor 3.4 bar. Compressor, nr4 : Hiervan is de uitgaande druk 8.3 bar. Wij hebben voor deze druk gekozen omdat onze aanzuigdruk 3.0 bar lager is dan die van ARCO. En aangezien de temperaturen waar wij mee werken met de simulatie
iets lager zijn dan die van
ARCO, mag de uitgaande temperatuur van de compressor (direkt samenhangend met de uitgaande druk) ook lager zijn. Een druk van 8.3 bar overeenkomend met een temperatuur van ca.65 °C zorgt voor een groot genoeg drijvend temperatuurverschil bij de HXER.
Voor de
adiabatische efficiëncy hebben wij
0.8
genomen. De door de compressor afgegeven arbeid komt hierdoor op circa 4.5 MW. Dvdr, nr 5 : Ongeveer 5% van de uitgaande compressorstroom wordt teruggestuurd naar de flash,
nr3. Dit om dampstroom
voor deze flash te oververhitten. Gegevens over deze stroom van ARCO . zijn niet bekend. gasstroom
nauwkeurig
te
Ook omdat het moeilijk is een
meten.
Verder
gaat
70%
van
de
uitgaande compressorstroom naar de sidereboiler. De andere 25% gaan naar de luchtkoeler. Dit verlies van circa 10 MW is enorm groot, echter vergelijkbaar met dat van ARCO.
41
Uitgangssitu.ltie kolom
Spe<:ific.ltie Kolom : a3ntal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voedinq C condensor druk p over de I:olom schote lef f ic iencï
,\rcot
97 11 43 67 3.90 0.90 0 . 80
Topprcduct: Temperatuur (0 Cl Drllr. (bar) . Enthalpie (lIJ/h) D2.npfractie
97 11
43 61 3.90 0.90 0.80
-
41.5 6.0 12399.8 0
kmol/h
propaèn i-butaèn n-butaan
983.188
totaal
994.591
}:q/h
mol%
r.mol/h
-
0.4 98.8 0.8
3.47 986.51 9.30
153.1 57335.7 540.7
0.3 98.8 0.9
100
999.28
58029.6
100
3 .47 )
-
7.33
57841
?eflu:·:: op sch ote l
-
knol/h ):g /h
1?5257 0.15 3.5
è.J.mptr.!ctic
reflux7 crhoudino
r.g/h
mol%
1 4249.0 246743 0.13 4.25
1
~assèstroon
.. 010~
Zijproduct:
I
OOi'"
!:c nc tcl
I:rul:
-
-
(bar) (!IJ /h)
~nthi\lpic
1
D.::!r.:pfr:!.ctie ):~ol/h
t J.':':1
1-~'2'ntJ1n
!1-
r C:1 t ~ ."'::1
-
. ~, ():;
-
l.n 3
-
-
100
-
-
9iO.0
kolom lilt
-
o r.mol/h r.o/h,
~l~s~stroon
,
9':'~Q~;!'C":h!ct
r.n;ol/h
!:g/h
no1\
179.54 7·16.06 7.01 5.1&
10135.0 133G1.1 505.6 372.6 160 . .:
1IJ.1 79.5 0.7 0.5 0.2
9·10.0
5'1307 . 3
100
2.~2
I:olom in 85 I:ol om uit
85
Tempc:ratuur (OC) Drul: (bJr) ::!lthalpll~ (l!J/h) DJr.:pfr~ctie
--19.1 79.1 0 .7 0.3 0.2
~
tct:1~l
r.:ol\
kq/!:
132 . 615 7iS . 70 3 5.2G1
i- bll tJJO ! : - bI!
83 ·16.0 4 . 67 30089 1
83 (n r:)
Tc ;~ pe~'atuur
,
1:01 O: ~
49.0 4 . 69 ·12166 0
1
-
~5
ln 85
53.5 4.69 111 ,13 2 1
3350 199862
-
3350 199352
,
:
Tc:npcratuur (oC) Dr\!!: (!lar) ~ p.thllpie (!:J/h)
30.0 4.80 115 0
Dampfracti~
i-buta an n-buta.ln i-pentaan n-pentaan neo-pe!ltaan totaal
no1\
0.6 2.764 6.627 0.418
-
5 .8 26.6 63.6 4.0
0.26 1. 95 3.20 0.02
15.1 141. 0 230.7 1.4
4.8 35.9 58.9 0.4
10.409
-
100
5.43
388.3
100
-
kmol/h
kg/h
-
mol'
-
-
'.
Ccndcnsorvermoqen
-
1:\1
83.8 4.30 98.5 0
}:g/h
knol/h
-
Zijr 0 beilcr~crmoqen
20 . 4
1:>/
19.24
. ----------------~------------------~--------------------~ ~~b .• l· lcr ~ ~i r ~n(I Cn
I T~bel
2.9
...,.
..
_
.....
3.5
.
0.45
Vergelijl:ing van de bestaande si tU3.tie !'!let het cr2 s i:::'.llGerd·::; sys tee!::.
Valv,
nr9 : Deze geeft een drukverlaging van 8.3 naar 6.2
bar. Dit om voor een zelfde druk in het luchtkoelercircuit te zorgen. Deze valves werken zonder verlies. Ook bij ARCO is deze druk ca. 6.2 bar. Hxer, nr6 : Deze zorgt voor de feitelijke energie-overdracht naar de sidereboiler van de kolom. Hierbij treedt practisch geen verlies op. De afgevoerde warmte wordt bepaald door de hoeveelheid vloeistof die door de sidereboiler wordt afgetapt uit de kolom. Ongeveer 20 MW. Dit is vergelijkbaar met dat van ARCO. In deze hxer wordt praktisch alle damp die hierdoor heengaat omgezet in vloeistof. Valv, nr8 : Deze werkt niet. Mrnix, nr12 : Deze mixer telt beide enthalpieen op. Hierdoor hoeft
stroom
22
niet
rechtstreeks
in
het
flashvat.
In
werkelijkheid gaat deze stroom rechtstreeks het flashvat in. Aangezien in Chemcad een flash maar 1 ingang heeft wordt dit opgelost door deze mixer te plaatsen. Flash, bij
nr13 : Deze staat op 45.67 °C. Dit is hetzelfde als
ARCO.
De
reden
hiervoor
heeft
te
maken
met
de
drukverlaging van 9 naar 6 bar. Dit zoals al eerder gezegd om het percentage damp van de reflux te regelen. De damp uit deze
flash gaat
hoeveelheid
namelijk naar de
damp ' die
gecondenseerd,
verliest
'hier warmte
de en
luchtkoeler. flash bepaald
Kortom de
verlaat dus
wordt
mede
de
toestand van de reflux. Hxer, nr11 : Dit is de feitelijke luchtkoeler. Deze verwerkt aardig wat energie. Zo een 10 MW. Het enige dat we hiervan van ARCO weten is dat deze weinig doet. In deze 10 MW zijn echter ook de verliezen van de gehele kolom verzameld. Valv, nr15: Deze doet niets.
42
Specif icatie
Arcot zijcirc ui t
zijcirc uit .
Uitgan gssitua tie
lIpparat~n
dru~
eo~pr(:$sor
p=9.3 bar
Verd~ler
1\
drul: = 3 bar
= 3.4 bar
Flash'Ja t A
p, ~=
-
-
1)-)14=
lIordt niet gebruik t
Zijreb oiler
Tult=51 oe
-
A-> p=
-
I
Tu I' =
Flash 'la t B
te~~eratuur
25 - > 26 =
FllShvJ t e
druk = - bar
6
3.5 MI'
=
stroc:n 11
-
stroo!!\ 15
~
oe
-
0
Q=
1' U I,=53 oe
1
TdriJv. = 4 oe 1 Q= 19.2 HII
A-) P=-O.O II B-> p=6.2I e -> P=3.9I D-> p=6.1 Hl./
TUl,=44 oei
TdrlJv . =28 oe
1
Q=-9.72 !!'tI
1
tenpera tuur = 45 . 67 oe
= 45.67 oe 25 -> 27 =
-
25
-)
26 = 0.803
1
25
-)
27 = 0.192
1
drur. = 6 bar df
r.!:Iol/h
153670
1
52·18.0
3.0
162960
1
553S.2
65.3
8.3
179159
1
5535.2
65.3
8.3
125621
1,
387 ·1.6
0
65.3
8.3
·J.l865
1
1323.8
1
-
65.3
8.3
8973
1
~IG.8
-
-
1057.5
57.6
8.3
56356
0.02
3S701.8
1
-
28.8
3.90
-
1
-
28.6
9.3
-
1
-
9.3
-
1
4057.5
-
-
1
-
9.3
3.90
-
-
~!H
p bar
29.8
st:-cc:n 13
Q= 20.4
T oe
p blr
-
I
p= - le-> p= - ID-> p=
-
1)-)16= 0.05
13->15= 0.25
1)->14= 0.70
l:mol/h
Toe
stroC':n 11
-
·P~cr=~.52 11\1
p=8.3 bar 1 P'h=3.6 1 Mil
Hordt niet gebruik t
TdrIJv. =
oei
Verdel er 6
strcC'!!\
I'
1)->16=
TdrIJv . = 6 oe
16 ->
Luchtx oeler
Stro~en
-
1)-)15=
\I art!! t ewi 5 5 e laa r
Kleppen
P~"Q
I-!\I
1
-
I 3.4
I
df
I!J/h
H
1-
11
I!J/h
1
~
9.3
-
-
0
-
44.0
6. 2
21933
0
1718 . 0
stroo!!\ 24
45.7
6.2
-
1
-
45.7
6.2
12057
1
394. 0
stroom 25
45.7
6.2
-
0
4363.8
45.7
6.2
66232
0
5259
stroC'r.I .1
. 30. ~
3. 9
-
0.15
3367
23.7
3.9
53515
0 . 13
4219
ztr:)o:':l
16
strocn 13 stroo:n 22
-
I
stroo:n 29
-
-
-.
1
-
44.5
6.0
317
1
!;trcom 30
-
-
-
-
997.3
44 . 5
6.0
12399
0
Tabe l 2.9·
Verg elijk ing van de besta ande sicu atie .met het gesi~uleerde syste em.
I
10 999
Flash, nr17 : De laatste flash. Deze kan er eventueel voor zorgen dat indien er niet genoeg damp bij de compressor is er extra damp wordt toegevoerd. Valv, nr15 : Deze verlaagt zonder verliezen de druk naar 3.9 bar. De kolom Het aantal schotels is vastgesteld op 96 , hierbij komen mog de condensor en reboiler. Hetzelfde als door ARea opgegeven. Feeds, deze kunnen van schotel variëren in werkelijkheid. Bij de simulatie hebben wij echter maar met 1 situatie te maken. Wij hebben dus geen fluctuaties in de ingangsstromen. Voor deze situatie hebben we de meest ideale afstelling uitgekozen, binnen de werkelijk mogelijke afstellingen, en deze gedurende de simulatie gehandhaafd. De reboiler doet bij de simulatie slechts voor een halve Megawatt mee. Dit in tegenstelling tot ARca waar de reboiler 3.5 toevoegt. De zij-stroom aftap is dezelfde als bij Krool/hr.
ARca en bedraagt 940
De aftap van de sidereboiler, 3350 Kmol/hr, is bepaald aan de hand van de hoeveelheid bodemprodukt. Deze hoeveelheid is namelijk vooral afhankelijk van de aftap in de kolom voor de sidereboiler en als enige bekend. De hoeveelheid die bij de sidereboiler wordt afgetapt is niet bekend. De drukval over de kolom is net zoals bij
ARea 0.9 bar.
De efficiency op de schotel is 0.8 genomen. over ongeveer 0.8.
43
ARea had het ook
Het topprodukt is even groot als bij ARCO. De refluxverhouding bedraagt 4.2. 3.5.
2.8
In werkelijkheid is dit
Conclusies
Ten eerste kan worden opgemerkt dat de energiebalans van de werkelijke kolom er nogal vreemd uitziet. Volgens ARCO doet de luchtkoeler bijna niets, wat dus zou betekenen dat de verliezen in de kolom rond de 10 MW bedragen. Voor een geïsoleerde kolom en een warmtepompsysteem, wat er is om de verliezen zo klein mogelijk te maken, klinkt dit nogal ongeloofwaardig. We gaan er dan min of meer van uit dat de gegevens die van ARCO verkregen zijn niet helemaal juist zijn. Als je dan kijkt waar de energie uit de kolom vandaan komt, komen voor een grotere fout alleen de voedingen en uitgaande stromen hiervoor in aanmerking en dan met name de twee onderste voedingen die volgens ARCO geheel uitdamp zouden bestaan. Wat bijvoorbeeld anders zou kunnen zijn is de toestand van de onderste voeding. Deze zou uitdamp bestaan en 83°C bedragen. Indien deze echter vloeistof zou zijn, zou dat zo een 4 MW minder kunnen zijn op de invoerkant van de energiebalans. Dan wordt het energieplaatje van ARCO al aannemelijker. Ook de middelste voeding heeft nogal wat energie. Verder is de hoeveelheid energie van deze voedingen, ui tgegaan van de gegevens van ARCO, bepaald door CHEMCAD. Het is echter niet aannemelijk dat deze grote fouten heeft gemaakt aangezien de temperaturen en drukken ver onder de kritische waarden van de samenstelling van deze voeding liggen. Het is echter wel zo dat verliezen die in werkelijkheid in de kolom optreden bij de simulatie niet optreden. Het verlies van warmte wordt bij de simulatie geheel opgevangen door luchtkoeler.
44
Voor de vergelijking van waarden maken deze hoge verliezen niet uit aangezien de voedingen in de simulatie dezelfde zijn als
in
'werkelijkheid'.
Er
zal
alleen
zoals
eerder
is
gebleken ook hierbij een groot verlies optreden. ~
De refluxverhouding bedraagt bij de simulatie 4.2 en bij ARCO 3.5.
Een
oorzaak van
de
simulatie kan zijn dat de
hogere
refluxverhouding
schoteleff~ciëncy
van
de
in werkelijkheid
hoger is dan de 0.8 die wij hebben aangenomen. Of het kan zijn dat de refluxverhouding die door ARCO is opgegeven niet helemaal juist is, doordat er namelijk damp in de reflux zit kan het bepalen van de massastroom nogal moeilijk zijn. Door deze verschillen valt van het wat grotere afgegeven vermogen van de compressor weinig te zeggen. Wat verder opvalt is dat bij de simulatie de reboiler maar 0.5 MW hoeft te leveren. Een oorzaak hievan kan zijn dat de sidereboiler teveel doet en daardoor te weinig vloeistof voor het onderste deel van de kolom overlaat. De massastroom klopt echter redelijk. Dit zijn de belangrijkste verschillen die bij de simulatie zijn opgetreden. De overige resultaten komen redelijk overeen met de werkelijkheid.
45
Figuur 3.1
Voorbeeld van een gestructureerde pakking
HET PAKKEN VAN DE KOLOM
HOOFDSTUK 3
3.1
Inleiding
Gepakte kolommen worden toegepast bij absorptie,
stripping
en destillatie. Het contact tussen vloeistof en damp, nodig voor
de
stofuitwisseling ,
vindt
continue plaats
en
niet
trapsgewijs, zoals bij een schotelkolom. Het contactoppervlak van een gepakte kolom is groter dan dat van een schotelkolom, de vloeistof hold-up lager. Een goede werking van de gepakte kolom
is
verdeling.
sterk In
afhankelijk
Figuur
3.1
van
ziet
u
de een
vloeistof-
en
gas
voorbeeld
van
een
gestructureerde pakking. De twee grote voordelen van een gepakte kolom ten opzichte van een schotelkolom zijn: - Een lagere drukval per HETP (daarom goed toepasbaar bij vacuüm destillatie) . -
Een lagere HETP (meer theoretische schotels bij gelijke hoogte) .
De verwachting is dan ook dat ten gevolge van het pakken van de kolom de energie-kosten zullen verminderen en de refluxverhouding
door
kleiner wordt.
het
groter
aantal
theoretische
schotels
Derhalve worden twee mogelijkheden van de
ompakking bekeken, n.l.: 1) Refluxverlaging gepaard met lagere energiekosten (Repack 1) 2) Capaciteitsvergroting bij gelijke reflux (Repack 2)
3.2
Keuze van de pakking
De firma SULZER loopt voorop op het gebied van de gestructureerde pakking.
ARca heeft ons toestemming gegeven om 46
Y series
5
"
-, .. (ij
--u
"
E
......
-~ Cl) Cl)
"0': Cl)
Ol
.J::.
E
0
"-
-
Ol "- Cl. Cl) IJl .DOl
E
;j
4
3
250.
2
Ol
ra
zûî
125.Y
1 0,3
2
0,5 0,7
3
4
F factor (mis vkg/m 3)
Figuur 3.2
NTSM voor Mellapak Y series
X series 5r--.---.----~--~--~~~
0,5 0,7
1
2
3
4 5 67
F factor (mis "kg/m 3)
Figuur 3.3
NTSM voor Mellapak X series
6
informatie over de kolom aan SULZER te verstrekken. Ze
fabr.iceert
pakkingen
van
het
type
Mellapak.
Voor
de
scheiding van iso-butaan is de Mellapak 250.Y geschikt. Dit type wordt in het algemeen het meest gebruikt. Het beschikt over kanalen met een helling van 45°. De eigenschappen van de pakking vindt u in Fig 3.2 tlm 3.4. 3.3
Handberekening
Nadat het simuleren van de bestaande kolom op poten is gezet en tussentijdse resultaten van de simulatie bekend zijn, worden ruwe berekeningen gemaakt van zowel de capaciteitsverhoging als de refluxverlaging ten gevolge van de pakking. Deze
berekeningen
worden
naar
SULZER
opgestuurd
en
ter
controle aangeboden. Later zullen, het antwoord op onze brief naar SULZER in ogenschouw nemende, meer exacte calculaties volgen. Ten eerste wordt nu de algemene werkwijze bepaald. 3.3.1
Algemene werkwijze
Hieronder
staan
de
belangrij kste
variabelen,
die
in
de
berekeningen voorkomen, opgesomd:
- z
effectieve pakkingshoogte (d.w.z. kolomhoogte minus de hoogte ingenomen door vloeistof-verzamelaars en -verspre iders)
- NTS
Number of Theoretical stages
- NTSM
Number of Theoretical stages per Meter
- Y
flow-parameter
-Rv
refluxverhouding
-
gassnelheid in de kolom
cG
- A
- G L
: . kolom-oppervlakte gas stroom vloeistofstroom
- P
dichtheid
- PM
Drukval per meter
47
Voor het doorrekenen van een kolom zijn een aantal simpele formules beschikbaar en samen met de bekende gegevens leiden zij tot het gewenste resultaat:
E ...... ...
2
.D
.s ... E ... Q)
Q)
a. a.
1 0,8
Q)
0,6
Q)
... ...
0 "0
::l U) U)
... a.. Q)
0,4
Q2
as 081
2
3 4 56
F factor (mis ~kg/m3)
Figuur 3.4
Drukval van de Mellapak 250 X en Y
48
Catcher
Collector
Liquid distributor
Packing section
Figuur 3.5
Voorbeeld van een vloeistofverzamelaar en -verdeler
49
1) NTS wordt berekend uit: z = NTS I NTSM 3)
Z
*
I (F-factor * J(PG» Rv wordt afgelezen uit Figuur 3.5
A
4)
=
PM De capaciteit G wordt berekend uit
2) dPkolom
=
G
Met behulp van de F-Factor wordt NTSM gevonden uit Figuur 3.2 en 3.3, en de drukval per meter uit Figuur 3.4. We dienen dus nu alleen nog maar de F-Factor te bepalen: F-factor = cG * J (pL-P G) cG = 0.8 * cG~x (80% van de maximale belasting) , De load-factor (cG) volgt op zijn beurt uit Figuur 3.7 en de flow-parameter. Deze is als volgt gedefinieerd:
* J (P~PL) Ter bepaling van Rv moet Nmin bekend zijn. Deze kan berekend Y
=
(LIG)
worden met behulp van de McCabe-Thiele methode. 3.3.2
De eerste handberekeninq
Met behulp van de methode, die in de voorgaande paragraaf gepresenteerd werd, zijn de eerste resultaten geproduceerd: 1) De pakkingshoogte wordt geschat op 51.5 m. Dit getal is gelijk aan de kolom-hoogte van 64 m. minus 6 maal de hoogte van een vloeistofverdeler à 1.5 m. (zie Figuur 3.6) en een hoogte aan de onderkant van de kolom voor de verzameling van vloeistof. De flow parameter wordt op elke schotel uitgerekend en blijkt bij schotel 83 het grootst te zijn. Y = (L/G)*J(p~PL) met, Ls3 = 213,265.9 kg/hr = 0.194 G~ = 160,224.9 kg/hr PG,~ = 11. 5245 kg/m3 3 PL,~ = 541. 46 kg/m Neem Y~x = 0.2 uit Figuur 3.7 wordt nu de load-factor afgelezen: cG = 0.1 50
Nu kunnen we de F-factor berekenen : F~factor
=
0.8 * 0.1 * J(541.46-11.5245)
= 1.84 Neem F-factor
=
2
uit Figuur 3.2 volgt nu een voorzichtige schatting van NTSM
=
2.
Dit
komt
overeen
theoretische schotel HETP
=
met
de
hoogte
van
een
0.5.
2) De drukval per schotel is af te lezen uit Figuur 3.3 en is gelijk aan 3 mbar/m. De drukval over de totale kolom bedraagt nu ongeveer dp
= 150 mbar.
3) De capaciteit van de kolom. wordt voornamelijk bepaald door de
.
.
gasstroom
in de
(top van de)
kolom.
De benodigde
diameter volgt uit de volgende formule: A
= G/(F-factor*J(P G)) met,
= 284,225.3 kg/hr
G~x
= 12.5 m => 0 ~ 4.0 m. 2
De werkel ij ke diameter 0 terugrekenen. Dan wordt 4)
= 4. 5 m. We kunnen nu de
=
~x
G~x
376,724 kg/hr.
De te bereiken refluxverlaging kunnen we bepalen met Figuur 3.5. Nmin is berekend met de McCabe-Thiele methode in Bijlage 4.
- Schotelkolom: NmirlN = 29/77 = 0.38 R/(R+1) = 3.5/4.5 = 0.78 ~irl(~in+1)
= 0.76
- Gepakte kolom: NmirlN = 29/103 = 0.28 ~(~+1)
0.76 Dus R/(R+1) = 0.77 => R =
=
3.3
Deze resultaten zijn verstuurd naar SULZER en in Tabel 3.1 worden ze vergeleken met de resultaten van SULZER. De keuze van SULZER voor het type pakking blijkt 250.X te zijn. Dit type beschikt over kanalen onder een hoek van 60· en een
51
: C::J
~
s-c
':3C
090
i
080
I
::;-c 070
"
)t.
.~
--.. Cl::
cC
«-'"
OGO
"
I
I
Cl::
0':0
"/1
.,
:; so 050
040
Bosed on Underwood R y - - - Extropoloted
O·IC ~-=--+---::::J-...-7c_+---l---+---+---+---t---+-~
o
00
o 2J
030
040
050
060
070
---N",/N - - -
Figuur 3.6
Minimale refluxverhouding
080
090
100
lagere drukval per meter. De NTSM is echter ook lager dan die van het type 250.Y.
De effectieve pakkingshoogte bedraagt
48.4 m. Dit verschil met ons resultaat wordt verklaard door het
feit
dat
wij
met
een
ingenomen
hoogte
voor
de
~
vloeistofverdelers van 1.5 m. gerekend hebben en SULZER met een hoogte van 2 m. Samen met de lagere NT SM resulteert dit in het aantal theoretische schotels van 92.
Specificatie
Gepakte kolom
Schotelkolom
G-groep 250.Y
SULZER 250.X
77
103
92
-
2
1.9
hoogte z vrij voor schotels of pakking (ml
60
51.5
48.4
(mbar)
900
150
150
284,225
376,724
363,500
3.5
3.3
-
Verlaging Refluxverhouding
6%
-
NTS NTSM (m-
dPI.;
0
Gmax
lom
1 )
(kg/hl
R..,
Vergroting capaciteit
Tabel 3.1 3.3.3
33%
28%
Vergelijking resultaten
De tweede handberekeninq
De keuze voor het type pakking 250.X is van invloed op de resultaten voor NTSM en de drukval per meter. Derhalve moet 52
een tweede handberekening volgens paragraaf gemaa~t.
Bovendien
zijn
er
3.3.1 worden
uitkomsten van schotelkolom de
nauwkeurige simulatie van uiteindelijke arcokd-simulatie):
een meer de (zie
1) De flow parameter wordt op elke schotel uitgerekend en blijkt wederom bij schotel 83 het grootst te zijn.
0 .2
C4: lao-/n-Butan C 3 ; Propen I Propan 0.15
.....•
....
0.1
~ ~C3
E
~.
-.
0.07
..........
..........
0.05
......
""C 4
.....
'C4
JO > u
Mellapak
0.03
He
- - - Pallrlng 25mm 0.02
0.1
I
I
15 bar
0.15
0.2
0.3
1
!:.. / Pa' (_) G
PL
.L
Figuur 3.7
De load-factor
53
0.5 ·
0.7
1
Y
=
=
(LjG) *J (Pr/PL) met, 0.198
~
G~
= 209,197.4 = 154,228.8
PG,~ PL,~
=
Neem Ymax
= =
kgjhr kg/hr 3
11.5143 kg/m
3
542.44
kg/m
0.2
ui t Figuur 3.7 wordt nu de load-factor afgelezen: cG
=
0.1
Nu kunnen we de F-factor berekenen : F-factor
=
0.8 * 0.1 * j(542.44-11.5143)
=
1.84
Het aflezen van NTSM voor de F-factor 3.3 geeft als resultaat: NTSM
=
=
1.84 in Figuur
1.9
Nu volgt NTS = z * NTSM = 48.4 * 1.9 = 92 2)
De drukval per meter is moeilijk te bepalen uit Figuur
3.4, omdat hij slechts tot een druk van 960 mbar in de top geldt.
Daarom wordt hier de berekende waarde van SULZER
overgenomen: dP kolom
=
150 mbar
3) We kunnen nu weer Gmax(pakking) berekenen:
A = G j (F-factor * j(P G» met, Gmax = 273,071 kg/hr De werkelijke diameter D = 4.5 m. We kunnen nu de Gmax terugrekenen. Dan wordt ~x = 357,482 kg/hr. Dit betekent een capaciteitsverhoging van 31% 4)
~irl(R.nin+1)
=
0.76
Gepakte kolom: NmirlN
=
~(R.n+1)
29/92 == 0.32
=
0.76 Dus Rj(R+1) = 0.77 => R = 3.3
3.4
Inqanqsqrootheden voor de simulatie
uit de voorgaande berekeningen en de gegevens van ARCO volgen de
specificaties,
die
in het spreadsheet van de CHEMCAD
simulatie gedefinieerd moeten worden:
54
Het
aantal
theoretische
schotels
dat
ingevuld
wordt
bedraagt 92 plus 2 (één voor de condensor en één voor de reboiler) . - dP kolom
= 150 mbar
De voedingen voor Repack 1 zijn dezelfde als die voor de simulatie van de bestaande schotelkolom.
De voedingen van
Repack 2 zijn net zolang opgevoerd totdat het vermogen van de compressor in het warmtepomp-systeem gelijk werd aan dat in het geval van de schotelkolom. 3.5
Resultaten van Repack 1
Op de volgende pagina's vindt u een overzicht van respectievelijk de simulatie van Repack 1 en het bijbehorende zijcircuit in Tabel 3.3 en Tabel 3.4.
55
Repack 1 (100%)
Specificatie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B schotel voeding e condensor druk p over de kolom schotelefficiency
94 12 42 65 3.90, 0.15 1
Topproduct: Temperatuur (0 e) (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
28.6 3.90 9969 (0.13) 0 mol%
kg/h
kmol/h propaan i-butaan n-butaan
3.47 932.49 8.46
153.1 57102.1 491. 7
0.3 98.8 0.9
totaal
994.42
57746.9
100
Reflux: op schotel massastroom kmol/h }; g /h
damprractie refluxverhouding
1
3446.2 (+13% -) 3731.2) 200124 (+13% -) 226140) 0.13 o 3.80 3.47
Zijproduct: van schotel Temperatuur (oe) Druk (bar) Enthalpie (HJ/h) Da!llpfractie
81 40.5 4.03 29626 1 mol%
}~g /h
kmol/h i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
184.16 746.67 4.46 2.60 2.11
10703.6 43396.3 321. 7 187.6 152.3
19.6 79.4 0.5 0.3 0.2
totaal
940.0
54761. 5
100
Aftap zijreboiler Temperatuur (oe) Druk (bar) Enthalpie (!-1J/h) Dampfractie massastroom kmol/h );g/h
Tabel 3.3
~olom
uit 83
43.3 4.03 35070
kolom in 83 47.0 4.03 97897
o
1
3000 178496
3000 178496
Uitkomsten van Repackl
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (MJ/h) Dampfractie
71.4 4.05 167 0
kmol/h i-butaan n-butaan i-p entaan n-p entaan ne o-pentaan totaal
kg/h
-
-
-
1. 58 3.81 5.06 0.13
91. 7 274.7 365.3 8.7
14.9 36.0 47.8 1.3
10.58
740.4
100
Condensorvermogen HW
-23.75
Zijreboilervermogen HW
17.45
!\ eboil ervermogen 0.84
inT
Tabel 3.3
mol%
uitkomsten van Repackl
56
Repackl-zijcircuit
Specificatie Apparaten
I
3.2 bar
Flashva t A
druk
Compressor
p=7.6 bar !
Verdeler A
5-)6
1{arrr. t eHi s selaar
Hordt niet gebruikt
Zijreboiler
Ta 1 t =47
==
Pth=2.91 l1i-l
I 5-)7
0.66
=
0
e
!
Pwer =3.64 UH
0.29
=
Tdrljv.=
5-)8
7 °C !
=
0.05
Q= 17.5 HH
A-) P=-O.Ol! -) P=6.2!C-) P=3.9!D-) p=6.1
Kleppen
e !
Luc:1tkoeler
Tu
Flashvat B
temperatuur = 45.67 oe
1t
17
Verdeler B
=44
-)
0
18
=
Tdl'1 j v.
0.8002
I 17
I
Flashva t C Stromen
druk
=
I
=28 oe
-)
19
Q=-9.55 lEl
= 0.1998
6 bar
Toe
P bar
H
MJ/h
df
kmol/h
strcc:n
1
23.8
3.90
146929
1
5017.9
strOC::l
3
28.7
3.2
155696
1
5293.0
stroo!!\
5
59.9
7.6
169001
1
5293.4
stroom
6
59.9
7.6
111541
1
3493.4
stroom
7
59.9
7.6
49010
1
1535.0
stroom
8
59.9
7.6
8450
1
264.6
stroOl:! 10
·53.9
7.6
48704
0.02
stroom 14
44.0
6.2
21841
0
1770.4
strOC!l 16
45.7
6.2
7218
1
235.9
stroom 17
45.7
6.2
63327
0
5028
stroom 20
28.6
3.9
50674
0.13
4023
stroom 22
44.4
6.0
317
1
10
stroom 23
44.5
6.0
12336
0
994
Tabel 3.4
3493
uitkomsten van het zij circuit van Repack 1 57
Voeding A
Specificatie Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (HJ/h) Dampfractie
kg/h
kmol/h 0.432 342.706 6.862
propaan i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan nco-pentaan
19.0 19918.1 398.8
-
-
350.0
mol%
};mol/ll
0.1 97.9 2.0
2.091 551. 337 366.086 9.222 9.028 2.236 940.0
-
-
-
-
totaal
I--
28.8 4.0 3516 0
20335.9
100
Voeding B
Voeding C
71.7 4.3 32379 1
83.6 4.6 23537 1
kg/h
kmol/h
kg/h
mol%
92.2 32043.7 21276.8 665.3 651. 3 161. 3
0.2 58.7 38.9 1.0 1.0 0.2
0.95 272.36 381.69
41.9 15829.6 22183.8
0.1 41. 6 58.3
54890.8
100
-
-
-
-
655.0
-
38055.3
100
---
Voeding B (122.5%)
Voeding A (122.5%)
(0 C) Temperatuur (bar) Druk (l1J/h) Enthalpie Dampfractie
4.0 4307
0.529 419.800 8.406
totaal
428.735
-
-
83.6 4.6 28832 1
1
0
propaan i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pent<1an
Voeding C (122.5%)
71.7 4.3 39664
28~8
kmol/h
Tabel 3.2
..
mol%
- --
Specificatie
I,
kg/h 23.3 24398.8 488.6
mo1~ó
kmol/h
0.1 97.9 2.0
2.561 675.388 448.455 11.297 11.059 2.739
-
-
-
-
24910.7
100
1151.5
kg/h
J1\ol%
kmol/h
112.9 39253.6 26064.2 815.0 797.9 197.6
0.2 58.7 38.9 1.0 1.0 0.2
1.16 333.66· 467.57
67241.2
100
802.37
kg/h
mol%
51.3 19391.2 27175.2
-
-
-
-
46617.7
0.1 41.6 58.3 -
100
De voedingen van de kolom en de topzuiverheid zijn hetzelfde als bij de schotelkolom
(zie Tabel 3.2). De aftap naar de
zijreboiler is maximaal, · 3000 kmol/h. Deze is begrehsd, omdat de vloeistofstroom in de kolom niet groot genoeg is om meer af te tappen. De druk in het flashvat A is beperkt vanwege de compressor, waarin geen druppeltjes mogen ontstaan. 3.6
Resultaten van Repack 2
In Tabel 3.5 en Tabel 3.6 zijn de resultaten afgedrukt van de gepakte kolom met een capaciteitsverhoging. Deze capaciteitsverhoging
is
begrensd
door
het
vermogen
van
de
compressor, die niet hoger mag worden dan in het geval van de schotelkolom.
58
Repact 2 (122.5%)
Specif ica tie Kolom: aantal schotels schotel voeding A schotel voeding B sc~otel voeding C condensor dru}: p o,'er de };olom schotelefficiency
94 12 42 65 3.90 0.15 1
Topproduct: Te!!'.pera tuur (0 C) (bar) Druk (HJ/h) Enthalpie Dampfractie
28.6 3.90 12212 (0.13) 0
kmol/h
kg/h
mol~ó
propaan i-butaan n-l:utaill1
4.25 1203.47 10.36
187.6 699-15.7 602.3
98.8
totaal
1218.08
70735.5
100
0.3 0.9
Réf 1 u;·::
op sc~otel !'!'!2.ss2.stroo:n l:::-.cl/h }:g/h dê.lTtpfractie rEflu~verhouding
1 4221.5 (+13°ti 245143 (+13% 0 3.47
-)
070.3)
- )
~77017)
0.13 3.80
,
I I
I
81 40.5 .1 . 03 36293 1 };g /h
}::nol/h i-butaan n-butaan i-pentaan n-pentaan neo-pentaan
225.61 914.61 5.49 3.21 2.58 1151.5
totaal
I
I
Zijproduct: ·; 2.n schotel Tc:nj)e rat uur (0.""- ,, (bar) I:r u!: Enthalpie (~lJ/h) D2.mp:ractie
1
I mol%
13112.5 53156.8 396.2 231. 2 186.7
. 19.6 79.4 0.5 0.3 0.2
67083.4
100
Utap zijreboiler
kolom uit 83
kolom in 83
Temperatuur (0 C) Druk (bar) E:1tha lpie (HJ /h) D2!;'\;)fractie
43.3 4.03 42970 0
47.0 4.03 119934 1
:nassas troom l:mol/h }:g /h
Tabel 3.5
3675 218696
"
3675 218696
uitkomsten van Repack 2
Bodemproduct: Temperatuur (0 C) (bar) Druk Enthalpie (MJ/h) Dampfractie
71.4 4.05 206 0 kmol/h
i-butaan n-butJa!1 i-pentaan n-pentaan neo-pentaan totaal
kg/h
-
-
-
1. 93 4.67 6.25 0.15
112.2 338.3 450.7 10.6
14.9 36.0 47.8 1.3
" 13 .00
911.8
100
Condensorvermogen
mT
-29.09
Zijreboilervermogen 21. 38
:'n~
Reboiler vermogen 1.02
:;~/
Tabel 3.5
mol%
Uitkomsten van Repack 2
59
Repack2-zijcircuit
Specificatie 1
.~pparilten
I
Flashvat A
druk = 3.2 bar
eûl'r.prcssor
p=7.6 bar
~
Pth=3.56 mr
Pwer=4.45 1'!1-l
/
5-)6 = 0.66
Verdeler A
5-)7 = 0.29
5-)8 = 0.05
J
I
~f ar:n t el'1i s s e 1 aar
i
Zijreboi:!.e:
I
I
! i I
I I I
:neppen Luc!! t ):081 e:: Flashn t B
Hordt niet gebruikt i t =47 oe
I
TctriJv.= 7 oe
Tuit=44 oe
I
Tdl-iJv.=28 oe
Q= 21. 4 :!W ! A-) P=-O.Ol! -) p=6.2!e-) p=3.9/n-> p=6.1 Tu
Q=-11.7 :·!W /
temperatuur = 45.67 oe
I ~ .
!
'ie rdeler B Flashvat e
I,
Stror.!en
17
- )
13
= 0.8002
I
17
-)
19 = 0.1998
druk = 6 bar T oe
p bar
H
I1J/h
df
kmol/h
I
stroom
1
28.3
3.90
179981
1
6146.7
i
stroom
3
23.7
3.2
190720
1
6483.6
stroom
5
59.9
7.6
207018
1
6483.6
I
stroo:n
6
59.9
7.6
136632
1
4279.2
I
stroom
7
59.9
7.6
60035
1
1880.3
I
stroom
3
59.9
7.6
10035
1
324.2
stroom 10
53.9
7.6
59656
0.02
1
stroom 14
44.0
6.2
26752
0
2168.5
I
stroom 16
45.7
6.2
8836
1
288.8
stroom 17
45.7
6.2
77572
0
61559
stroom 20
28.6
3.9
62073
0.13
4928
I
stroom
?"l ~.L.
44.4
6.0
388
1
12
I
stroom 23
44.5
6.0
15111
0
1218
I I
I 1
I
i
4279
1
I
i
Tabel 3.6
uitkomsten van het zij circuit van Repack 2 60
HOOFDSTUK 4
FYSISCHE VERGELIJKING TUSSEN DE SCHOTEL- EN DE GEPAKTE KOLOM
4.1
Inleiding
De schotelkolom uit hoofdstuk 2 en de gepakte kolommen uit hoofdstuk 3 worden in dit hoofdstuk vergeleken. Deze vergelijking zal weer aan de hand van de resultatentabellen gebeuren. Hierbij zullen versies C gebruikt worden, omdat de gepaktekolom-simulatie is uitgegaan van de C-versie, de losse destillatiekolom. Dit betekent dat ook de losse zijcircuits worden vergeleken, oftewel de E-versies. 4.2
Verschillen in de specificaties
4.2.1
Voedingen
In Tabel 3.2 staan de voedingen van de drie mogelijkheden. Bij
repack
1
is
de
voeding
gelijk
aan
die
van
de
schotelkolom, voor de repack 2 geldt dat de voeding, dus ook de capaciteit met
22.5%
zijcircuits,
de
zijn
is verhoogd.
topstromen
(niet
De ingangen van de de
topproducten) ,
verhoogd met 13% damp, omdat de kolom en het zij circuit niet gekoppeld zijn.
4.2.2
Instelling van de kolom .
In Tabel 4.1 staan de drie situaties, de schotelkolom en de twee
gepakte
kolommen.
Het
aantal
schotels
van
de
schotelkolom is 98, hierbij zijn de condensor en de reboiler meegerekend, en de efficiency is 0.8. Voor de gepakte kolom is het theoretisch aantal schotels, dus met een efficiency van 1, gelijk aan 94. Wat direct opvalt is dat de drukval in het geval van de mellapak een stuk kleiner is. De
aftappen
naar
de
zijreboiler
zijn
in
beide
gevallen
opgevoerd tot een maximum, afhankelijk van de vloeistofstroom jn de kolom en de maximaal afgestaande hoeveelheid warmte. 61
Kolom: aantal schotel s ~ch o tel voedinq 1\ ~chotel voedinq D schotel \'oedinq C condens or dru); p over de ,:olom Topprod uct: Tempera tuur (0 C) (bar) Druk Enthulp ie (I1J/h)
kq/h
kmol/h propaan i-butaa n n-butaa n
3.47 985. 95 8.50
153.1 57304.2 494. 2
totaal
997.94
57951.5
Reflu x : op schotel tr.J.S5i15 troom
dJ !J1p frJctie reflu x'Jerhou ding Zijpr oduct: vJ.n
Tcr.: pcratuu r ( 0 C) (bar) Dr ur. Entha l pie !l!J /h) DJIOpfr Jctie l:J, ol / h
65 3.90 0.15 1
t
. 28.6 3.90 12212 (0.13) 0 :tol\
kg/h
lIillol/h
mol\
kg/h
kmol/h
0.3 98.8 0.9
3.47 982.49 8.46
153.1 57102.1 491. 7
0.3
4.25
98. S
1203. ·17 10.36
187.6 699·15.7 602.3
0.3 93.8 0.9
100
994.42
577~6.9
100
1218.08
70735.5
100
1 )4 ·16.2 (+13\ 200124 (+13\ 0 3.47
0.9
-)
3731 . 2)
~221.5
-)
2261~0)
2·151t.8 0 3. 47
0.13
3. 80
40.5 .1. 03
2%26 1 mol\
r.q/h
-) -)
070.3) 277017)
0.13 3.eO
y.<J/h
):::'<Jl / h
mol'.
r.q/h
):Jno1/h
1 (+13\ (+13\
81 40 . 5 .1. 03 3G293 1
81
84 ·15.8 4.67 30066 1
schot~l
~2
mol\
2 3703.6 215072 0 3.71
l:mol/h l:q / h
12
28.6 3.90 9969 (0.13) 0
28.6 3.90 10005 0
Da~pfractie
94
94 12 42 65 3.90 0.15 1
98 12 44 68 3.90 0.90 0.80
~chotclefficiency
RepJc): 2 (122.5 \ )
Rep"cr. 1 (100\)
1\rco):c
Spccif icltic
:':01'.; i
13 1.00
i-butaa n n-butlJI l i-pcntl Jn n-pcnta an ll C; o-pcllta a n
7~7.04
5. B3 3.~5
2.13 9·10 . 0
totila1
10519.6 43417.7 420.7 2e-1. 7 157 . 8
19 . 3 79.5 0.6 0.4 0.2
13-1.16 746.67 4.46
54800.5
100
9·10.0
l.ftap zijrebo iler
kolo:: uit 86
TcnperJ tuur (0 Cl (bar) Dru ): Enthalp ie (lIJ/h) DJ ;n pfl' :lctie
·13.4 .J. 69 41895 0
mJSSJstr oom kmo1/h );q/h
3350 1ge7~9
l:olom in 86 52.0 4.69 110579
1
2 . 60
2 . 11
10703.6 43396.3 321. 7 187.6 152.3
19. G 79.4 0.5
5<1761. 5
100
0.3
0.2
43.3 4.03 35070 0
47.0 4.03 97897 1
43. 3 4.03 42970 0
47 .0 -1. 03 119934 1
3G75 218696
3000 178496 ~
i-butaa n n-butaa n i-penta an n-penta an nco-pen taan t o taal Conden~orvcrr.oqcn
HII
Zijrcbo ilcrvcrr uooen 1111
Reboile rvera:oq en H\I
Tabel 4.1
-
mol\
-
10.3
0 . 05
42.5 183.3 269.5 3.3
7.06
498.6
100
0.73 2.54 3 . 7~
36.0
53,0 0.7
100
1:010!l in 83
_ _. _ _ ._ . . _ _ l
l:rnol/h
I
71.4 4 . 05 206 0 mol\
kg/h
-
-
3675 218695 -
,
71.4 4.05 167 0
r.g/h
67033. ·1
7') . ·1 0.5 0.3 0.2
):0100 ui t 83
80.3 4.80 124 0 . ):.rnol/h .
"~. 6
kolom in S3
I
Bodeltp roduct: Te~per at uur (0 C) (bar) Druk En thalpie (HJ/h) DJ. lO pfracti c
IIS!.5
13112.5 53156 . 3 396 . :! 231. ~ 186.7
):olom uit 83
3000 1 73 ·1 %
3350 1987 ·19
225.61 ?lL G1 5 . .l? 3.21 2.58
kmol/h
-
mol\
l:g/h
-
-
-
1. 58 3.81 5.06 0.13
91. 7 274.7 365.3 8.7
14.9 36.0 47.8 1.3
1. 93 4 . 67 6.25 0.15
112.2 338.3 450.7 10 . 6
14.9 36.0 -17.8 1.3
10.58
740.4
100
13.00
911.8
100
-25.15
-23 . 75
-29.09
19.08
17.45
21: 38
0 . 72
0.8·1
1
I
1.02
Afstelling van het zij circuit Als de over te dragen warmte in verhouding bij een gepakte kolom kleiner en bij een lagere temperatuur plaatsvindt, kan het vermogen wat in de compressor gestopt wordt in verhouding af nemen. Hierdoor ontstaan er verschillen bij bijvoorbeeld de
einddruk
bij
de
compressor.
Een
overzicht
van
de
zijcircuits vindt u in Tabel 4.2.
4.3
Pysische resultaten vergelijking
Een kleinere drukval
over de gepakte kolom heeft lagere
temperatuur in de bodem tot gevolg. Hierdoor kan de warmte uit het zijcircuit makkelijker worden overgedragen, zodat de einddruk uit de compressor lager kan zijn. De compressor arbeid neemt ook af omdat de dampstroom door het zij circuit in het geval van de gepakte kolom kleiner wordt. De dampstroom neemt af, omdat de reflux van de gepakte kolom lager ligt dan die van schotelkolom. Dit is een gevolg van de betere scheiding in een gepakte kolom.
Een gepakte
kolom heeft een betere sCheiding, omdat het contact tussen de damp- en vloeistofstroom intensiever is,
dan bij
een
schotel-kolom. De betere scheiding komt ook tot stand vanwege de lagere druk. De evenwichtsconstanten, die in feite de mate van scheiding aan geven, zijn afhankelijk van de druk.
Bij
een lagere druk is het verschil in kookpunten, het principe waarop destilleren gebaseerd is, groter zodat de scheiding gemakkelijker plaatsvindt. Aangezien het vermogen van de compressor de beperkende factor is bij
de bestaande kolom,
kan bij
een verlaging van de
compressor arbeid, door een betere sCheiding, de capaciteit vergroot worden. Dit is in Hoofdstuk 3 gebeurd. De capaciteit kan met 22.5 % worden verhoogd. Bij die capaciteit heeft de compressor weer hetzelfde vermogen.
62
Repack2-zijcircuit
Repackl-zijcircuit
Arcoze
Sp\!cificatie
Fla~!lv3t
druk
11
5-)6 = 0.10 1 5-)1
lIann t ew issel aar
wordt niet gebruikt
Zijrcboiler
Tull=53 °C 1 TJ " I J v . = 4 ° C
= 0.25
:~II
5-)8 = 0.05
Vc~dcl(!r
B
Fl3~hnt
C
0
I
Q= 19.2 WI
:~\I
Jl bar
Tuil =·11 ° C
Tu
11
=44
0
p=1.6
5-)8 = 0.05
5-)6 = 0.66
MJ/h
~ordt
I
TddJV.= 7 °C
C
I
Td,' I J v . = 28
11 -) 18 = 0 . 3002 dru): = 6
H
I
0
df
l::~ol!h
'!'
oe
I 11
Q= 17.5 :1\1
I
C
Q=-9.55 11\1
-) 19 = 0.1998
P~o,'
Bil
I 5-)1 = 0.29
=4. 45 :'!4
5-)8 = 0.C5
niet gebruikt
T" 11 =,17
0
C
I
I
TdrIJv.= 7 °C
Q= 21." :!'.1
.\-) P=-O.Ol!-) p=6.zIC-) p=3,9 0-) F~.l 1
Tull=4~ °C
I
t~cpcratuur
I
TJrIJv . =28 °C
= 45.67
oe
I 17 -)
11 -) 18 = 0.8002
Q=-1l.1 :!4
19 = 0 . 1998
è: 'Jr. = 5 b.r
bJ~
p bu
b~~ 1 P",=3.56
Pw ... =3.64 1111
!,-) p=-0.011-) p=G.21C-) p=3,9 0-) p=6.1
1 11 -) 19 = 0.19~
druk = 6 bar T °C
Plh=2.91 !111
temperatuur = 45.67 °C
temperatuur = 45.67 °C
Stro~~!\
I
,p=7 . 6 bar
druk = 3.2 bar
uordt nIet gebruIkt
C' 1 Td,·IJv . =23 °C 1 Q=-9 . 44
11 -) 18 = 0.806
bar
3.~
5-)6 = 0.66 1 5-)7 = 0.29
A-) p=-o.olln-) P=6.2IC-) p=3.9 0-) p=G.l
fLlsh'l3t B
I
Pw ..·=4.47
Plh=3.!'>1 1111
Iferdçler ,\
TUII=44
=
drll~
bal'
p=8.3 bar 1
, Luchtkoeler
i
=3
COh,pressor
Kleppen
I
.
,
f,pparaten
!!
~1J/h
dt
l:~ol/h
T °C
p' bar
H
I1J/h
df
!:f.!ol/h
!;troom
1
28.8
3.90
151893
1
5187. ·1
"-"' . "
3,~0
1-16929
1
5011. ')
23.3
3.90
179931
1
6116.7
~t~00!!\
3
28.6
3.0
161080
1
54 71 . ~
::2.7
3,2
155696
1
5293,0
:3.7
3,2
1907~0
1
6·133.5
stroom
5
65.3
8.3
177 390
1
5171. 4
~9.9
7.6
169001
1
5293.4
59.9
7.6
207013
1
6·133.5
stroo:n
6
65.3
8.3
1241 13
1
3830.0
59 . 9
7.6
111541
1
3493, 4
59.9
7.6
136632
1
4279.2
stroo~
1
65.3
8.3
44341
1
1361.~
59.9
49010
1
1535.0
59.9
1.6
60035
1
213,6
.,)
str00m
8
65.3
8.3
8810
1
~troorn
10
51.0
8.3
55101
0
3830
53.?
1.6
·13704
strOO::l 1·1
44.0
6. 2
21271
0
1121.2
44.0
6.2
21SH
~t~o9rn
1G
45.7
6.2
10905
1
356.~
JS.7
6.2
stroom 17
·15.7
6.2
65467
0
stroom 20
28.6
3.9
52766
strOO!:l 22
44. 4
6.0
)la
401.5
6.0
12333
!)tro~r.l
23 -----
-
59.9
~ 1.6
5198
45.7
4l8~
28.6
1
10
44.1
0
9n
'! 1.5
0.13
~ 9.9
1.6
10035
1
3,l~3
53.9
1. 6
59656
0.02
0
1770.4
~4.0
6.2
26752
0
2l68 . 5
1218
1
235.9
~5.7
6.2
8336
1
238.8
63327
0
5028
45.7
6.2
77572
0
61559
3.9
50574
0.13
4023
23.6
3.9
62073
0.13
4928
6.0
317
1
10
·I~ .
4
6.0
388
1
12
6.0
1:336
0
994
11.5
6.0
15111
0
1218
i±J
------
Tabel 4.2
8450
1 O.O~
264. 6
1830.3 "
324.2 4279
Het voorafgaande toont aan,
dat een met mellapak gepakte
kolom, duidelijk voordelen biedt, echter de financiële kant van de zaak is nog niet belicht. In hoofstuk 5 wordt er een kostenberekening
van
de
drie
mogelijkheden
gemaakt,
daarna kan beoordeeld worden wat de beste oplossing is.
63
pas
HOOFDSTUK VIJF
5.1
ECONOMISCHE EVALUATIE
Inleidinq
In dit hoofdstuk wordt een economische evaluatie gemaakt van de drie projecten teweten: - Project A: De schotelkolom - Project B: De gepakte kolom, met gelijke capaciteit - Project C: De gepakte kolom, met 22.5% verhoogde capaciteit Hierbij dient een kanttekening gemaakt te worden. investeringen in alle drie de projecten zijn fictief.
De In
werkelijkheid is er de bestaande schotelkolom en kan een investering in de pakking overwogen worden. Om de drie projecten m.b.v. economische criteria te kunnen vergelijken, is de aanname gemaakt dat men nu een keuze dient te maken om in één van de drie projecten te investeren. Voor de totale kosten van een project (Literatuur 2) kan men een vereenvoudigd model opstellen: Kr=Kp+Kl+KI de totale kosten - Kr - Kp productie-afhankelijke kosten loon- en onderhoudskosten - Kl investeringsafhankelijke kosten - KI Deze zullen in omgekeerde volgorde worden behandeld. Daarna komen de kostprijs en de opbrengst van het product aan de orde. Als laatste worden de verschillende projecten aan economische criteria getoetst.
5.2
De investerinqsafhankelijke kosten
De investeringen die gedaan moeten worden voor een project zijn gelijk aan de som van het fixed-capital en het werkkapitaal. Het fixed-capital bestaat uit de kosten die gemaakt worden voor:
64
- proceseenheden plus installatie - hulpapparatuur, pijpleidingen - fundamenten, gebouwen - ontwerp en engineering - overhead, verzekering Het fixed-capital wordt berekend door de basiskosten van de apparaten te nemen, vermeerderd met de overige kosten, die geschat worden als zijnde een factor van de apparaat-kosten. We zullen hier de Lang-factor gebruiken. Het werkkapitaal bevat de kosten die nodig zijn voor het - "'...... opstarten van de plant (b. v . grondstoffen) en kan in z' n ~~ ~erugverdiend worden. De grootte van het werkkapitaal c}< " wordt geschat op 15% van het fixed-capital voor de petrochemische industrie. 5.2.1
De kosten van de apparaten
Hieronder vindt u een lijst met de apparaten, waarin wordt geïnvesteerd: - kolom - compressor - warmtewisselaars - flashes De reactor, die zorgt voor de isomerisatie van voeding B, is niet in de berekening meegenomen. Hieronder
worden
de
basiskosten
van
de
afzonderlijke
apparaten bepaald (Literatuur 3). De kosten-formules gelden voor US$ en refereren aan het jaar 1985. Met behulp van de Chemical Enigineering Plant Co st Index (CE Index) worden de prijzen doorverrekend naar 1989. I
Kolom
De kosten voor de kolom bestaan uit de som van de kosten voor een verticaal
drukvat en die voor het
hetzij schotels of een pakking. 65
interne gedeelte,
In formulevorm: Cco = Cpv,vert + Cint Cpv,vert Cpvo : Fm Fp I Cpvo
= Cpvo°FmoFpo (1/336.2)
basiskosten materiaal factor ontwerpdrukfactor CE Index
= (a + b ol)od1.1 a = 1294 b = 1141 1 Fm = Fp = 1 I = 368.3
°
Cpvo = ( 1294 + 1141 06 0) 04 • 3 101 = 347, 44 Cpv , vert = 347, 44 01 01 0 (368. 3/336 . 2) = 380, 179
°
Oe kosten van het interne gedeelte moeten gesplitst worden: - Project A cint = Ntr 0Ctr 0Fm 0Fnt 0Ftt 0 (1/336.2) Ctr = 58.7 + 88.4 0d + 52.9 0d 2 = 58.7 + 88.4 04.3 + 52.9 04.3 2 = 1,417 Ci~ = 9601,4170101010 (368.3/336.2) = 149,014 C~ = 380,179 + 149,014 = 529,193 - Project B/C Hier bestaan de interne kosten uit de gestructureerde pakking plus de vloeistofverzamelaars en -verdelers. Kosten hiervan zijn opgevraagd bij MONTZ. We gaan ervan uit dat SULZER ongeveer 10% duurder is. Pakking: f7,0000/m30 1.10 00.5 US$/f ~ 3850 US$/m3 Verdeler: f6,00000fl/m30 1.10 00.5 US$/f ~ 3300 US$/m2
66
=
2,711,623 + 335,458 = 3,047,081 Cpv, vert = 380, 179 + 2, 93 1 , 268 = 3, 427 « 2 6 0
:[1:
compressor
De kosten van de compressor zonder aandrijving worden gegeven door de correlatie: Ccom = Ccomo'Fm' (Ij418.3) Ccomo = 0.6·exp (a +b'lnp) a b P
I
= = = =
6.628 0.968 3,500 kW 473
Ccomo = 1,726,864 Ccom = 1,952,681 De aandrijving geschiedt d.m.v. een stoomturbine, waarvoor de volgende formule geldt: Ctm = exp (a + b'lnp) . (Ij331.2) a = 8.4077 b = 0.4465 P = 3,500 kW I = 352.1 Ctm = 181,146 Ccomt~ ,
=
111
warmtewisselaars
1,952,681 + 181,146
=
2,134,827
In de plant komen drie soorten warmtewisselaars voor n.l. een normale warmtewisselaar, een aircooler en een reboiler. Voor het berekenen van de kosten is het noodzakelijk dat de warmte-uitwisselende oppervlaktes bekend zijn. Deze zijn met behulp van CHEMCAD berekend en zijn terug te vinden in Bijlage 5. 67
- Warmtewisselaar Che " = CheooFpoFto (I/336.2) Cheo = exp (a + b lnA) Ft : factor voor het type warmtewisselaar 0
= 7.085 b = 0.656 A = 5,100 Fp = 1 Ft = 1 I = 352.1 a
m2
Cheo = 322,955 Che
=
338,229
- Aircooler Cac = Caco Fm Fp (I/336. 2) C aco = exp (8.244 + 0.398 lnA) 0
0
A = 2,300 m2 Fm = 1 Fp = 1 I
=
352.1
= 82,850 C aco = 86« 768 Cac
- Reboiler Che = Cheo FpoF t (I /33 6 • 2 ) Cheo = exp (a + bolnA) 0
0
= 7.085 b = 0.656 A = 120 m2 Fp = 1 '~(IL Ft = 1.4 I = 352.1 a
68
Cheo = 27,601
=
Che
IV
40,468
Flashes
Er zijn drie flashes aanwezig, waarvan de kosten berekend kunnen worden met de formule die gegeven is voor verticale drukvaten (zie I Kolom).
=
a b 1
1294
= 1141 = 368.3
De afmetingen van de flashes zijn berekend met behulp van de volgende correlaties:
= 0.545· [(PL-PG)/PG]0.5 d = 1.1284· (V~J.l.G) 0.5 V L = VL· t J.l. G
1 =
(4·VL )/("'·d
2
)
De verblijf tijd (t) in de flash wordt geschat op 10 minuten. - Flash A P = 3 bar Fp
d 1
=
= =
1
5
14
Cpvo = 101,417 Cpv = 111,100 - Flash B P = 6 bar Fp
=
1.1
d
=
3.5
1
=
10.5
Cpvo = 52,661 Cpv = 63,458
69
- Flash C p
=
6 bar
F p = 1.1
d = 2
1 = 6 Cpvo = 17,448
Cpv 5.2.2
=
21.026
De Lanq-factor
De kosten van de apparaten, inclusief montage, fundamenten, ondersteuning,
pijpleidingen,
electrische
installaties
overhead en engineering, worden benaderd door de basiskosten te vermenigvuldigen met de Lang-factor. Deze kan worden bepaald met de volgende formule, die geldt voor gemiddelde apparaatkosten (E) in US$ in 1984 (Literatuur 2): LY7~( O 22 L = 10.E- • ~ T De gemiddelde apparaat-kosten volgen uit Tabel 5.1.
Proceseenheid Basis kosten Aantal Kolom A Kolom BIC Compressor Wwisselaar Aircooler Reboiler Flash A Flash B Flash C Tabel 5.1
$529,193 $3,427,260 $2,134,827 $352,100 $118,190 $54,808 $111,100 $63,458 $21,026
1 1 1 1 1 2 1 1 1
De kosten van de apparaten
- Project A:
E
= $3,439,510
L
=
2.70
-
L
= =
=
$382,168
7, ~ 7.
Basiskosten·L - Project BIC: E
I 9
=
$9.286.677
$6,337,578 I 9 2.36 _ '1.,(./>
Basiskosten·L
=
70
=
$704,175
$14.956.684
5.2.3
Fixed capital en werkkapitaal
Nu de apparaat-kosten bekend zijn kan de totale investering worden berekend. Dit is de som van het fixed capital (som van de apparaat-kosten)
en het werkkapitaal.
Het werkkapitaal
bedraagt 15% van het fixed capital. Zie Tabel 5.2.
Werkkapitaal
Totaal Fixed capital project A Project BIC Tabel 5.2 5.2.4
Totale investering
$9,286,677
$1,393,002
$10,679,679
$14,956,684
$2,243,503
$17,200,187
De totale investeringen
Vaste kosten
Het deel van de vaste kosten (Kl)' dat per jaar opgebracht dient te worden, bestaande uit rente en aflossing, noemt men de capital charge. Deze kosten zijn gelijk aan de som van het fixed capital vermenigvuldigd met de annuïteit en de rente over het werkkapitaal. De annuïteit (Literatuur 2) over een afschrijvings-periode van 10 jaar en bij een rentevoet van 8% bedraagt 0.149. De premie voor de verzekering bedraagt ±1% van het fixed capital. De vaste kosten voor de verschillende projecten bedragen:
1
Capital charge I/t 1v
Verzekering
Kl
Project A
$1,495,155
$92,867
$1,588,022
Project BIC
$2,408,026
$149,567
$2,557,593
Tabel 5.3 5.3
De investerings-afhankelijke kosten
Loon- en onderhoudskosten
71
I
?
1
,<
-~
De loonkosten worden geschat op 1/4 functieplaats à {350. 000. Dit komt overeen met 1/4'0.5 US$/{·{350.000 = $43,750. De onderhoudskosten zijn volgens (Literatuur 2) ±4% van het fixed capital. De som van beiden vormt Kl:
Loonkosten Onderhoudskosten Project
A
project B/C Tabel 5.3
5.4
1
Kl
$43,750
$371,468
$415,218
$43,750
$598,268
$642,018
I
De loon- en onderhoudskosten
productieafhankelijke kosten
De kosten die afhankelijk Z1Jn van het productie-volume z1Jn voornamelijk de grondstoffen en de utilities. De grondstofprijzen zijn niet constant en sterk seizoensafhankelijk. Er verschijnt tevens een ander probleem, namelijk het feit dat voeding B niet wordt aangekocht, maar uit een ander deel van de fabriek wordt verstrekt. Daarom is hier een vervangingswaarde voor bepaald. Ook hier zijn weer gemiddelden genomen, die zijn opgevraagd bij ARCO. : - Voeding A (98% i-butaan) : $173/ton - voeding C (43% i-butaan, 57% n-butaan): $150/ton Bij utilities moet men dénken aan o.a. stoom, koelwater en electriciteit. De electriciteit, nodig voor de aircooler (die in werkelijkheid een klein vermogen heeft), wordt niet in de berekening meegenomen. De stoomkosten zijn wederom opgevraagd bij ARCO: - Compressor (stoom zonder fase-overgang): US$2.5/ton > ~~(~~ - Reboiler (stoom met fase-overgang) : US$7.5/ton \ De uitgebreide berekening van de productie-afhankelijke kosten wordt hieronder uitgerekend. De resultaten staan vermeld in Tabel 5.4.
72
project A - Grondstoffen Voeding A: 162,687 ton/j'$173 Voeding C: 304,442 ton/j'$150
=
$28,144,851
= $46,747,500
Totaal: $74,892,351 - Stoomkosten Compressor: 364,400 ton/j·$2.5/ton Reboiler
47,712 ton/j·$7.5/ton
= =
$911,000 $357,840
Totaal: $1,268,840
project B - Grondstoffen Voeding A: 162,687 ton/j'$173 Voeding C: 304,442 ton/j'$150
= =
$28,144,851 $46,747,500
Totaal: $74,892,351 - Stoomkosten Compressor: 297,293 ton/j·$2.5/ton
=
$743,233
Reboiler
=
$413,963
55,195 ton/j·$7.5/ton
Totaal: $1,157,196
project C - Grondstoffen Voeding A: 199,292 ton/j'$173 Voeding C: 372,941 ton/j'$150
=
$34,477,516
= $55,941,218
Totaal: $90,418,734 - stoomkosten Compressor: 364,184 ton/j·$2.5/ton = $910,460 Reboiler
67,614 ton/j·$7.5/ton
Totaal: $1,417,565
73
=
$507,105
Grondstoffen
KP
stoom
Project A
$74,892,351
$1,268,840
$76,161,191
Project B
$74,892,351
$1,157,196
$76,049,547
Project C
$90,418,734
$1,417,565
$91,836,299
Tabel 5.4
5.5
De productieafhankelijke kosten
Totale kosten
Voor de bepaling van de totale kosten kunnen we de formule voor de dag halen, die al eerder in de inleiding is gegeven: KT = KI + KL + Kp. De resultaten staan gegeven in de onderstaande tabel.
KP
KL
KI
Project A
$76,161,191
$415,218
$1,588,022
$78,164,431
Project B
$76,049,547
$642,018
$2,557,593
$79,249,158
Project C
$91,836,299 @!J, l)I6
$2,557,593
$94,928,038
KT
7 Tabel 5.5
5.6
De totale kosten •
opbrengsten
De opbrengsten van de plant bestaan uit de geldwaarden van het top- en bodemproduct. Het topproduct wordt niet verkocht, maar gaat naar een ander deel van de fabriek. Daarom is een fictieve verkoopprijs vastgesteld. Het bodemproduct kan wel worden verkocht. Het kan worden beschouwd als een bijproduct en van de totale jaarlijkse lasten worden afgetrokken. Dit kostenvoordeel wordt aangeduid met
Ky. Onderstaande waarden
zijn opgevraagd bij ARCO: - Topproduct (99% i-butaan)
: US$174jton 74
- Bodemproduct (83% pentaan): US$135/ton In Tabel
5.6 staan de
opbrengsten voor de verschillende
projecten vermeld en in Tabel 5.7 het kostenvoordeel.
Topproduct
Productie ton/jaar
Project A
463,612
$174
$80,668,488
Project B
461,976
$174
$80,383,824
Project
565,921
$174
$98,470,254
Tabel 5.6
C
Waarde per ton
Opbrengst per jaar
Opbrengsten topproduct
I
Bodemproduct
Productie ton/jaar
Waarde per ton
Kv
1
Project A
3,992
$135
$538,920
Project B
5,927
$135
$800,145
Project
7,261
$135
$980,178
Tabel 5.7 5.6.1
C
Opbrengsten bodemproduct
Kostprijs
Nu alle geldstromen per jaar bekend zijn kan de kostprijs van het topproduct worden bepaald. Hiervoor geldt de volgende correlatie: k = (Kr - Kv) /P. De kostprij zen van het topproduct per ton voor de verschillende projecten: ~k4~i( $167.44 $169.81
' . ~' 1 4. 1
- Project C: k = ($94,510,637-$980,173)/565,921 = $166.01
7· 1i
- Project A: k - Project B: k
5.7
= =
($78,164,431-$538,920)/463,612 ($78,723,885-$800,145)/461,976
= =
h.fvÁ-
Economische criteria
Ir:
2,:;.11}1 ~'l . 'f
t.b'i J
Om een keuze te maken tussen de projecten, worden ze getoetst aan verschillende economische criteria.
Hiervoor wordt de
rentabiliteit als maatstaf genomen, die een functie is van 75
opbrengst, kosten en investeringen. Bij de berekeningen wordt uitgegaan van de volgende aannames: -
De investering wordt verspreid over een bouwtijd van 2 jaar.
- De looptijd van het project bedraagt 10 jaar. Het
werkkapitaal
is
na
het
project
weer
volledig
beschikbaar. - Het fixed capital heeft geen restwaarde. De investering kan men beschouwen als een negatieve cashflow. De cashflows gedurende de looptijd van de projecten bestaan ui t
het verschil van de opbrengsten en de kosten van het
vervaardigde
product,
waarbij
in
het
laatste
j aar
het
werkkapitaal mag worden opgeteld. Er wordt gekeken naar de payout time, de gemiddelde rentevoet (Literatuur 4)
en de interne rentevoet van de projecten.
Omdat de laatste berekend wordt met behulp van een iteratief proces,
is
een
Pascal-routine
geschreven
(Bijlage
Hieronder volgen de resultaten: Alle bedragen in US$1000
project
A
= =
Investering Werkkapitaal Looptijd Bouwtijd
= =
0
9287
r>"pf-
1393
10 2
Opbrengst per jaar = 3041 Payout time
=
~(i,..
4.1 jaar
Gemiddelde rentevoet
= 29 • 8
De interne rentevoet
=
V'
%
22.6 %
'\Y' oP' .1.,(/J<'I' .
~ ..
.,Á.pJAi1
Cash Flow[ OJ Cash_Flow [ 1J
= =
-5340
~
-5340
76
NCW [ OJ
=
-5340
NCW [ 1J
=
-4356
6).
Cash_Flow [ 2] Cash_Flow [ 3] Cash_Flow [ 4] Cash Flow[ 5] Cash_Flow [ 6] Cash_Flow [ 7] cash_Flow [ 8] Cash_Flow [ 9] Cash_Flow[10] Cash_Flow[ll]
= = = = = = = = = =
3041 3041 3041 3041 3041 3041 3041
NCW [ 2] NCW [ 3] NCW [ 4] NCW [ 5] NCW [ 6] NCW [ 7] NCW [ 8] NCW [ 9] NCW[10] NCW[ll]
3041 3041 4434
=
2023
=
1651 1346 1098 896 731 596 486 397 472
= = = = = = =
=
project B Investering = 14957 Werkkapitaal = 2244 Looptijd = 10 Bouwtijd = 2 Opbrengst per jaar = 1936 Payout time = 8.7 jaar Gemiddelde rentevoet = 12.6 % De interne rentevoet = 3.7 % Cash_Flow [ 0] = Cash_Flow [ 1] = Cash_Flow [ 2] = Cash_Flow [ 3] = Cash_Flow [ 4] = Cash_Flow [ 5] = Cash_Flow [ 6] = Cash_Flow [ 7] = Cash_Flow [ 8] = Cash_Flow [ 9] =
-8600
Cash_Flow[10] = Cash_Flow[ll] =
1936 4180
-8600 1936 1936 1936 1936 1936 1936 1936 1936
77
NCW [ 0] = NCW [ 1] = NCW [ 2] = NCW [ 3] = NCW [ 4] = NCW [ 5] = NCW [ 6] = NCW [ 7] = NCW [ 8] =
-8600 -8295 1801 1737
NCW [ 9] = NCW[10] = NCW[ll] =
1398 1349 2808
1675 1616 1558 1503 1450
project C
Investering = 14957 Werkkapitaal = 2244 Looptijd = 10 Bouwtijd =
2
Opbrengst per jaar =
4522
Payout time = 4.3 jaar Gemiddelde rentevoet = 27.6 % De interne rentevoet = 20.5 % Cash_Flow [ 0] = Cash_Flow [ 1] = Cash_Flow [ 2] = Cash_Flow [ 3] = Cash_Flow [ 4] =
-8600 -8600
NCW [ 0] = NCW [ 1] =
-8600 -7135
4522
NCW [ 2] =
3113
4522 4522
NCW [ 3] = NCW [ 4] =
2582 2142
cash_Flow [ 5] = Cash_Flow [ 6] =
4522
NCW [ 5] =
1777
4522
1475
Cash_Flow [ 7] = Cash_Flow [ 8] =
4522
NCW [ 6] = NCW [ 7] =
4522
NCW [ 8] =
1015
Cash_Flow [ 9] = Cash_Flow[10] = Cash_Flow[ll] =
4522 4522
NCW [ 9] =
842
NCW[10] = NCW[ll] =
699
6766
1223
867
Op grond van deze economische criteria kunnen we een volgorde van
voorkeur
aangeven
voor
het
investeren
in
de
vier
projecten. Deze staat in Tabel 5.8.
POT GR IR Tabel 5.8
Project A
Project B
Project C
4.1 jaar 29.8 % 22.6 %
8.7 jaar 12.6 % 3.7 %
4.3 jaar 27.6 % 20.5 %
Rentabiliteit van de projecten
78
Volgorde van voorkeur A / C / B A / C / B A / C / B
5.8
Conclusie
uit Tabel 5.8 blijkt duidelijk dat Project B ten opzichte van Project A en C absoluut onaantrekkelijk is. De resultaten van Project A en C zijn vrijwel gelijkwaardig, er is telkens een klein voordeel voor Project A. Wanneer een keuze gemaakt dient te worden tussen de laatste twee dan lijkt het verstandiger om voor Project A te kiezen. Dit project vergt een kleinere investering, zodat er een kleiner risico gelopen wordt.
79
CONCLUSIE
Het flowsheet van de deisobutanizer is met behulp van CHEMCAD gesimuleerd. CHEMCAD vraagt om nauwkeurige startwaarden voor de simulaties. Het uiteindelijke model is daarom pas na een groot aantal stappen bereikt. CHEMCAD is een gebruikersvriendelijk programma, omdat er een koppeling bestaat tussen het tekenen van het processchema en de invoer van de gegevens. Er zijn op een aantal punten aanzienlijke verschillen tussen de werkelijke situatie en de gesimuleerde situatie. Zoals uit hoofdstuk 2 blijkt hebben wij sterk de indruk dat de uitgangsgegevens van ARCO niet kloppen. Na het opstellen van de energiebalans is gebleken dat er zo'n 10 HW aan energie over is. Volgens ARCO staat de luchtkoeler nauwelijks warmte af. Er zijn twee mogelijkheden om dit te verklaren. Ten eerste kan het zijn dat er geen overtollige warmte is, oftewel de voedingen bevatten minder energie en zijn dus vloeistof. Ten tweede is het mogelijk, maar zeer onwaarschijnlijk, dat het systeem grote verliezen heeft, zoals bij de ongeïsoleerde refluxleiding. In de simulatie is uitgegaan van voedingen waarvan er zich twee in de dampfase bevinden. Omdat de simulatie geen verliezen kent, moet de luchtkoeler alle overtollige warmte afstaan en heeft deze dus een groot vermogen, dat niet met de opgegeven werkelijkheid overeenkomt. Een ander verschil tussen werkelijkheid en simulatie is de refluxverhouding, waarbij kan worden opgemerkt dat een fout in de topzuiverheid grote verschillen bij de reflux tot gevolg heeft.
80
Het is dus moeilijk om te bepalen in hoeverre de resultaten van de simulatie overeenkomen met die van de werkelijkheid. Toch kan er wel wat over gezegd worden. Vooral de resultaten van de kolomsimulatie tonen een grote overeenkomst tussen de bestaande situatie en het model, hetgeen uit bijvoorbeeld de temperaturen en de massastromen in de kolom is op te maken. Het was, omdat de oorzaak van de verschillen waarschijnlijk niet bij Chemcad liggen, toch interessant om naar de veranderingen te kijken bij de overstap van schotelkolom naar gepakte kolom. Hierbij kwam duidelijk naar voren dat de gepakte kolom voordelen biedt. Dit voordeel werd uitgedrukt in lagere energiekosten (9%) of in een capaciteits-vergroting (22.5%), bij gelijkblijvende energiekosten. In hoofdstuk 5 is aangetoond dat wanneer men een keuze moet maken om in één van de drie projecten te investeren, project B (gepakte kolom, gelijke capaciteit) direct afvalt. De resul taten van proj ect A (schotelkolom) en proj ect C (gepakte kolom, 22.5% vergrootte capaciteit) liggen niet ver uiteen. Project A heeft een interne rentevoet van 22.6%, project C een interne rentevoet van 20.5%. Er is dus een licht voordeel voor project A. Dit wordt tevens bevestigd door het feit dat proj ect A een kleinere investering vereist, en derhal ve minder risicodragend is.
81
LITERATUUROPGAVE
1)
Loos Th. W. en Kooi H.J. van der, Toegepaste thermodynamica en fasenleer, collegedictaat TUD
2)
Montfoort, Prof.ir.A.G., De chemische fabriek, Collegedictaat TUD, 1988
3)
Olujic, Dr. Z., Apreliminary process co st estimation method, Lab. API TUD
4)
Es, Dr.ir. J.P. van, Investeren, collegedictaat TUD, 1987
5)
SULZER Brothers Limited, separation and mixing, procesequipment division
6)
Kunesh J.G., Recent developments in packed columns, The Canadian journalof chemical engineering, Volume 65, december 1987
7)
Distillation and Absorption 1987, The institution of chemical engineers, Symposium series no. 104
8)
Eastop T.D. and McConkey A., Applied thermodynamics for engineering technologists, Longman Group Limited 1978
9)
Chan G.K. and Chuang K.T., Recent developments in distillation, Hydrocarbon Processing, Feb. 1989
10)
Sinnott R.K., Chemical Engineering Volume 6, pergamon press, 1986
11)
Billet R. and Mackowiak J., Application of Modern packings in Thermal Separation Processes, Chem. Eng. Technol. 11, 1988
12)
smith J.M. and Ness H.C. van Ness, Introduction to chemical engineering thermodynamics, McGraw-Hill, 1988
13)
Berg P.J. v.d. en Jong W.A. de, Introduction to chemical process technology, D.U.P. 1983
14)
VDI Wärme-Atlas, Berechnungsblätter fur der Wärmeübergang, 1977
15)
CHEMCAD Users guide, Coade Engineering Software, McGrawHilI
16)
Zuiderweg, Scheidingsprocessen 1 en 2, collegedictaat TUD, 1987
82
17)
Perry, R.H. and Chilton, C.H., Chemical Engineers
18)
Handbook 5th edition, 1973 Encycl. of Chem. Techn. vol.12, third edition, Kirk-
19)
Othmer Eder W. en Moser F., Die wärmepumpe in der Verfahrentechnik, Springer Verlag 1979
83