COMPUTER-SIMULATIES VAN EEN DEISOBUTANIZER

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 massaen 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 massaen 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


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 -----


,.

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


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


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 -


-

-

-

-

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%


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%


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%


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


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%


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


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


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


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%


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


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%

-

-


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


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


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%


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%)


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


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 /


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 dampen 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


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


- 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 topen 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

COMPUTER-SIMULATIES VAN EEN DEISOBUTANIZER

Recommend Documents