FVO Nr. Onderwerp. A.A.J. Buysman U. van Gent B. Hassan W.F. Willeman. Datum opdracht Datum verslag

FVO Nr. Fabrieksvoorontwerp Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Bijlagen Total Isomerisation Package (TIP) met een semi-continue scheidingsstap

Auteurs

A.A.J. Buysman U. van Gent B. Hassan W.F. Willeman

Telefoon

015-143822 078-100626 010-4602370 01859-12197

Keywords Isomerisation, separation, adsorption, pentane, hexane, mordenite, Hysomer, Isosiv and TIP

,~i

T U Delft Technische Universiteit Delft

Datum opdracht Datum verslag

9 september 1994 2 december 1994

Faculteit der Scheikundige Technologie en der Materiaalkunde

o

o

o

o

o

o

Voorwoord Voor u ligt het supplement behorende bij het fabrieksvoorontwerp nummer 3114 met als titel: "Total Isomerisation Package met een semi-continue scheidingsstap. Dit supplement bestaat uit bijlagen A tot en met J. Deze bijlagen bevatten: het procesflowschema, fasenevenwichten en rekenvoorbeelden van de apparatuur waaruit het proces bestaat. Het doel van het apart bijvoegen van de bijlagen is het mogelijk maken gelijktijdig de rekenvoorbeelden, in deze bijlagen, en de toelichting hierop in het eigenlijke verslag naast elkaar te lezen. De behandelde rekenvoorbeelden zijn voor het overgrote deel uitgevoerd met het computerprogramma MathCad versie 4.0. De gebruikte symbolen worden voor een deel verklaard in de rekenvoorbeelden. Voor de in de bijlagen niet verklaarde symbolen wordt verwezen naar het eigenlijke verslag, hoofdstuk 12. Delft, december 1994

1

Inhoudsopgave bijlagen behorende bij Fabrieksvoorontwerp 3114

Total Isomerisation Package (TIP) met een semi-continue scheidingsstap

Voorwoord

Al. A2.

BI. B2.

1 A - Algemeen Procesflowschema Fasenevenwichten

3 4

B - Isomerisatiereactor Conversieberekening/reactorschaling Berekening drukval reactor

5 6

C2. C3. C4a. C4b. C5.

C - Adsorptie-/desorptie-unit Viriaalcoëfficiënten an adsorptie-isothermen Schatting van temperatuur en adsorptiecapaciteit als functie van n-pentaanpartiaaldruk Kern van het adsorptie/desorptieprogramma Optimalisatie adsorptie-unit Concentratie- en temperatuurprofielen van adsorptie- en desorptiesegmenten Resultaten adsorptie- desorptieberekening Berekening drukval adsorber- en desorbersegmenten

D.

D - Destillatiekolom Berekening destillatiekolom

CIa. Clb.

8 14 15 17

20 23 28

32

E2a. E2b. E3.

E - Warmtewisselaars Heat Exchanger CaIculculation; H5, luchtgekoelde condensor Heat Exchanger CaIculculation; H8a, gecombineerde verdamper/condensor Heat Exchanger CaIculculation; H8b, adsorbervoorverwarmer Resultaten overige warmtewisselaars

51 57

F.

F - Fornuizen Ontwerp van een fornuis

63

Gl. G2.

G - Vaten Berekening horizontale flashdrum Berekening acuumulator

67 69

H.

H- Pompen Berekening van pomp P7

70

1 - Veiligheid Dow-formulier HAZOP-studie Tip-proces

73 74

El.

11.

u.

39

44

J - Economie J.

76

Afschrijving vast kapitaal

2

Wt.LCl-l"

bl~v(..... oJ..t

f:

pt 0 Cll

.{ 0.8' Afgo.

_.

~

______ -d'bl. I~ Ol :

:

~~ I

(

:

9

rffl~ I::,>-

.,

~

o n

~

(-'l

~

I

I

o

I I I I IL

~

__

(-'l

n :r ~

.tookolle

9

w

~

0.02

:;. , .. 0 F9

,.. _____ .J

.tookolle

I I

.tookolle

I

Make-Up H2

I IL

______________________

~

I

CD P 1 H 2 f 3 R <4 H 5 V 6 P 7 H 8

VOEDINGSPOt.AP VOEDINGSVOORVERWARt.AER VOEDINGSfORNUIS ISOt.AERISATlEREACTOR KOELER VLOEISTOf-GAS SCHEIDER POt.AP WARt.ATEVt1SSELAAR

F C f T H V P T

9 10 11 12 13 14 15 16

fORNUIS H2 RECYCLE COt.APRESSOR fORNUIS GEINT. ADS./OES. KOl. KOELER ACCUt.AULA TOR POt.AP STA81L1ZER

H V P P H P H

17 18 19 20 21 22 23

CONDENSOR REfLUXACCUt.AULATOR REfLUXPOt.AP POt.AP RE801LER PROOUKTPOt.AP PRODUKTKOELER

TOTAL ISOMERISATION PACKAGE U. van Gent W.f. Willeman

c::::>

A.A.J. 8uysmon 8. Has.on

Stroomnummer

o

Temperatuur

oe

o

fVO Nr. : 3114 december 1994

Eft. Druk In bar

Bijlage A2. Fasenevenwichten. CSH12-C;.H16 111

N-PENTANE

C5H1Z -----------------------------------(ZI N-HEPTANE C7H1b -----------------------------------LIT.I Z34

CUMMINGS,L.W.T., STONES,F.W., VOLANTE,~.4. INO.ENG.CHE~., 25(19331728

P

BINARY PARAMETERS A~O OEVIATIONS OF EXP. ANO EOS. CAlC. VALUES

-------------------------------------------------------------EXP TMIN PMIN lKIJ. REJ OP/P

PTS

TMAX

2b

403 52b

PI1AX

3KIJ

10.1 30.b

PTS

1.0052 0.0000 .0019 .0071,

on

"

3 12 1 Z

.bZ 1.02 .b1 .43

OK1/K1

I1JL"

%:

.54 1.73 1.19 1.07

1.43 1.99 2.1,7 2.18

OF1/Fl

EOS

~

1.38 2.blo 2.35 1.97

LKP BWRS RKS PR

EXPERI/1ENTAL VAPOR LIOUIO PHASE

EOUILIBRIUM OATA -----------------------------------------------T IK P IBAR Xl Yl

1 2 3 4 5 b 7 8 9

10 11

lZ 13

1,03.75 408.75 t,l1o.Z5 420.35 427. " 435.35 1,1,3.75 453.15 Iob3.75 1044.Z5 1050.35 457.55 Iob4.85

10.132 10.132 10.13Z 10.13Z 10.13Z 10.13Z 10.13Z 10.132 10.13Z ZO.Zb5 ZO.Zb5 ZO.Zb5 ZO.Zb5

0.9000 0.8000 0.7000 O.bOOO 0.5000 0.4000 0.3000 o.ZOOO 0.1000 0.9000 0.8000 0.7000 O.bOOO

T /K

0.9b10 0.9180 0.8b80 0.8130 0.710100 0.b580 0.5500 0.10170 0.Z400 0.95Z0 0.8990 0.83Z0 0.7550

110

15 1b 17 18 19 ZO Zl ZZ Z3 Z4 Z5 Zb

472.05 1,80.95 489.85 1,98.75 508.75 4bZ.05 478.75 487.05 1,95.35 503.75 51Z.55 5ZZ.05 5Zb.45

P / BAR

Xl

Yl

20.Zb5 0.5000 0.bb30 20.Zb5 0.4000 0.5b20 ZO.2b5 0.3000 0.1,470 ZO.Zb5 O.ZOOO 0.3220 ZO.Zb5 0.1000 0.1700 30. blO 0.9000 0.93Z0 30.b10 0.8000 0.8540 30.b10 0.7000 0.7b90 30.b10 O.bOOO 0.b770 30.b10 0.5000 0.5770 30.b10 0.4000 0.4b30 30.b10 0.3000 0.3370 30.b10 0.Z550 0.Z550

CSH12-CsH12 111

C5H1Z

ISO-PENTANE

-----------------------------~;~î;-(21 N-PENTANE

-----------------------------------LIT.I 779 P

MC COR~ICK,R.H., WALSH,W.H., HETRICK,S.S., ZUOKEVITCH,O. J.CHE/1.ENG.OATA, 8(19b311o,504

BINARY PARA/1ETERS ANO OEVIATIONS OF :~~:_~~~:~~:_:~:::_~~~:: ----------------------------------;;/P OY1 OKI/Kl OF1/F1 EXP T/1IN PMIN lKIJ· REJ 1. ~ PTS T/1AX PMAX 3KIJ PTS ~ /10L'• 13

3Z8 384

Z.34 7.8b

o o o o

1.9850 .00b7 -.0300 .0bOO

1.71 3.02 3.82 4.90

9.03 9.0b 9.b9 8.53

1.97

3.11 Z4.84

EXPERIMENTAL VAPOR LIOUIO PHASE EQUILIBRIUM DATA

-----;-7;----;-7;;;--x; -

-----~;--------------;

1

2 3

"5 b

7

328.15 328.71 331.48 335.37 335.93 358.15 3b2.04

2.344 Z.344 Z .344

Z.344 Z.344 5.10Z 5.10Z

0.9345 0.93b5 0.3465 0.OZ30 0.OZ15 0.9315 0.3b85

0.98Z0 0.9830 0.bb30 0.0785 0.0750 0.9755 O. b17 5

8 9

10 11

lZ 13

4

i.

i '

/

K

3bZ.04 3b5.93 37b.48 380.93 384.Zb 384.8Z

Z9.17 Z8.79 38.82 ZO.09

P / BAR

5.102 5.102 7.8bO 7.8bO 7.8bO 7.8bO

EQS

LKP BWRS RKS PP

Xl

Yl

0.3680 0.0?b5 0.9115 0.34Z0 0.0315 0.0295

0.b300 0.0700 0.9b100 0.5590 0.0685 0.Ob55

Bijlage BI: Conversie berekening/Reactor Sealing

Figuur BI: Conversie n-pentaan/n-hexaan bij 100 ton katalysator.

%Concentraties onder voedingscondities m.b.v. "gaswet: PV=nRT" %=============================================== nC5_0=par(740.87); %n-pentaan in recycle [kmoIJh] [kmoIJh] nC6_0=par(87.74); %n-hexaan in recycle CH2_0=par(1735.21); %H2 in recycle [kmolfh] [kmolfh] C_tot=3266.17; %totaal alkanen+H2 PO= 10; %totaaldruk systeem [bar] P_C5=nC5/C_tot*PO; %partiaaldruk n-pentaan [bar] P_C6=nC6/C_tot*PO; %partiaaldruk n-hexaan [bar] [bar] P_H2=CH2_0/C_tot*PO; %partiaaldruk H 2 %KINETIEK PARAMETERS %===================== kCa_C5=par(O.020* le3); %kinetiekparameter [kmolftonfh] kCa_C6=par(O.04*le3); %kinetiekparameter [kmolftonfh] KIK2_C5=1; %kinetiekparameter [-] KIK2_C6=5; %kinetiekparameter [-] r_C5 =(kCa_C5*K 1K2_C5 *P_C5jP_H2)/Cl +KIK2_C5*P _C5jP_H2); %[kmolftonJh] r_C6=(kCa_C6*KIK2_C6*P _C6jP_H2)/(1 +KIK2_C6*P _C6jP_H2); %[kmolftonJh] y_C5=nC5/(nC5+nC6); %percentage katalysator benutting pentaan [-] y_C6=nC6/(nC5+nC6); %percentage katalysator benutting hexaan [-] %BALANSVERGELIJKINGEN PLUG-FLOW REAKTOR: dF/dW=r [kmolftonfh] %============================================================ nC5=int( -r_C5*y_C5 par: nC5_0); %[kmolfh] nC6=int( -r_C6*y_C6 par: nC6_0); %[kmoIJh] X_C5=1-nC5/nC5_0; %conversie n-pentaan [-] X_C6=1-nC6/nC6_0; %conversie n-hexaan [-] DX=abs(X_C5-X_C6); %verschil in conversie ,

5

.

Bijlage B2: Berekening drukval reactor volgens methode van Ergun

-------------_._--Invoergegevens Katalysator gegevens Extrudaat dichtheid Bedporositeit

'-1200'kg Pcat ·-

m3

:=0.45

E

Stortdichtheid katalysator

P bed := P caf( 1 - E)

Lengte extrudaat

I cat :=20'mm

Diameter extrudaat

d cat :=5'mm

Volume extrudaatdeeltje

1 2 V cat :=-·1t·d cat ·1 cat

Oppervlak extrudaatdeeltje

Scat :=2 ..!..1t.d cat + 1t·d caf l cat

4

2

Equivalente extrudaatdiameter .

4

V cat de :=4·-Scat

Procesgegevens Dichtheid gas gemiddeld

P g :=8.8. kg m3

Viscositeit gas

Jl := 1.2·1O- S·Pa·sec

Massadebiet gemiddeld

m := 1165oo·kg·hr- 1

Reactorgeometrie Adsorbens hoeveelheid

Volume + 10% vrij volume

M cat := 100000· kg

M

V : =~·l.1 Pbed

i := 1..16

Diameter (2 ..6 m)

Dj

:=(2+~).m

Doorsnede

A.

:=.!...1t' (D.)2 4

I

Hoogte

I

H .- V j ' - A. I

6

Berekening Drukval reactor

G. := in

Massaflux

A.

I

I

H.

I

dP. :=

Drukval

I

I~. 1 - E.[ 150·( 1 - E)·1l _ 1.75.G] dH P g·de

E3

de

O·m

Uitvoergegevens

60

3°106

40

2°106 d?j

Hj

1°106

20

0

2

4

0

6

Diameter Hoogte Drukval

2

4 D.

Dj

I

Dg =4 m 0

Hg

=13.263 0m 5

dPg =7.809-10 opa -1

massadebiet

m = 32.3610kgosec

volumedebiet

m v seg : = -

Pg

7

6

Bijlage C1A: Viriaal-coefficienten en Adsorptie-isothermen N-Pentaan

In(p/l.)=l.+LN(K)-p/a+p/a*(1 +l.)"2 423-

Berekingen van kO,k1 en K2 voor adsorptie afhankelijkheid van temperatuur uit experimetele waarden pit 7]

1

2

(2.441 )

-1

472- 2

. 3.503

573- 1 573-2

6.201

472- 1

kO)

423-

36.12032 4

k1 = -2.53145-10

(

k2 Temperatuur

4.681820106

T := 523.15

1nK :=kO+ k1 + k2 T

r

1nK = 4.83828

p/a berekenen als fuctie van de temperatuur 1 423-

Berekingen van AO,A1 en A2 voor adsorptiewarmte afhankelijkheid van temperatuur uit experimetele waarden [Iit 7]

1

423-

-1

(0.3528)

1 472- 1 472- 2

. 0.4831

1 573- 1 573- 2

0.6407

1

AO)

0.72655 Al = 257.91317

(

2

-1.75973 0lOs

A2

Al

A2

P:=AO+-+-

r

T

P=0.57658 De viriaal vergelijking voor n-pentaan ziet er nu als volgt uit Gasconstante ws pentaan is 0.169

R" 8.314. joule mole·K

i := 1.. 150 bezettingsgraad

9'i'-

i

1000

9.

À.. :=_1-

1- 9.

I

I

W. I

Dampspanning in torr

Dampspanning in Pa

:= 0.169·9.I

P- torr.1 := À..·e 1

Àï-p+p·(l+~l +1nK

P.I := 133.322·P-

8

tOrT. I

·torr

1.25 - - intercept(PI , wl)

qsa :=

qsa =0.07097

Ka :=

Ka =9.54576·10-'7

0.90 slope(PI, wl )·qsa

w2.:= qsa·Ka·P j 1

003

I

O. 02 W·

1

V

w2.

1

/'

1/

...

.~ -

/

V... ·'·

0.0 1

';/"/,0-

1/

o

0

1°10S

2"10~

3°105

p.

1

9

4°10 S

S'I~ o

Pa corr(w,w2) =0.99972

(I + Ka.Pi )

~

o~

60:3" 10

Berekening adsorptiewarmte als functie van de temperatuur

j := 1..10 T. :=(490+ 1().j)·K J

9 :=0.08

._ 9

~.--

1- 9

ws pentaan is 0.169

w :=0.169·9 w=0.01352

P. := 133.322·P torr. J

...............

-

J

r-. .......

0.00169492

-

.............

.......

..............

0.002

1

1j ,_ 1 x. ,--

Dummy variabelen voor lineaire regressie

----- ------

J

T.

y. :=ln(Pj) J

J

Pa

Clausius Clapeyron vgl. Dhads=-R*d{ln Psat)/d{11T)

6Hads :=R·slope(x,y)

Latent Heat vapour -> liquid fioule/mole adsorbate]

mads = 5.48762-104 joule mole

10

n-hexaan

In(pn.)=,-+LN(K)-p/cr+p/o*(1 +Ä.)A2

I

2 j-1 (1.712)

47T 47T 533- 1 533- 2

.

589- 1 589- 2

kO) [36.1325 kl = -2.59935-104

(

3.441 5.166

1

4.56722-106

k2

T :=523.15

kl

k2

T

T2

1nK:=kO+-+lnK =3.13387

Plo berekenen als fuctie van de temperatuur I

2

AO) 1 47T 47T Al := 1 533- 1 533- 2 ( A2 1 589- 1 589- 2

AO) Al ( A2

[-6.29611 7.14743-1
=

-1.89712.106 Al

A2

T

T

P:=AO+-+-2 P=0.43445

11

1

-I

.

(0.3501) 0.4358 0.3703

De viriaal vergelijking voor n-hexaan ziet er nu als volgt uit

i := 1.. 300 i e..._-1000 1

e.

).. :=_1_

1- e.

1

1

ws hexaan is 0.169

w.1 :=0.169·e.1 P- torr.1 := )..·e 1

Aj-p+p' (l+).i +1nK

·torr

P.1 := 133.322·P- torr.1 1

WI. :=1 w.

1

PI. :=1 P. 1

1

qsa:=

1.10 intercept(PI. wl)

qsa =0.0711 ;

Ka := _ _0_.9_5_ _ slope(P I. w 1)- qsa qsa·Ka· P.

w2 '-

corr(w. w2) =0.99983

1

i .-

(I + Ka.Pi )

0.06

./'"-

0.04

/

w·1 w2.

1

0.02

o

I' o

/

.

1 10~)

~

.

.

3 10,)

Berekening adsorptiewannte n-C6 Als functie van Temperatuur

j := 1..10

ws hexaan is 0.169

~

V

210, )

T. :=(490+ 10-j)·K J

12

.

410, )

1

Ka =5.52842·10 .•Pa

.

S 10

0 :=0.0032

._ 0 1.-1-0 w:=0.169·0

P. := 133.322·P tOlT. J

-

--1000

100

J

---

----0.002

0.00169492

._ 1 x. .--

Dummy variabelen voor lineaire regressie

J

T. J

y. :=tn(Pj) J Pa

Clausius Clapeyron vgl. Dhads=-R*d(ln Psat)/d(1fr)

macis :=R-slope(x,y)

Latent Heat vapour -> Iiquid Doule/mole adsorbate]

macis =3.21942.104 joule rooie

13

Bijlage C1 b: Schatting van temperatuur en adsorptiecapaciteit als functie van n-pentaan partiaaldruk Algemene gegevens Gasconstante

[J/mole/K]

R: = 8.314 4

Adsorptie activeringsenergie

EcS :=-6.S864·10

Adsorptieconstante T->c.o

kO cS := 2.S3·1O-

Maximale Opnamecapaciteit P->c.o kg-pentaan/kg_adsorbens

qsa cS := 0.07097 HeS :=7.62.10

Adsorptiewarmte

13

5

[J/mole] [1/Pa] [kg_CS/kg_ads] [J/kg_CS]

warmtecapaciteit adsorbens

Cp ads := 800

[J/kg_ads/K]

Voeding Temperatuur

TO :=S23

[K]

Berekening

Tl :=600

Schattingswaarden

w cS :=0.07

given

P=2.S·10

5

-E c5

Ka cS=kO cS. e R·TI qsa cS' Ka cS' P

Langmuir-vergelijking

wcS=----

Q=M*Cp*Dt

T1=TO+

(1 + KacS'P)

w S·H S

c

c

CPads 7.16010-'7 Find(KacS'w cS,Tl)

=

[

0.011

S33.263

Resultaten (12 berekeningen)

0.04 ....-----"T"""----,

T '=

T =temperatuur [kl w=capaciteit P=partiaaldruk CS [bar]

S28

O.OOS

1

S37 S39 S41 S42 S43 S4S S46 SSO SS3

0.012 O.OlS 0.017 0.018 0.020 0.021 0.023 0.024 0.029 0.032

4 S 6 7 8 9 10 IS 20

I

560 550 o~---~---~

o

10

Pi

Ti 540

20 530 520

0

10 Pi

Uit de berekening blijkt dat als de adsorptiewarmte wordt meegenomen, de adsorptiecapaciteit sterk verminderd, waardoor de doorbreektijd wordt verkort.

14

20

w '=

P. '= '

i := 1.. 12

I

I

Bijlage C2 : Kern van het adsorptie/desorptie programma {$N+} { Change N+ into N- if you do NOT use double precision reals } program NONSTAT(input,outputli uses {$IFOPT N+} RKMath, TRKMath, {$Else} RKNorm, TRKNorm, crti { add any other unit you want to use here } const Comp Tanks AbsErr RelErr Spc

= = = = =

{$ENDIF}

Si 20 ; le-8;

le-4i , , ,. {index geadsorbeerd n-pentaan} {index gas fase n-pentaan} {index geadsorbeerd n-hexaan} {index gasfase n-hexaan} {Index temperatuur adsorbens} {gasconstante [J/mole/K]}

C5_ads=li

CS_gas=2i C6_ads=3i C6_gas=4i Tsysteem=5 i

R=8.314i

MolgeWC5=72e-3 ; MolgeWC6=86e-3 ; Cp_ads=800i dHC5=5.48762e4/MolgeWC5; dHC6=3.21942e4/MolgeWC6i

eps=0.35i rhob=800i rho_ads=rhob/(l-epsli n_segment=7i

{warmte capaciteit adsorbens [J/kg/K]} {adsorptie warmte cs [J/kgCS]} {adsorptie warmte C6 [J/kgC5]}

{bedporosieteit excl. deeltjesporievolume [m3gas/,3]} {stortdichtheid bed [kg/m3]} {adsorbensdichtheid [kg/m3ads]} {aantal segmenten}

Mads_seg=7000i {+++ langrnuirconstantantes Ka [l/Pa], qsa [kg alkaan/kg adsorbens] {+++ maximale beladingsgraad n-pentaan en n-hexaan [kg/kg_ads] const KO_C5=2 . 53e-13 i

KO_C6=1.252e-13i E_C5=-6.5864e 4 i E_C6=-7.6564e4i qsa_C5=O.07097i qsa_C6=O . 0711 i

+++} +++}

{maximale beladingsgraad voor n-pentaan [kg_CS/kg_ads]} {maximale beladingsgraad voor n-hexaan [kg_C6/kg_ads]}

{============================================================================} {==========================PROCEDURE INIT_PROCESVARIABELEN===================} {============================================================================} Procedure Init-procesvariabeleni const uur=3600i begin debiet_seg:=gasdebiet/uur/n_segment; {volumedebiet [rn3gas/s]} Vseg:=Mads_seg/rhob; {Reactor(segmentlvolume [rn3]} Vtank:= Vseg/Tanksi {Tankvolume [rn3]} Tau:=Vtank*eps/debiet_seg; {verblijf tijd [rn3gas/(m3*sl=[s]} MCp_tank:=eps*Vtank*rhog*Cp_gas+(l-epsl*Vtank*rho_ads*Cp_ads; MCp_gas:=rhog*Cp_gas*Vtank*epsi MCp_ads:=rho_ads*Cp_ads*Vtank*(l-epsl; end;

15

{=======================================~====================================}

{=========================PROCEDURE LANGMUIR=================================} {============================================================================} Procedure Langrnuir(CS,C6,T:real)

i

begin Ka_CS:=KO_CS*Exp(-E_CS/(R*T»*R*T*l/molgewCSi Ka_C6:=KO_C6*exp(-E_C6/(R*T»*R*T*l/molgewC6i ~c5:=qsa_C5*Ka_C5*C5/(l+Ka_C5*CS+Ka_C6*C6)i

{Ka in [m3.kg] i.p.v. l.Pa-l} {belading in kg.kg-l}

~c6:=qsa_C6*Ka_C6*C6/(l+Ka_C6*C6+Ka_C5*C5)i

endi

{============================================================================} {==========================PROCEDURE DERIVATES TANK==========================} {============================================================================} {$F+} { This directive is a MUST for next procedure! procedure DerivatesTank(var CTankBef,CTank,dCdTimei TankNumb: integer)i {$F-} { Af ter the heading this directive is not needed anymore } const Diff-p =le-l5i Rp =le-7i var CBef ConcVector absolute CTankBefi C ConcVector absolute CTanki dCdt ConcVector absolute dCdTimei W_C5,W_C6, evenwicht_CS, evenwicht_C6, T,kOa,inert:reali begin kOa:=lS*Diff-p/power(Rp,2) i T:=C[S]i Langmuir(C5_0_gas,C6_0_gas,T) i W_CS:=C[l]/rho_adsi evenwicht_C5:=W_CS*(l+Ka_C6*C[4])/(Ka_C5*(qsa_C5-W_C5) dCdt[l] :=kOa*eps/(l-eps)*(C[2]-evenwicht_C5) i dCdt[2] :=((CBef[2]-C[2])/Tau-(l-eps)/eps*dCdt[l]) i W_C6:=C[3]*(l-eps)/rhobi evenwicht_C6:=W_C6*(l+Ka_CS*C[2])/(Ka_C6*(qsa_C6-W_C6) dCdt[3] :=kOa*eps/(l-eps)*(C[4]-evenwicht_C6) i dCdt[4] :=((CBef[4]-C[4])/Tau-(l-eps)/eps*dCdt[3]) i

{kgn-CS.kgads} )i

{C5 adsorbate} {C5 gasfase} )i

{C6 adsorbate} {C6 gasfase}

dCdt[S]:= (MCp_gas*Cbef[S]-MCp_gas*C[S])/Tau*l/MCp_Tank {Temperatuur} +(dCdt[1]*dHC5+dCdt[3]*dHC6)*Vtank*(l-eps)/MCp_Tanki endi

16

Bijlage C3 Optimalisatie adsorptie unit

i =aantal segenten A j = doorbreektijd [sec] van adsoptie segment van j ton Dj = doorbreektijd [sec]desorptie segment van j ton i := 1.. 9

D7.I := i A3.I :=A5.I := A7.I := A9.I := D3.I :=05.:= I 13 13.5 24 35 24 41 54 35 57 75 45 75 96 56 91 116 67 109

39 54 70 84.7

D9.:= I 40 69.5 99 128.5 158 187.5

31 54 78 101 125 149

Doorbreektijden voor ad~orptie/desorptie als functie van aantal segmenten en massa SA zeoliet.

H/C = 1 y- as : doorbreektijd [sec]

x- as : aantal segmenten voor adsorptie/sedorptie 3 ton

ston

100

/

80 A3 j 60

o

./

o +

V 2

~i 120

V ./ V

/

V

160

/V

V
200

V

6

4

/

V

8

o

10

o

/

~V 2

4

240

240

.,)

+

2

Adsorptie Desorptie

8

10

'f""

/

~

8

10

A9i 180

/ /'

OO j 120

~

-+-

60

~~ o

6

9 ton 300

o

/""

/

-+- Desorptie

300

/

V

Adsorptie

Adsorptie Desorptie

7 ton

60

'<"

/

4

6

8

10

17 " "

0

0

2

Adsorptie

-+- Desorptie

4

6

· H/C =1.5 D3.I := D5.I := 7.33

D7.I :=

14

2 3 4 5 6 7 51.3 8 58.7 9 66

20.7 36.33 52 67.7 83.3 99 114.7 130.33 146

83 94.5 106

D9.I :=

46.2 66 85.8 105.7 125.5 145.3 165.2 185

ston

3 ton ISO

80 ~

64

/

AJ j 48

/

16

o

/ V

V ~ o 2

+

4

120

V /'

~

AS j 90

V

/" 30

6

8

o

10

Adsorptie Desorptie

~ o +

/,V y

200

120

160

A7 j 90

A9j 120

D7 j 60

10

6

8

10

OOj 80

+

+

30

40

0

+

2

4

6

8

0

10

Adsorptie Desorptie

D3.I :=

0

+

H/C = 2

51

8

9 ton

ISO

11 16

6

Adsorptie Desorptie

7 ton

0

4

2

~

V

D5.:= I

D7.:= I

11.33 20.2 29 37.8 46.7 55.5 64.3 73.2 82

17.33 29.2 41 52.8 64.7

100.2 112

D9.I :=

96.5 111.7 126.8 142

18

2

Adsorptie Desorptie

4

3 ton

ston 100

60

~

48

AJ j 36

12

y

o

/"

/

o

~ v

/

W

~

~j6O

20

6

~

o

10

8

o

/ 2

4

Adsorptie

Adsorptie

-+ Oesorptie

-+ Oesorptie

10

8

6

7 ton

9 ton

ISO

200

/

120

b

/'

160

y

/, ./

RV

30

o

~

-/

/~

V

4

2

80

~ o

/ 2

~V

~

40

4

6

8

o

10

/

~ o

2

Adsorptie

Adsorptie

-+ Oesorptie

-+ Desorptie

V

4

6

8

10

H/C =1.75 i := 1.. 10 . 07.1 := 12.8·i

A7.1 := 13.8·i

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

A7.1

07.1

13.8 27.6 41.4 55.2 69 82.8 96.6 110.4 124.2 138

12.8 25.6 38.4 51.2 64 76.8 89.6 102.4 115.2 128

ISO , . . . - - - , . . . - - - , - - - - r - - - - r - - - - ,

100 A7.

1

07. 1 -tE-

SO

O~--~--~--~--~--~

o

2

7 ton/seg. -tE-

19

7 ton/seg

4

6

8

10

BIJLAGE C4a Concentratie eu temperatuur profielen van adsorptie/desorptie segmenten

Concentratie Profiel Adsorptie !n opeenvolgende segmenten ...... 4.5 ;

Ë

4

J.... __II!::-!-

lC

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

j

l3.5 t--i--~~~~-~-- -- ~~~------------l ---..~--~--~-- ---~~-------- r------.. ........ .., 3 ~ 2.5 ---"ç--~---~--2 ~------ ---->----~---~---

~ 1.5

~------

t-------- ---:'4,..,-..::.~~~~--~-~~~ ----'X;::_----

-----..:.-----s-::--~~I ., I ............. -el-s ""-11: g 0.5 r------------------~ 1 ------------

c

8 o.

o

i

0.1

i

i

0.2

0.3

i

i

i

004 0.5 0.6 SegmenHengte [-]

i

0.7

0.8

0.9

I

r-----------------------------,

I -.- 1e segment - - 28 segment -G- 3e segment I I L_____________________________ 1-* 4e segment - - Se segmeni -*- 6e segment : ~

Figuur Cl. Concentratieprofielen n-C, in gasfase in opeenvolgende segmenten van de adsorptie.

Concentratie Profiel Desorptie !n opeenvolgende segmenten ~

4.---------------------------__--~=-=---~~----,

~ 3.5 Cl

.=.

_

ol

l:l 2.5 ~

2

~ 1.5 c

..

ê gO.5}-~~~~~~~~~~~

o u

O+---,---~--_r--~--~--~----r_--~--~~

o

0.1

0.2

0.3

004 0.5 0.6 SegmenHengte [-]

0.7

0.8

0.9

1-~~ï~S~~~;~~2;S~;;~~~3;S~;~ïi

iL-ik 4e Segment -or- 5e Segment -*- 6e Segment ! _____________________________ ~

Figuur C2. Concentratieprofielen n-C, ingasfase in opeenvolgende segmenten van de desorptie.

. 20

Profiel AdsorptiejOesorptie Concentratie in EindSegmentj7

I--*-

Adsorptie -

Desorplie

Figuur C3. Concentratieprofiel n-C$ in gasfase van laatste (7") segment aan het einde van adsorptie/desorptiestap.

Profiel AdsorptiejOesorptie Concentratie in EindSegmentj7 .-.

14

I'l

E 12

"Cl

~.

~

'--' 10 lil

,-

-'"

------~

~----------------------------------

--

U

I

8

~-------------------------------------

ê... 6 ëCl

~-------------------------------------

c: .5!

0

c:

4

0

~----------------------~

u

2

0

0. 1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Segmenl-tengle [-]

I*

Adsorptie -

Desorplie

I

Figuur C4. Concentratieprofiel n-C$ in adsorbensfase van laatste (7") segment aan het einde van adsorptie/desorptiestap.

21

ProfIel Adsorptie/Oesorptie Temperatuur Segmentelnde

n

535

1 ~530---------- - ------------------~----~

J

2525r~-~~==~~~~--~------------------ tg

'"

Ili

a.

~

520

I-

515+-----~----~----~r-----~----~----~

o

20

10

60

BO

100

120

Tl Jd (s]

I*

AdsorptIe -

Desorptle

Figuur CS. Temperatuur aan het segmenteinde en tevens temperatuur van effluent van adsorptie en desorptie.

Temperatuur Uerloop op x/L=O.5 als functle van tlJd 535,--------------------------------------,

iO

20

30

10

50 Tl J:l

1-'1-- Adsorpt :e -

60

70

EO

90

100

(s]

Oesorp: le

Figuur C6. Temperatuur aan het segmenteinde en tevens temperatuur van effluent van adsorptie en desorptie.

22

Bijlage C4b: Resultaten Adsorptie/Desorptie berekeningen Opmerking: concentraties in kg/m 3 Temperatuur in Kelvin

Adsorptie (volgt op desorptie-purge) 49.00 [ton] Massa adsorbens Totaal Volume 61. 25 [m3] Totaal Volumedebiet 1. 34 [m3/s] aantal segmenten: 7 [-] theore~ ische doorbreektijd pentaanadsorptie: 107.92 [s] theoret ische doorbreektijd hexaanadsorptie: 524.70 [s] =======================~============~==~============== =================

Time ads_pentaan n-pentaan ads hexaan 3.225 1.000 0.699 0.392 13.000 2.832 0.601 0.394 2.572 26.000 0.553 0.399 2.476 0.547 0.407 39.000 2.601 0.605 0.418 52.000 3.119 0.781 0.433 65.000 4.301 1.164 0.457 78.000 4.427 1.204 0.459 79.000 0.495 92.000 6.489 1.871 97.000 7.439 2.184 0.512 Hoeveelheid pentaan geadsorbeerd t=0:15.866 [kg] t=o: 1. 864 [kg] Hoeveelheid pentaan holdup Hoeveelheid hexaan geadsorbeerd t=O: 8.445 [kg] Hoeveelheid pentaan ho I dup t=O: 0.180 [kg] Totaal energie hold_up t=0:11.369 [MJ] Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid

pentaan pentaan pentaan pentaan

Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid

hexaan hexaan hexaan hexaan

aangevoerd geadsorbeerd holdup naar destilatie


Totaal energie gegenereerd Totaal energie afgevoerd Totaal energie hold_up Tank 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 l3

14 15 16 17

18 19 20

C5 adsorbed 14.192 13.554 13.019 12.699 12.591 12.614 12.693 12.786 12.865 12.910 12.902 12.816 12.626 12.304 11.827 11.183 10.379 9.449 8.444 7.439

:77.790 :68.049 :11.720 :15.887

[kg] [kg] [kg] [kg]

:10.117 :17.623 0.712 0.409

[kg] [kg] [kg] [Kg]

n-hexaan Temperatuur 0.018 526.481 0.019 526.171 0.019 525.967 0.020 525.892 0.021 525.992 0.022 526.403 0.025 527.337 0.026 527.436 0.031 529.065 0.033 529.814

43.2082 [MJ] 0.2612 [MJ] 14.0738 [MJ]

C5 gasfase C6 adsorbed 4.204 8.422 4.207 7.478 4.212 6.565 4.218 5.781 4.227 5.116 4.235 4.519 4.242 3.967 4.246 3.451 4.242 2.975 4.228 2.542 4.197 2.154 4.140 1.811 4.048 1. 515 3.913 1. 263 3.726 1. 053 3.485 0.883 0.749 3.195 2.868 0.646 2.524 0.569 2.184 0.512

23

C6 gasfase Temperatuur 0.533 526.788 0.509 529.431 0.478 531.810 0.442 533.439 0.402 534.266 0.361 534.585 0.320 534.655 0.280 534.620 0.242 534.538 0.207 534.423 0.176 534.275 0.147 534.083 0.123 533.833 0.102 533.507 0.083 533.091 0.068 532.577 0.056 531. 972 0.046 531.296 0.039 530.581 0.033 529.814

Adsorptie-purge met H1/n-pentaan Time ads pentaan 8.882 1.000 2.000 9.114 3.000 9.343 4.000 9.567 5.000 9.786 6.000 9.998 7.000 10.204 8.000 10.402 9.000 10.593 10.000 10.776 11.000 10.951 12.000 11.118 13.000 11.276

n-pentaan 2.668 2.756 2.837 2.916 2.994 3.069 3.142 3.214 3.282 3.348 3.412 3.472 3.530

Hoeveelheid pentaan geadsorbeerd Hoeveelheid pentaan holdup Hoeveelheid hexaan geadsorbeerd Hoeveelheid pentaan holdup Totaal energie hold_up Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid




Tank 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17

18 19 20

C5 adsorbed 10.002 9.818 9.897 10.262 10.772 11.300 11.781 12.192 12.530 12.799 13.004 13 .149 13.233 13.252 13.197 13.054 12.805 12.433 11. 925 11.276

t-0:69.418 t-0:12.071 t-0:15.680 t-O: 0.667 t-0:62.446



Totaal energie gegenereerd Totaal energie afgevoerd Totaal energie hold_up

ads hexaan 0.337 0.339 0.341 0.344 0.346 0.349 0.352 0.355 0.358 0.361 0.364 0.367 0.371

n-hexaan Temperatuur 530.233 0.022 530.486 0.023 530.734 0.023 530.977 0.024 0.024 531. 211 531. 438 0.025 0.025 531.656 0.026 531. 866 532.066 0.026 0.027 532.257 0.027 532.438 532.610 0.028 532.772 0.028

[kg) [kg) [kg) [kg) [MJ)

: 7.044 : 67.875 :11.198 : 9.574

[kg) [kg) [kg) [kg)

: 0.796 :16.461 0.606 0.077

[kg) [kg) [kg) [Kg)

-0.8838 [MJ) 3.5961 [MJ) 58.0106 [MJ)

C5 gas fase C6 adsorbed 2.392 6.969 2.513 6.419 6.052 2.699 2.936 5.681 5.237 3.193 3.439 4.722 3.655 4.165 3.834 3.599 3.974 3.051 4.080 2.542 4.154 2.084 4.201 1.684 4.225 1. 344 4.224 1. 065 4.199 0.841 4.145 0.669 4.057 0.541 3.928 0.453 3.753 0.398 3.530 0.371

24

C6 gas fase Temperatuur 523.793 0.309 526.637 0.335 529.693 0.353 531. 821 0.363 533.014 0.360 533.633 0.343 533.956 0.317 534.125 0.285 534.207 0.249 534.233 0.214 534.223 0.179 534.190 0.148 534.140 0.120 534.075 0.096 533.990 0.077 533.876 0.061 533.717 0.049 533.496 0.039 -533.189 0.032 532.772 0.028

Desorptie met Hl 49.00 [ton] 61. 25 [m3] 2.37 [m3/s]

Massa Adsorbens Totaal Volume Totaal Volumedebiet Aantal Segmenten

7

[-]

---------_._._---------------------------------------------------------n-pentaan ads hexaan Time adsyentaan n-hexaan Temperatuur 1.000 13.000 26.000 39.000 52.000 65.000 78.000 90.000

10.047 12.266 13.040 11.896 10.025 8.169 6.588 5.419

2.682 3.494 3.544 2.942 2.241 1.673 1.259 0.989

6.955 6.853 6.585 6.221 5.846 5.493 5.169 4.893

Hoeveelheid pentaan geadsorbeerd Hoeveelheid pentaan holdup Hoeveelheid hexaan geadsorbeerd Hoeveelheid pentaan holdup Totaal energie hold_up

t-0:67.875 t-0:11.198 t-0:16.462 t-o: 0.606 t-0:53.982

[kg] [kg] [kg] [kg] [MJ]

aangevoerd geadsorbeerd holdup naar reactor

: 13.554 :16.180 : 1.802 :74.395

[kg] [kg] [kg] [kg]

0.584 8.926 0.185 8.514

[kg] [kg] [kg] [Kg]





aangevoerd geadsorbeerd holdup naar reactor

C5 adsorbed 2.041 2.046 2.056 2.070 2.091 2.120 2.162 2.219 2.294 2.387 2.500 2.634 2.787 2.961 3.159 3.394 3.698 4.128 4.732 5.419

523.823 525.508 526.010 524.992 523.406 521. 840 520.497 519.493

39.4000 [MJ] 0.0191 [MJ] 11. 7596 [MJ]

Totaal energie gedissipeerd Totaal energie afgevoerd Totaal energie hold_up Tank 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

0.359 0.371 0.347 0.301 0.256 0.221 0.193 0.173

C5 gas fase C6 adsorbed 0.445 0.412 0.446 0.408 0.446 0.410 0.447 0.422 0.450 0.448 0.454 0.491 0.460 0.555 0.470 0.644 0.761 0.483 0.909 0.501 0.523 1. 090 0.551 1.305 0.584 1.554 1.837 0.622 0.666 2.155 0.716 2.515 0.772 2.940 3.478 0.836 0.908 4.160 0.989 4.893

25

C6 gas fase Temperatuur 0.019 525.591 0.019 525.542 0.019 525.444 0.019 525.359 0.019 525.302 0.020 525.279 0.022 525.293 525.344 0.025 0.029 525.432 525.553 0.034 525.704 0.041 525.878 0.049 0.059 526.063 0.071 526.240 0.084 526.354 0.099 526.269 0.116 525.706 524.271 0.135 0.154 521.877 0.173 519.493

Desorptie Purge (met iso-alkanen) Time ads pentaan 5.346 1. 000 2.000 5.283 3.000 5.223 4.000 5.164 5.000 5.106 6.000 5.049 7.000 4.993 4.938 8.000 9.000 4.883 10.000 4.830 11. 000 4.777 12.000 4.725 13.000 4.674

n-pentaan 0.998 0.989 0.976 0.963 0.950 0.938 0.926 0.914 0.902 0.890 0.879 0.868 0.857

Hoeveelheid pentaan geadsorbeerd Hoeveelheid pentaan holdup Hoeveelheid hexaan geadsorbeerd Hoeveelheid pentaan holdup Totaal energie hOld_up Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid Hoeveelheid




C5 adsorbed 3.224 2.902 2.646 2.457 2.328 2.248 2.208 2.200 2.218 2.259 2.321 2.404 2.506 2.629 2.775 2.957 3.201 3.560 4.075 4.674

t-0:16.180 t-o: 1. 802 t-o: 8.926 t-O: 0.185 t-O: 11. 762

n - hexaan Temperatuur 0.178 519.430 0.179 519.377 0.178 519.325 0.177 519.275 519.225 0.176 0.175 519.176 0.174 519.128 0.173 519.081 0.172 519.034 0.171 518.988 0.170 518.942 518.898 0.169 0.168 518.854

[kg] [kg] [kg] [kg]

[MJ]

aangevoerd : 2.603 [kg] geadsorbeerd :15.866 [kg] holdup 1.864 [kg] naar destilatie 2.839 [kg]


Totaal energie gegenereerd Totaal energie afgevoerd Totaal energie hOld_Up Tank 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

ads hexaan 4.874 4.858 4.842 4.827 4.811 4.796 4.781 4.765 4.750 4 . 735 4.720 4.705 4.690

0.046 8.444 0.180 0.532

[kg] [kg] [kg] [Kg]

-0.4197 [MJ] -0.0064 [MJ] 14.0738 [MJ]

C5 gas fase C6 adsorbed 0.789 0.392 0.717 0.399 0.406 0.649 0.592 0.418 0.440 0.548 0.478 0.516 0.497 0.534 0.613 0.486 0.718 0.484 0.852 0.489 1. 018 0.500 1.216 0.516 1.447 0.538 1.711 0.565 2.010 0.598 2.352 0.636 2.760 0.679 0.730 3.284 0.789 3.958 0.857 4.690

26 , '

C6 gas fase Temperatuur 0.017 526.481 526.203 0.018 0.018 525.900 525.658 0.019 0.019 525.483 525.374 0.021 525.321 0.022 0.025 525.317 0.029 525.356 525.432 0.034 525.537 0.040 0.048 525.665 0.058 525.804 525.934 0.069 0.082 526.001 0.097 525.869 525.257 0.113 523.766 0.131 521. 307 0.149 0.168 518.854

Invoerdata voor adsorptie en desorptie afkomstig van Chemcad

Adsorptie Desorptie Temp K 523.0000 10.0000 Pres bar -1.5351E+005 Enth MJ/h Vapor mole fraction 1. 0000 Total kmol/h 1301. 6182 96111. 4676 Total kg/h Total std L m3/h 152.2355 Total std V m3/h 29174.01 Flowrates in kmol/h Hydrogen 9.3289 I-Butane 31.3896 I-Pentane 697.5263 N-Pentane 293.6155 2,2-DiMth-Butane 58.6944 2,3-DiMth-Butane 26.0412 2-Methylpentane 134.1638 N-Hexane 20.3396 Cyclopentane 30.5189

523.0000 11. 0000 -22347. 1. 0000 2040.6793 24406.9886 83.9461 45739.07

Molar flow kmol/h Mass flow kg/h Average mol wt Actual dens kg/m3 Actual vol m3/h Std liq m3/h Std vap 0 C m3/h Cp J/kmol-K Z factor Visc Pa-sec Th cond W/m-K

2040.6793 24406.9904 11. 9602 3.0145 8096.6501 83.9461 45739.0661 51958.6791 1. 0038 1. 470e- 005 0.1648

1301.6182 96111. 4747 73.8400 18.2928 5254.0604 152.2355 29174.0099 197635.1968 0.9284 1.233e-005 0.0419

1750.3807 27.0879 177.9947 57.8672 7.4307 2.4684 11.7503 1. 3280 4.3712

27

Bijlage CS Berekening drukval adsorber en desorber seg menten volgens methode van Ergun

Adsorber Invoergegevens Katalysator gegevens Extrudaat dichtheid Bedporositeit

P t:= 1200· kg ca 3 m E :=0.45

Stortdichtheid katalysator

Pbed :=pcar{l- E)

Lengte extrudaat

I cat :=2Q.mm

Diameter extrudaat

dcat :=5'mm

Volume extrudaatdeeltje

._ 1 2 V cat .- 4· n.d cat ·1 cat

Oppervlak extrudaatdeelije

._ 1 2 Scat .-2·-·n·d cat + n·dcar l cat 4

Equivalente extrudaatdiameter

V cat de :=4·- Scat

Procesgegevens (adsorptiesegment) op basis van gemiddelde in- en uitgaande stroom aantal segmenten

n :=20

Dichtheid gas gemiddeld

P g :=19.

Viscositeit gas

J1 := 1.3· 10-'· Pa· sec

Massadebiet gemiddeld

~ : = 93657.7 + 74996.3 .kg.hr-1

Flow per adsorptiesegment ( totaal 7 adsorptie segmenten)

Segment volume

m3

2 ~

._~

seg .- 7-

Segmentgeometrie Adsorbens hoeveelheid(20% binder) per segment

kg

7000

Mcat :=-·kg 0.8 ._ Mcat V.--Pbed

i := 1.. 16 Totaal diameter (4 .. 8 m)

Dj:= (4+~).m

Totaal doorsnede

A:=.!..n. (D.)2 4 I

I

Oppervlak van een segment 20e deel van totaal

A '- I A ses: .-I n

Hoogte

.- V H .--I

Ase& I

28 ;

Berekening Drukval Adsorber op basis gemiddelde massadebiet ~

O. : =~

Massaflux

Ase&

I

I

dP.

Drukval

:=11-\ ~. 1 - &.[ 150·( 1 - &)')1 _ 1.75.0] dH P g·de &3

1

de

O'm Uitvoergegevens

3-IOS

20~------~--------~

2-10S dP j

I-lOS

O~------~--------~

4

0

8

4

6

D.I Diameter Hoogte Drukval

D

IO

=6.5-m

H 10 =7.991-m S

dP 10 = 1.14-10 -Pa

massadebiet volumedebiet

29

8

Desorber Invoergegevens Procesgegevens (desorptiesegment) op basis van gemiddelde in- en uitgaande stroom Dichtheid gas gemiddeld

P g :=3.6. kg

Viscositeit gas

J.1 := 1.45·IQ-s·Pa·sec

Massadebiet

cIlm := 23151

m3

+ 41723 .kg.br- 1 2

Flow per desorptiesegment ( totaal 7 desorptie segmenten)

._ cIlm cIlm .- seg 7

Berekening Drukval Desorber op basis gemiddelde massa debiet ~seg

Massaflux

G. := - I Ase& I

Drukval

elP. I

:=J~ ~.1 - &.[ 150·( 1- &).J.1 - 1.75.G] dH P ·de de 3

g

&

O·m Uitvoergegevens

~r--------r--------'

0

4

6

0

8

Hoogte

=6.S om H10 =7.991 0m

Drukval

elP 10 = 8.069010 opa

massadebiet

~ seg

Diameter

volumedebiet

4

6 Dj

Dj

010

4

seg

-1

= 1.2870kgosec

:= cIlm seg

Pg

30

8

Schatting van optimale Overall Warmte-Overdrachts-Coefficient U=3S(} watt 2

m ·K

Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-Iengte en baffle-spacing

Uo 12 • 20 =3S0.284-m -K

Gekozen tube-Iengte

L =S-m

Aantal tubes

tubes 12 = 1.15-10

-2

I2

3

Drukval tube-side

4

APt =2.263-10 -Pa 12

Drukval shell-side

&>SI2.20

Einde Programma

31

=7.296-1
-I

-watt

Bijlage D. Berekening destillatiekolom Volgens literatuur: [1J Olujic, Z., Dr., Scheidingsprocessen 11, Deel 1: DIstillation, Principles and Design, TU Delft, Laboratorium Apparatenbouw Procesindustrie, februari 1994, p. 138-172.

[2J Coulson, J.M., Richardson, J.F., Sinnott, R.K, Chemica/ Engineering, Volume 6 (SI Units) Design, Hoofdstuk 11, Pergamon Press, 1991.

Invoergegevens

Equipmentnaam: T16, Stabilizer

Algemeen: Aantal theoretische schotels

N :=13

Schotelafstand

Ts :=00600m

Drukval per schotel

dPtray := 80 10-30 lOso Pa

Weir hoogte [mm]

hw :=50

Dikte van een schotel [mm]

Ss :=5

Lengte calming zones [mm]

cz :=50

Hoogte van de downcorner apron [mm]

hapr :=25

Topsectie: Diameter zeefgat

dot :=5·mm

Maximale massastroom vloeistof

Mlt := 7987 kg·hr- 1

Maximale massastroom damp

Mgt:= 8862 0kg.hr- 1

Dichtheid vloeistof

pIt := 51S kg m- 3

Dichtheid damp

pgt :=23 0kg m- 3

0

o

o

o

Bodemsectie: Diameter zeefgat

dob :=5 mm

Maximale massastroom vloeistof

Mlb := 1395260kg hr-

Maximale massastroom damp Dichtheid vloeistof

Mgb := 65434· kg hr- 1 plb :=512 0kg m- 3

Dichtheid damp

pgb :=260kg m- 3

0

o

1

o

o

o

Voedingschotel: Relatieve vluchtigheid LK component Molair gemiddelde viscositeit van de voeding bij gemiddelde top- en bodem temperatuur [mPa.s]

alk:= 20098 1.012 lÛ:= 1.21162 010- 4•

Iet

Berekeningen Kolomhoogte Kolom efficiency

Ecol :=OoSo(alkoJrl)-Oo23

Aantal praktische schotels

N Ncol:=Ecol

Ncol:= 19 o

32

Ncol = 180922

Hoogte tussen top en bodem kolom

htb := (Neol- I)· Ts

Hoogte van een kolom

heol :=htb+ 1.5·m+ 2.5·m+ 2'm

Drukval kolom

.tWool := NeoHPtray

Topsectie Vloeistof flow

MIt cI>lt :=plt

Flow parameter

Flgt := MIt. Mgt ~-;ili

r;

Capacity (gas load) coefficient

Ctrt :=0.0129·m·sec- 1 + 0.1674·sec- 1·Ts+ {0.0063.m.sec- 1 - 0.26S2.sec- 1.Ts).Flgt ... + (- 0.OOS·m·sec- 1 + 0.144S.sec- 1. Ts).Flgt2

ugmaxt

Flooding gas snelheid

dcolt

Kolomdiameter

'=Ctrt.JpI'~pgt

,= 1.1284-)

Mgt pgt·O.S·ugmaxt

Doorsnede kolom

Aoolt :=~·deolt2 4

Waarden voor Ad/Acol p. 174 [1J

Adt :=O.l·Aeolt

Weir lengte

Adt )o.S] lwt := doolt· [ 0.35 + 1.169· ( Aeolt

Controle

lwt çt:=dcolt

Actief schotel oppervlak

çt =0.72

lwt = O.46S·m

Aat :=Aoolt- 2·Adt

Totaal oppervlak zeefgaten

Aht :=O.OS·Aeolt .

Gassnelheid door een zeefgat

Mgt ugt:=-pgt·Aht Aht aantal gatent :=- dot2

Totaal aantal gaten in zeefplaat

71·-

4 Bodemsectie

Mlb

Vloeistof flow

<1>lb:=plb

Flow parameter

Flgb := Mlb -) pgb Mgb plb


Ctrb :=0.0129·m·sec- 1 + 0.1674·sec- 1·Ts+ (0.0063.m.sec- 1 - 0.26S2.sec- 1.Ts).Flgb ... + (- 0.00S·m·sec- 1 + 0.144S·sec- 1. Ts).Flgb2

33


ugmaxb := Ctrb- jPlb- pgb pgb Mgb pgb-0.8·ugmaxb

Kolomdiameter

dcolb := 1.1284·

Doorsnede kolom

Acolb :=~·dcolb2 4

Waarden voor Ad/Acol p. 174 [1J

Adb :=O.I·Acolb

Weir lengte

lwb :=dcolb· [ 0.35 + 1.169·

Controle

Çb := lwb dcolb


Aab :=Acolb - 2·Adb


Ahb :=0.05·Acolb


ugb := Mgb pgb·Ahb


Ahb aantal-satenb : = - -

Çb =0.72

2

dob "._4 Uitvoergegevens Kolomhoogte Kolom efficiency

Ecol =0.687

Aantal praktische schotels

Ncol = 19

Hoogte tussen top en bodem kolom Hoogte van de kolom

htb = 10.80m hcol = 16.80m

Drukval kolom

APcol = 1.520104 opa

Topsectie Vloeistof flow

«lilt = 0.004 0m3 °sec-1

Flow parameter

Flgt=0.19


Ctrt =0.0870mosec


ugmaxt =0.4030mosec dcolt = 0.65 0m Acolt = 0.3320m2

-1 -1

Kolomdiameter Doorsnede kolom

Adt = 0.033 0m2 lwt = 0.468 0m

Downcomer oppervlak Weir lengte


Aat = 0.266 0m2 Aht =0.027 0m2


ugt =4.0280mosec


aantal_gatent = 1.3530103


-1

34

(:~~b ) o.s1

Bodemsectie Vloeistof flow

IIllb =0.076-m3 _sec- I

Flow parameter

Flgb.=0.481


Ctrb = 0.057-m-sec


ugmaxb =0.248-m-sec-1

Kolomdiameter

doolb = 2.l2-m

Doorsnede kolom

Aoolb = 3.53-m

Downcomer oppervlak

Adb = 0.353-m

Weir lengte

lwb = 1.526-m


Aab = 2.824-m


Ahb = 0.177-m


ugb =3.961-m-sec


aantal-Batenb = 8.99-10

-I

2

2

2 2 -I 3

Dimensieloos maken variabelen i_v.m. empirische formules

MIt :=Mlt.kg-I·sec l

3

Adt :=Adt·m-

2

Aat :=Aat'm- 2

pIt :=plt·kg- ·m lwt :=lwt·m- I

Mgt :=Mgt·kg-I.sec

pgt := pgt·m· k g-I dot :=dot·mm- I

I ugmaxt·.-ugmaxt·m·sec I doolt :=doolt'm-

U

Mlb :=Mlb.kg-I·sec

Adb :=Adb·m- 2

Aab :=Aab'm-

2

plb := plb.kg- 1·m3 lwb := lwb·m- I

Mgb :=Mgb.kg-I.sec

Ahb :=Ahb·m-

2

pgb :=pgb·m3.kg- 1

ugmaxb :=ugmaxb.m-I.sec

3

1

ugb := ugb'm- . sec

Aoolt :=Aoolt·m-

Aht := Aht'm-

2

Aoolb :=Aoolb·m-

2

3

Ts := Ts·10 ·m-

1

gt._ .-ugt·m- I·sec

dob :=dob·mm- I

2

doolb := doolb·m- 1

Controle berekeningen destilatiekolom TOPSECTIE Controle weeping 2

)3

Hoogte van de Iiquid crest [mm vloeistoij

MIt howt := 750· ( plt·lwt

Minimale ontwerp gassnelheid [mis]

Ctrmt := 1.66·ln(hw + howt) + 23.48

howt =32.813

uht := Ctrmt- 0.9·(25.4- dot)

~ Aktuele minimale gassnelheid [mIs]

ugmint := 0.8·ugt

Bij minimum operatie: boven weeping point

ugmint = 3.222 > uht = 2.596

35

ugt =4.028

Schotel drukval

Fot : =ugt.~

F-factor Aeration factor

Pt-:=O.l9.IOg( Mgt ) _ 0.62.log(Fot) + 1.679 pgt·lwt

Discharge coefficient

dot + 0.00 18· (dot)2 Cot := 0.85 - 0.0423.&,"

Droge schotel drukval [mm vloeistof]

pgt hdryt :=51.(Ugt)2. Cot pIt

Totale drukval schotel [mm vloeistof]

htt:= hdryt + Pt-{hw + howt)

Totale drukval [Pa]

APtray := 9.81 . 1O- .htt'plt

Aanname oke

APtray = 604.677

"'&

3

Hole pitch .Ipt .-

Triangular pitch [2.5 - 4.0 • do]

dot lpt = 3 -dot

~

~t:;;ü.9

Downcorner liquid back-up 3

Flow area under the down corner apron [m4

Aprt := Iwt· hapr. 1O-

Head loss in the downcomer [mm vloeistof]

hdut := 0.56. (_Ml_t_)2 499·Aprt

Downcorner pressure loss [mm vloeistof]

hdct := hdryt + hw + howt + hdut

Expected height of aerated liquid in the down corner Downcorner backup [mm]

hdct hdcat := 0.5

Singel-Pass

hdcat =277.901

<

0.5·(Ts+ hw) =325

De schotelafstand is oke Entrainment uvt := _ _ _ M....:::gt_ _

Aktuele percentage f100ding voor ontwerp oppervlak

Flt:=~

%Flooding

Fit =0.889

ugmaxt

Ijlt :=

uvt =0.358

(Aoolt- Adt)·pgt

exp[- 7.92 + 1.089·Flt- (0.0705 + 2.2192.FIt).ln(Flgt) ...

+ (0.046 - 0.605·FIt + 1.267·Flt - 0.09563· FIt3).ln(FIgt)2

Fractional entrainment, < 0.1

Ijlt =0.093

Plate layout Fig 11.32 [2J

Iwt =0.72 doolt

eet :=90

Mean length, unperforated edge strips [m]

lmt := (doolt _ cz.1O-

3)'1l' eet

lmt =0.943

180

Area of unperforated edge strips [m 2]

Aut=0.047

Area of cal ming zones [m4

Act =0.037

Total area available for perforations [m4

Apt : = Aat - (Aut + Act)

36

Apt =0.182

]

Plate specification Plate No. Plate 1.0 [m] Hole size [mm] Hole pitch [mm] Active holes [#] Turn-down Plate materiaal Downcomer material Plate spacing [mm] Plate thickness [mm] Plate pressure drop [Pa]

2 -11 dealt =0.65 dot =5 lpt = 15 aantal_gatent = 1.353-103 80% max rate Carbon steel Carbon steel

Ts =600 ()s=5 dPtray = 604.677

BODEMSECTIE Controle weeping 2

)3

Hoogte van de vloeistof crest [mm vloeistof]

Mlb howb :=750· ( plb·lwb

Minimale ontwerp gassnelheid [mis]

Ctrmb := 1.66·ln(hw+ howb) + 23.48

howb = 101.264

uhb := Ctrmb- 0.9·(25.4- dob)

~ Aktuele minimale gassnelheid [mIs]

ugminb :=0.8·ugb

Bij minimum operatie: boven wee ping point

ugminb =3.168

ugb =3.961

> uhb =2.638

Schotel drukval F-factor

Fob : =ugb.~

Aeration factor

pb := 0.19.10g( Mgb ) - 0.62.1og(Fob) + 1.679 pgb·lwb

Discharge coefficient

dob + 0.0018· (dOb)2 Cob :=0.85- 0.0423·()s

Droge schotel drukval [mm vloeistof]

hdryb := 51 . (ugb )2. pgb Cob plb

Totale drukval [mm vloeistof]

htb :=hdryb+ Pb·(hw+howb)

Totale drukval [Pa]

dPtray := 9.81.1O- 3 .htb·plb

Aanname oke

dPtray = 923.25

Hole pitch

lpb :=

Triangular pitch [2.5 - 4.0 • do]

~

lpb = 3.795 -dob

~~

Downcomer liquid back-up Flow area under the downcomer apron [m4 Head loss in the downcomer [mm]

37

as

Aprb := Iwb.hapr. 1O- 3 hdub :=0.56. (_Ml_b_)2 499· Aprb

Downcomer pressure loss [mm vloeistof]

hdcb := hdryb + hw + howb + hdub

Expected height of aerated Iiquid in the downcomer

hdcab := hdcb 0.5·2

Downcomer backup [mm]

hdcab =215.581

Double-Pass

<

0.5·(Ts + hw) = 325

De schotelafstand is oke Entrainment Aktuele percentage f100ding voor ontwerp oppervlak

uvb := _ _ _M-=g~b_ _ (Acolb - Adb)·pgb

%Flooding

uvb Flb : - - ugmaxb

Flb = 0.889

IjIb :=exp[-7.92+ 1.089·Flb- (0.0705 + 2. 192·Flb)·ln(Flgb) ... ] + (0.046 - 0.605·Flb+ 1.267.Flb2 _ 0.09563.Flb3).ln(Flgb)2 Fractional entrainment, < 0.1

IjIb =0.005

Plate layout Fig 11.32 [2J

lwb =0.72 dcolb

Ocb :=90

Mean length, unperforated edgestrips [m] '

Imb := (dcolb _ cz.IO- 3),", Ocb 180

1mb =3.252

Area of unperforated edge strips [m4

Aub :=cz·IO- 3·lmb

Aub=0.163

Area of calming zones [m4

Acb := 2,cz·IO- 3. (Iwb - 2.50.10- 3)

Acb =0.143

Total area available for perforations [m4

Apb := Aab - (Aub + Acb)

Apb =2.519

Plate specification Plate No. Plate 1.0 [m] Hole size [mm] Hole pitch [mm] Active holes [#] Turn-down Plate materiaal Downcomer mate rial Plate spacing [mm) Plate thickness [mm] Plate pressure drop [P]

12 -19 dcolb =2.12 dob =5 lpb = 18.974 aantal_gatenb = 8.99<103 80% maxrate Carbon steel Carbon steel Ts =600 8s=S APtray = 923.25

Einde programma

38

Bijlage E1 Heat Exchanger Calculation Volgens methode boek Coulson & Richardson Chapter 12 Heat-fransfer Equipment

Invoergegevens Equipmentnaam: H5, Lucht gekoelde Condenser

Algemeen Aantal paraIIele heat exchangers

n := 1

Heat Duty

106'JO '- 4.7·10 • uI 1.._- 1 Q .--' e·w

4

n

Inlaattemperatuur shell-side

Tl :=370·K

Uitlaattemperatuur shell-side

T2 :=3IO·K

Inlaattemperatuur tube-side

t1 :=298·K

Uitlaattemperatuur tube-side

t2 :=315·K

Tubes Geometrie: Perry's Handbook of Chemical Engineering 11-25/11-26: Heat-tranfer equipment

Aantal passes

passes :=2

Wanddikte tube

a:= 2.0·1O- 3·m

Inside diameter tube

Fin height

di :=do- 2·3 1. Pf :=-'m 11 lf:= 0.625· in

Fin thikness

tf:=O.3·mm

Finned-tube diameter

df:=do+ 2·lf

Finned tube-pitch

pt (= 1.25·df

Thermal conductivity tube wall materiaal

kw :=36-watt·m- 1.l('1

Fin pitch

Stream propertieslflow Tube-side Massastroom

Wt:- 116500. kg.hr-l

Dichtheid vloeistof ingang

pIl :=57I.kg.m- 3

Dichtheid damp ingang

pI v:= I1.8·kg.m- 3

massa fractie damp ingang

Xl := 1

Massa fractie damp uitgang

X2 :=0.05

Dichtheid vloeistof uitgang

p2l :=6IO.24.kg.m- 3

Dichtheid damp uitgang

p2 v := 4.kg.m- 3

Volumestroom gasfase

~ . --

n

._ Wt

pI v Volumestroom vloeistoffase

Wt Clllt := pIl

Viscositeit gastase

~t v := l·lO-s·Pa·sec

Viscositeit vloeistoffase

~tl :=2·1O- 4·Pa·sec

Soortelijke warmte vloeistof

Cpt := 173.jouIe.mole-1.l(' 1

39

Thennalconducmmy

Mt := 74.24.1O- 3·kg·mole- 1 kft :=0.014.watt.m-1.IÇ 1

Tube-side fouling coefficient

bid := 5()()().watt.m- 2.IÇ 1

Molmassa

Stream propertieslflow Shell-side Dichtheid

ps := 1.165.kg.m- 3

Viscositeit

J1S := 1.87.1O- S·Pa·sec

Soortelijke warmte

Cps:= lOOO-joule.kg-1.IÇl kfs :=0.0265·watt·m- 1·K- 1

Thennalconducmmy Shell-side fouling coefficient Gassnelheid

hfd := 5000.watt·m- 2·K- 1 us := 3·m·sec- 1

Berekeningen

Temperatuur correctiefactor Figuren 12.19 tlm 12.22 p. 531-532

R:= Tl- T2 t2-tI

Type warmtewisselaar:

S =0.236

._ t2-tl S.--Tl- tI

R =3.529

Split flow shell, 2 tube pass

Ft :=0.85 (Tl - t2) - (T2 - tI) ATlm:= (Tl _ t2) In T2- tI

LMTD

Werkelijke teperatuursverschil

ATm :=Ft·ATlm

Verwannend oppervlak

A := -QU·ATm

Finned-tube geometrie berekeningen

i := 1,2 .. 10

Kies tube/engte Lengte varierd van 1 tot 6 m

L.I :=(1 + O.s·i)·m

Oppervlak 1 tube

Atube.I :=1...I ·do·ll

Tube oppervlak excl. fin's

Atube.I :=1...·do·ll I

Fin oppervlak excl tube

L. 1 Af. : =~·2·-·1l· I

Benodigd aantal tubes

pf

tubes.I :

40

4

(,.2 Ol -

A

Atube.I + Af.I

2)

do

Heat transfer (Turbulent flow) Tube-side: annular flow condensation Methode van Boyko and Kruzhilin, par 12.10.3 blz 571 ••573 Doorsnede tube

Af :=.!·di2

Horizontale tube-Ioading

r h. ..-

.4

I

Wt tubes.'I 11' di 4·rh.

Reynolds-getal

Ret:=--' I pt 1

Prandtl getal

Cpt'J1t 1 Prt := - Mt·kft

Inside heattransfer coefficient vg112.53

bi. :=0.021. kft. (Ret.) 0.8. prto.43 I di I

Hulpvariabelen

Jl := I +

ingangsconditie

pII- pI v

·XI

pI v uitgangsconditie

J2:= I +

p2 1-p2v .X2 p2v

. Jl O.S + J2 0' s hc. :=bi.·---I I 2

Gecorrigeerde heatransfercoefficient vg112.52

Heat transfer coefficient air-cooled fin-side

Aanstroom oppervlak ventilatoren

tubes. Face area. :=2· _ _' ·df.L. I passes I

Reynolds getal tube-side

PS·us· do Res := -'-----J1S

Prandtle getal shell-side

Prs:=--'-kfs

CpS·II"

Nusselt getal voor finned-tubes volgens Briggs en Young vg112.81 blz 612

f !!Î 0.2 ( f)0.1l34 Nus :=O.l34·CRes)0.681. prsO.333. p ~ -) . ~ ( kfs

hf :=Nus·do Ef :=O.5 hs. :- - - - - - - -

..!... (~ + _1_). Atube

I

Ef hf

Overall heat transfer coefficient

hfd

j

Af. I

Uo. :=------..,.----,------I

ln(: )

I do I do I - + d o · - - + - · _ + _·hs. 2·kw di bid di hc.I I

41

Drukval tube-side ~v : =XI.Wt+X2.Wt

Gemiddelde massadebiet gasfase

2 Gemiddelde gasdichtheid

pI v+ p2 v Pv :- - - 2

Gemiddelde gassnelheid

ut

~v·passes

:=---vi p v· A+. tubesi pI v·ut v. ·di

Reynolds-getal gasfase

Ret v.:= I

I

JU v

Frictie-factor tube-side fig 12.24, blz.541

jf :=0.04507· (RetvJO.241

Drukval-tube-side gasfase

~ vi := passes. (Sjfvi. diLi + 2.5). pI v. (ut2vY

vi

- . ._ (I .... XI)·Wt+ (1- X2)·Wt

Gemiddelde massadebiet vloeistoffase

'VlUl .

Gemiddelde vloeistofdichtheid

PI := Gemiddelde Gassnelheid

2

pil + p21 2 ~rpasses

utl : = - - - i p r A+. tubesi pI rutl:di

Reynolds-getal vloeistoffase

Ret 1. := I

I

Jlt 1


Drukval-tube-side vloeistoffase

Uitvoergegevens Temperatuur

LMTD

AT1m =2S.244" K

Werkelijk temperatuursverschil

AIm =24.00S"K

Benodigd oppervlak

A =3.296"1

Duty

Q = 1.306" 10' "watt

Tube-Side Massastroom

ct "m2

Wt

=32.361 "~ sec

Outside diameter (vrij te kiezen)

do=3S·mm

Inside diameter

di

Doorsnede tube

A+ =907.92 0mr02

Aantal tube pases

passes =2

PrandtJ-getal

Prt =33.29

Reynolds-getal

4 Ret 10 =2.699"10

=34"mm

: . ·42

Figuren ter bepaling van de uiteindelijke afmetingen

1000 , . . - - - r - - - - - r - - - - ,

3°10•

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

~ SOO

O~--~--~--~

o

2

4

O~-~~---~--~

o

6

4

2

L.·m

6

L.·m

I

I

Aantal Tubes

Drukval Tube

200 r - - - - r - - - . , . - - - - - ,

100 '--_ _..L.-_ _- ' - _ _- - '

o

2

4

6

Schatting van optimale Overall Warmte-Overdrachts-Coefficient

U =165. watt 2 m ·K

Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-Iengte en baffle-spacing

Uo

Gekozen tube-lengte

L 10 =6 m

Aantal tubes

tubeslO =224.514

Drukval tube-side gasfase

M'

Drukval tube-side vloeistoffase

M' 1 = 299.893 opa

"""'2

-I

= 182.484 m oK 0

lO

0

4

=2.56 10 opa 0

vlO 10

Face_area

Benodigd Fan-oppervlak Einde programma

43

= 93.959 m2 0

lo

°watt

Bijlage E2a Heat Exchanger Calculation Volgens methode boek Coulson & Richardson Chapter 12 Heat-transfer Equipment

Invoergegevens Equipmentnaam: H8a, Gecombineerde Verdamper/condensor


n := 1

Heat Duty

'--2.4·10 \._-1 • ule·w - _ . 106·Jo Q.

4

n


Tl :=415·K


T2 :=385·K


tI :=31Q·K


t2 :=395·K

Tubes Wanddikte tube

6 := 2.0·10- 3·m

Inside diameter tube

di :=do- 2·6

Thermal conductivity tube wall materiaal

kw :=36·watt·m- I ·K 1

Bundelgeometrie Tabel 12.4 p. 523 Triangular pitch

nl :=2.285

Tabel 12.4 p.523

Kl :=0.175

Aantal passes

passes:=4

Shell inside diameter Bundie diameter, fig 12.10 P 522

DC := 80·1Q-3· m

Stream propertieslflow Tube-side Massastroom

Wt:= 93600. kg.hr-l n

Dichtheid damp gemiddeld Dichtheid vloeistof gemiddeld

ptv:=27.5.kg.m- 3 ptl :=550.s·kg.m-

3

Viscositeit gasfase gemiddeld

JU v:= l·lQ-s·Pa·sec

Viscositeit vloeistoffase gemiddeld

JU 1 := 1.5·1Q-4·Pa·sec

Molmassa

Cpt :=200.joule.mole- I .K 1 Mt :=74.24·10- 3·kg·mole- 1

Thermal conductivity gasfase gemiddeld

kft v :=0.03.watt·m- I.1(" 1

Soortelijke warmte vloeistof gemiddeld

Thermal conductivity vloeistof gemiddeld Tube-side fouling coefficient

kft 1 := 0.09·watt'm-

I

.1(" 1

bid := 5000·watt·m- 2 .1(" 1

44

Stream propertiesJf1ow Shell-side

Massastroom

Ws := 75000 .kg.br- I

Gemiddelde dampdichtheid

psy :=-24-kg.m- 3

Gemiddelde vJoeistofdichtheid

PSI :=510·kg·m- 3

Viscositeit gasfase gemiddeld

J1S y:= 1·10-'.Pa·sec

Viscositeit vloeistoffase gemiddeld

J1S I := 1·1O- ·Pa·sec

Soortelijke warmte gasfase gemiddeld

Cps y := 160.joule· mole- I. l(" I

.n

4

Soortelijke warmte vloeistoffase gemiddeld Cps 1 := 200.joule.mole- I.l(" I Molmassa

Ms := 73.7.1O- 3.kg.mole- 1

Thermal conductivity gasfase gemiddeld

kfs y :=0.03.watt.m-I.l(" 1

Thermal conductivity vloeistof gemiddeld

kfs :=0.09.watt.m-I.l("I l


bid := SOOO.watt.m- 2.l(" 1

Berekeningen

Figuren 12.19t1m 12.22 p. 531-532

Tl- T2 R : --t2-tl


S =0.81

Temperatuur correctiefactor

Split flow she//, 2 tube pass tig 12.22 blz 532 LMTD

S :=

R =0.353

Ft :=0.9 Hlm:= (Tl - t2) - (T2 - tl)

t2)

TlIn ( T2 _ ti Werkelijke teperatuursverschil Verwarmend oppervlak

Kies tube/engte

ÓTm :=Ft·óTIm A:=-QU·óTm

i :=0,1.. 20

:=(4+~).m

Lengte varierd van 4 tot 9 m

Lj

Oppervlak 1 tube

Atube.I :=L·do·n I

Doorsnede tube

At : =~·dP 4

Aantal tubes

tubes. :=~ I

Atube. I

45

t2 -

tl Tl-tl

Heat transfer Tube-side : vloeistoffase

Vloeistofsnelheid

ut := Wt·passes 1 pt rAt tubes j

Reynolds getal tube-side

Ret :=

pt rut.· di 1

1

PrandtJ getal tube-side

Jlt 1

._ Cpt'J11 I Prt.--kftrMt

Heat-transfer-factor· fig. 12.23 P 539

jb\ :=0.OO921.(Re~tO.09OS

Nusselt-getal

Nut.1 :=jbt·1 (Ret.).Prt°. 1

Heat-transfer coefficient

bi

33

Nut.·kft I . __~I-

Ij .-

di

Heat transfer coefficient (Turbulent flow) Tube-side op basis van film boiling volgens Bromley blz. 592

Gemiddelde wandtemperatuur tijdens verdampen

Tw:=410·K

Gemiddeld bubble point

Ts :=400·K Q

Verdampingswarmte Massa verdampt=0.25

._ 1.887.1Q4.joule.mole-1 latent ·Mt

Qllatent :=Q latenfO.25·Wt 1

Tube-side filmcoefficient vgl 12.66 blz 592 Gemiddelde effectieve heat-transfer coefficient volgens Gilmore vg112.60 blz. 581

bib :=0.62.[kft /.

(pt 1- pt v)·pt v·g·Q latent] J11 v·di-(Tw- Ts)

bi.1 : - - - - - - - - I Q - Q I latent 1

-+

'-

bib

Q

bil. 1

Heat transfer Shell-side : gasfase Kem's method

I

Bundeldiameter

tubes.) DI Db. :=do- _ _I ( 1 Kl

Shell-diameter

Ds.1 :=Db.1 + De

Tube-pitch

pt := 1.25·do

Choose baffle spacing

j :=0,1.. 50

Aantal baffles per meter

bafiles. := 0.1 + J

Baffle-pitch

lb'j,j . -

-L 25

Db. 1

baffies. J

Doorsnede shell

As. . := I,J

46

(pt- do)·Ds.·lb.. 1

pt

I.J

4

._ Ws Gs. . .- -

Gemiddelde massa snelheid

As .

I,J

I,J

Os. .

us j,j.:=~

Gemiddelde snelheid shell-side

P;v

[2

Equivalente diameter

1.10 des := -' (pt) - O.917·do

2]

do

us ..·des·p;v

Res . . :

Reynolds getal shell-side

~I~,J~___

JLS v

I,J

Cpsv·JLSv

Prandtle getal shell-side

Prs := -----kfsv'Ms

Heat-tranfer-factor fig 12.29 blz 546

jh. . :=0.41678· (Res..)-0.4613 I,J

Nusseltgetal shell-side

I,J

Nus. . := jh. .. Res . .·Prs I,J

~

I,J

v.I,J.

:=

1 3

I,J

Nus..·kfs v I,J des

Heat transfer (Turbulent flow) Shell-side: condensation Methode van Kern par 12.10.2 blz 570 ••571

Ws fh. :=----1 L.·tubes. 1 1

Horizontale tube-belading

Nr.-

Db.

j·-Irt

Aantal tubes op middellijn

1

Heat-transfer coefficient gebasserd op condensatie op horizontale tubes vg112.50 blz 570

._ 1.887'I04.joule.mole- 1

Q

Verdampingswarmte massafractie gecondenseerd=0.98

latent·-

Mt

Q2 latent := Q latenfO.98· Ws Gemiddelde effectieve heat-transfer coefficient volgens Gilmore vg112.60 blz. 581


~

.. : ---------------I,J 1

Q - Q2 latent

hej

Q

-+--------

~v. . I,J

UOj,j :=-------ln-:(,-dO-:")-----------

-

1

hs.I,J.

47

di

do 1

do 1

di hid

di hl.

+ do·---- + -'-- + - '2·kw

1

Drukval tube-side


ut

'- (0 + 0.2S)·Wt·passes 1 2·pt v·Af·tubes.1

gem

V.·-

-


pt v·ut gem v: di Ret gem v. :=

J11 v

-I


-

1

jft v. := 0.04507· (Ret gem v. )-0.241 1 1 2


.

. Lj ( ut gem v. ) &>tv.. =passes· ( 8'Jft v '-+2.5)'pt . - 1

jdi

1

Gemiddelde Gassnelheid

2

v

'- (1 + 0.7S)-(Wt·passes) ut gem L'-

2·pt rAf·tubes.1

-I



Drukval-tube-side vloeistoffase Drukval Shell-side


. us gem v.. '- I.J

Ws 2·ps·As..

v

I.J

ps v. us gem v. :di Reynolds-getal gasfase

Res gem v.. :=

- I.J

JlS v

- I.J

Frictie-factor shell-side fig 12.30, blz.547

jfs v

Drukval shell-side

&Ps . . =8'Jfs ' _ ' _ _ 'ps . v v

• J' I,

:= 0.2249· (Res

D Sj

.'

I.j

48

i.j

. '

)-0.165

gem- v1,J .. Li

des (lb).. I.J

v

(

us)2 gem v.. - I.J

2


-ATlm =41.611·K

LMTD Werkelijk temperatuursverschil

dTm =37.4S·K

Benodigd oppervlak

A = 1.017 103 om2

Duty

Q = 6.667 106 ·watt

0

0

Tube-Side

Shell-Side

Wt =26. kg

Massastroom

Massastroom

Ws = 20.833 kg

bundel diameter

Db l2 = 1.272·m

Shell-diameter

DS

0

sec

sec Outside diameter (vrij te kiezen) do=20·mm

di = 16·mm

Inside diameter

2

= l.3S2 m 0

12

Doorsnede tube

A+ = 201.062 -mm

Equivalente diameter des = 0.014·m

Aantal tube pases

passes =4

Baffle pitch

lb 12,lS = 1.818·m

PrandtJ-getal

Prt =4.49

PrandtJ-getal

Prs =0.724

Reynolds-getal

Res 12• 1S =6.019 10

4

Ret l2 =2.386 10

Reynolds-getal

0

0


2ooo...------.----"'T"""-----,

~ViIOOO O. O.

0

4

6

8

10

O.

~.m

4

Drukval Gas Tube

dPs v

6000

SOOO 4000

4000

2000

~3000

~Ii

2000 0

4

6

8

10

1000

l,.·m I

Drukval vloeistof Tube

4

6

8 l,.·m I

Aantal Tubes

49

10

4

4

Uo watt Schatting van optimale Overall Warmte-Overdrachts-CoefficienP;; 17S·~K

m·

Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-Iengte en baffle-spacing Gekozen tube-lengte

L4 =Som

Aantal tubes

tubes 4 =3.238 103


APt v = 340.812 opa

0

4

&>s

Drukval Shell-side gasfase Einde Programma

50

=S.723 103 0

v4 ,40

opa

Bijlage E2b Heat Exchanger Calculation Volgens methode boek Cou/son & Richardson Chapter 12 Heat-transfer Equipment

Invoergegevens Equipmentnaam: H8b, Adsorbervoorverwarmer


n:= 1

Heat Duty

6 . ul br- l '- 2.0·10 Q. - - ' 10 'Jo e· n


Tl :=523·K


T2 :=4l5·K


tI :=395·K


t2 :=400·K

.

Tubes Wanddikte tube Inside diameter tube Thermal conductivity tube wall materiaal

4

~:= 2.0·1Q-3· m

di :=do- 2·S

kw :=36·watt·m-l.1("1

Tubes Geometrie: Tabel 12.4 p. 523 Triangular pitch

nl :=2.285

Tabel 12.4 p.523

Kl :=0.175

Aantal passes

passes :=4

Shell inside diameter - bundie diameter fig 12.10 p. 522

DC := 80·1Q-3· m

Stream propertiesJflow Tube-side Massastroom

93600 -1 Wt : = - -·kg·br n

Dichtheid vloeistof ingang

pIl := 507·kg·m-

Dichtheid damp ingang

pI v := 27.5.kg.m- 3

massa fractie damp ingang

Xl :=0.25

Massa fractie damp uitgang

X2 :=1

Dichtheid vloeistof uitgang

p2 1 := 507.kg.m-

Dichtheid damp uitgang

p2 v := 27.5-kg·m-

Viscositeit gasfase

JÛ v:= l · lQ-s·Pa·sec

Viscositeit vloeistoffase

)1tl :=1·10-4· pa·sec

Soortelijke warmte vloeistof

Cpt :=225-joule.mole- 1. I(" 1

Molmassa Thermal conductivity vloeistof

Mt := 74.7. 1Q-3.kg.mole-l kft :=0.08·watt·m- l .1("1


bid :=5000·watt·m- 2.1("1

51

3

3 3

Stream propertiesJflow Shell-side

75000

-I

Massastroom

WS :=--·kg·br n

Dichtheid

ps :=22.5-kg.m- 3

Viscositeit

IIS:= l.1·lO- s·Pa·sec

Soortelijke warmte

Cps:= 185.joule.mole- I.IÇ 1

Molmassa

Ms := 73.8. 1O- 3.kg.mole- 1

Thermal conductivity

kfs :=0.035·watt·m- I .IC 1

Shell-side fouling coefficient

hfd :=5000·watt·m- 2.IÇI

Berekeningen

Temperatuur correctiefactor Figuren 12.19 tlm 12.22 p. 531-532

R :- Tl- T2 t2-tl


S =0.039

-- t2-tI S ---Tl- tl

R =21.6

1 she// pass, 4 tube pass

Ft := 1 (Tl - t2) - (T2 - ti)

LMTD

ATlm:=

(Tl _ t2) In T2 _ ti

ATm :=Ft-ATlm

Werkelijke teperatuursverschil Verwannend oppervlak

A :=-QU·ATm

Finned-tube geometrie berekeningen

i :=0,1.. 20

Kies tube/engte Lengte varierd van 4 tot 9 m

Lj:=(4+±).m

Oppervlak 1 tube

Atube.1 :=L·dO·1t 1

Benodigd aantal tubes

tubes. := - 1 Atube.

A

1

Heat transfer (Turbulent flow) Tube-side: annular flow condensation Methode van Boyko and Kruzhilin, pár 12.10.3 blz 571 .• 573 Doorsnede tube

Wt rb. := - - 1 tubes_-1t-di

Horizontale tube-Ioading

1

4,[ b. Ret. := _ _1

Reynolds-getal

1

J.Ûl

Cpt-J1t 1 Prt := - - Mt·kft

Prandtl getal

52

Inside heattransfer coefficient vg112.53

bi. := 0.021. kft. (Ret.)O.S. Prto.43 di

1

1

Hulpvariabelen Ingangsconditie

Uitgangsconditie

Gecorrigeerde heatransfercoefficient vg112.52

. pll- pI v 11 := I + ·XI pI v 12 := I +

p2 1-p2v .X2 p2v

. Jl o.s + ]20.s he. :=hi.·---1

2

1

Heat transfer (Turbulent flow) shell-side Kem's method

I

tubes

Bundeldiameter

Dbi :=do· ( KI i

Shell-diameter

Ds.1 :=Db.1 + DC

Tube-pitch

pt := 1.2S·do

Choose baffle spacing

j := 1,2 .. 20

Aantal baffles per meter

baffles. := i. J 10

Baffle-pitch

)DI

Db. lb.. :=__1_

baffles.

I,J

J

Doorsnede shell

As.. :-

(pt- do)·Ds.·lb. . 1

I,J

pt

I,J

Massa snelheid

Gs .- Ws

Snelheid shell-side

us


des := 1.10.[ (pt)2 _ 0.917.do2] do

Reynolds getal shell-side

i,j·- As.. I,J

Gs. .

.=~

i,j ·

ps

us ..·des·ps Res .. := ---.:I,.::...J_ _ ps

I,J

Prandtle getal shell-side Heat-tranfer-factor fig 12.29 blz 546

CpS·IIC:: Prs := __ r-_ kfs·Ms

jh. . := 0.41678· (Res .. )-0.4613 I,J

I,J

Nusseltgetal shell-side

Nus1,J .. :=jh.I,J.·Res .. ·Prs I,J

Heat-transfercoefficient

hs .. := 1,J

53

Nus..·kfs I,J

des

1 3


UOj •j :=----ln-(-:-d-07"")- - - - - I di dol dol -+do·--+-·_+_._ hs. . 2·kw di bid di he. I.J

I

Drukval tube-side Gemiddelde massadebiet gasfase Gemiddelde gasdichtheid

pi v+ p2 y Py:---2


ut y : = - - - j p y' At· tubesj


Ret:= v.

p y ·ut Y. ·di I

/1t v

I

Frictie-factor tube-side fig 12.24. blz.541

jft Vj := 0.04507· (Ret yJO.241


!lP

:=passes.(S-jft . Lj + vj

Yj

di

2.5).P y .(utVjt 2

._..:...
Gemiddelde massadebiet vloeistoffase

pi} + p2}

Gemiddelde vloeistofdichtheid p}

:=

Gemiddelde Gassnelheid

2
ut} : = - - - j prAt·tubesj pi rut}:di


Ret 1. := I

I

/1t 1

Frictie-factor tube-side fig 12.24. blz.541

Drukval-tube-side vloeistoffase Frictie-factor shell-side fig 12.30. blz.547

jfs.. := 0.2249· (Res . .)-O.16S I.J

I.J

Ds.

L.

(us .. )2

AD . 8'ç: I I I.J =5. .. = ·J1S.• '-'--'ps'~"'-=-'-I.J I.J des (lb). . 2 I.J

Drukval shell-side

54


LMTD

ATlm = 56.704-K


ATm = 56.704-K

Benodigd oppervlak

A = 326.583-m2

Duty

Q = 5.556-10 -watt

6

Tube-Side

SheJl-Side

Wt=26-~

Massastroom


do==25·mm

bundel diameter

Db4 = 1.016-m

Inside diameter

di = 21 -mm

Shell-diameter

Ds4 = 1.096-m

Massastroom

Ws = 20.833 _kg sec

sec

2

Doorsnede tube

A+ = 346.361 _mm

Equivalente diameterles = 0.0 18-m

Aantal tube pas es

passes = 4

Saffie pitch

lb4 , 11 = 0.924-m

Prandtl-getal

Prt = 3.765

Prandtl-getal

Prs =0.788

Reynolds-getal

Res 4, 11 = 1.659-10

4

Reynolds-getal

Ret4 = 1.896-10

s


1500 ,-----...---,-----,,------,

o~----~----~~----~

o~----~----~--~

4

6

8

10

10

L.·m 1

Tubes

Drukval Tube

0.Ti-----+----""HiI~--+_---t--=-......q

4

8

6

4

L.·m 1

o.~----+----t-----t_---;------t

6

4

Uo

M's

Schatting van optimale Overall Warmte-Overdracht5-Coefficient U == 300. watt 2 m ·K Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-lengte en baffle-spacing

55

"""2

-1

Uo4,11 = 303.629-m -K

-watt

Gekozen tube-Iengte

L4 =5-m

Aantal tubes

tubes 4 = 831.636

Drukval tube-side Gasfase

l!.P v = 2.289-10 -Pa

4

4

l!.P 1 = 705.094 -Pa

Drukval tube-side Vloeistoffase

4

Drukval shell-side

4

l!.Ps4 • 11 = 1.944-10 -Pa

Einde Programma

56

Bijlage E3. Resultaten overige warmtewisselaars Resultaten H2a

Uitvoergegevens

Temperatuur

LMTD

L\T1m = 37.969·K


L\Tm = 32.273·K

Benodigd oppervlak

A = 1.026.10 ·m

Duty

Q = 4.306.10 ·watt

3

2

6

Shell-Side

Tube-Side Wt = 10.417. kg

Massastroom

Massastroom

Ws = 16.181. kg

bundel diameter

Db4 = 1.48·m

Shell~iameter

DS


des =0.014·m

Saffie pitch

lb4 ,lS = 1.096·m

Prandtl-getal

Prs =0.422

Reynolds-getal

Res4 , 12 =3.168·10

sec Outside diameter (vrij te kiezen)

do=20·mm

Inside diameter

di = 16·mm

sec

2

Doorsnede tube

A+ = 201.062 -mm

Aantal tube pases

passes

Prandtl-getal

Prt =4.381

Reynolds-getal

Ret4 = 6.344.10

=4 3

4

= 1.56·m

4

Figuren ter bepaling van de uiteindelijke afmetingen SOOO ,....---r------,r------,

lS00 , . . . . - - - - - . - - - . - - - - - . ,

4000

~3000 2000 1000 L.-_ _L - - _ - - - l L - - _ - - - J 8 10 4 6

Lr

10

L.·m I

m

Drukval Tube

aantal tubes 2

2

1.

1.

O.

O. 4

Uo

'4

L\Ps

57

Schatting van optimale OVerall Warmte-OVerdrachts-Coefficient

Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-Iengte en baffie-spacing

Uo4•2S = 130.217 m oK

Gekozen tube-Iengte

L4 =5 m

0

~

-1

-watt

0

Aantal tubes Drukval tube-side

-1

~

6Pt4 = 227.813 kgom °sec 0

Drukval shell-side

M>s4.2S

Einde programma

58

= 1.575°104

opa

Resultaten H2b

Uitvoergegevens

Temperatuur

LMTD

ATlm = 37.828° K


ATm =32.154 K

Benodigd oppervlak

A =451.695 m

Duty

Q =5.083 10 °watt

0

0


2

0

6

Shell-Side

Wt = 20.833 o~ Massastroom

Ws =32.361° kg sec

sec


do=25·mm

bundel diameter

Inside diameter

di =21 mm

Shell-diameter

Doorsnede tube

At =346.361 omm2 Equivaiente diameter des = 0.0 18 m

Aantal tube pases

passes = 4

Prandtl-getal

Prt = 0.85 1

Reynolds-getal

0

DS

= 1.251 m 0

12

0

5

Baffle pitch

lb I2 •20 = 2.343 m

PrandtJ-getal

Prs = 0.458

Ret12 = 3.993·10 Reynolds-getal

59

0

4

Res 12• 20 =7.837·10

Resultaten H13

Uitvoergegevens

Temperatuur

LMTD

&Tlm = 32.887 K


&Tm = 32.887 K

Benodigd oppervlak

A = 652.855 m2

Duty

Q = 4.444 10 °watt

0

0

0

0

Tube-Side

6

Wt =20.833 o~ sec

Massastroom

do=38·mm


di = 34 mm 0

Inside diameter

At = 907.92-mm2

Doorsnede tube

passes =2

Aantal tube pases

Prt =4.359

Prandtl-getal

Ret = 1.279°1 OS

s

Reynolds-getal Figuren ter bepaling van de uiteindelijke afmetingen

200

\

'" ----

~IOO

o

~

o

2

4

sooo o

6

-V

o

2

Lr m

Lrm

Aantal tubes

Drukval Tube

~ 6

4

240 220

/

180 160

o

V

r---

/

2

----

4

6

Lrm Schatting van optimale Overall Warmte-Overdrachts-Coêfficiênt U:; 207. watt 2 m ·K Warmte overdrachtcoêfficiênt bij gekozen tube-lengte en baffle-spacing

""""2

-I

U04 = 206.923 m oK 0

-watt

Gekozen tube-lengte

L4 =3 m

Aantal tubes

tubes 4 =88.947


6Pt4 = 2.07 10 ·Pa

Benodigd Fan-oppervlak

Face_area4 =18.612 m

0

0

3

0

Einde Programma

60

2

Resultaten H17

Uitvoergegevens

Temperatuur

lMTD

ATlm = 22.869° K

Werkelijk temperatuursverschil Benodigd oppervlak

ATm = 19.439 K 2 A = 54.418 m

Duty

Q = 1.819 10 °watt

0

0

5

0

Tube-Side

Wt = 1.361° kg sec do =50'mm

Massastroom Outside diameter (vrij te kiezen) Inside diameter

di =46 mm 0

Doorsnede tube

Af = 1.662

Aantal tube pases

0

3

10 °mm2

passes =2

Prandtl-getal

Prt=3.715

Reynolds-getal

Re~ = 1.732 10 0

4

Figuren ter bepaling van de uiteindelijke afmetingen ~,----,-----,-----,

3°104

,.......-----y-------,------,

~20

o~--~----~----~

o

2

6

4

o~~~~------~----~

o

6

4

2

~.m

Aantal Tubes ~O,---_,I-----.I-----,

200 UO

I-

i 150

~

r-I

-

-

100 ~__~1____~1'____~ 024 6

Schatting van optimale Overall Warmte-Overdrachts-Coefficient

U;: 172. watt 2 m 'K

Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-lengte en baffle-spacing

U02 = 171.642 m oK

Gekozen tube-Iengte

L = lom

Aantal tubes

tubes 2 = 18.123


~v 2


Face_area2 = 1.482 m

0

-2

-1

°watt

2

= 658.724 -Pa 0

2

Einde Programma

---------------------------------61-----------------------------------

Resultaten H21

Uitvoergegevens

Temperatuur

LMTD

ATlm = 32.57S·K


ATm = 29.32-K

Benodigd oppervlak

A=605·m

Duty

Q = 5.056-106 ·watt

2

Tube-Side

Shell-Side

Wt =47.556. kg

Massastroom

sec

Outside diameter (vrij te kiezen) do=2(}mm Inside diameter

di = 16·mm

Doorsnede tube

Af = 201.062-mm2

Aantal tube pases

passes =4

Reynolds-getal

Ret 1 = 5.895.10

Massastroom

Ws = 2.333. kg

bundel diameter

Db4 = 1.174·m

Shell-diameter

DS

sec

4

= 1.254-m

4

4


3.104

3000,....-----,....------,....------,

,....----r---r---...,

o~--~---~--~

6

4

10

8

~.m

Drukval vloeistof Tube

28S.4 28S3

UO j 28S.2 28S.1 28S

4

6

8

10

~

U=28S. watt m2.K

Schatting van optimale Overall Warmte-OVerdrachls-Coefficient Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-lengte en baffle-spacing

Uo4 =28S.lSS·m·K

Gekozen tube-Iengte

L4 =S·m

Aantal tubes

tubes 4 =1.926-10

"""2

3

Drukval tube-side vloeistof-fase

3

APt 1 = S.581-1 0 ·Pa 4

Einde Programma

62

-1

-watt

Resultaten H23

Uitvoergegevens

Temperatuur

LMTD

ATlm = 62.8 K


ATm=62.80K

Benodigd oppervlak

A = 147.441 m

Duty

Q = 2.2220106 °watt

0

0

2


Wt = 20.556 o~


do=38'mm

Inside diameter

di = 34 mm

Doorsnede tube

A+=907.92-mm

Aantal tube pases

passes =2

Prandtl-getal

Prt =4.627

Reynolds-getal

Ret 10 = 1.095°10

sec

0

2

6

Figuren ter bepaling van de uiteindelijke afmetingen 2°105 r-------r-------y--------,

60

40

\

tu~

~

20

o

o

.............

2

t.Ptj 1°105 1------4-------+-~---I

---

OL-----~------~----~

o

6

4

4

2

6

L.·m I

drukval Tube 150

240

/

230

220

o

V

V--

/

2

4

6

L.·m I

Schatting van optimale Overall Warmte-Overdrachts-Coefficient Warmte overdrachtcoefficient bij gekozen tube-lengte en baffle-spacing

U;; 240. watt 2 m 'K

U0 4

-2

=242.185 0m

-1

oK

°watt

Gekozen tube-lengte

L4 =3 m

Aantal tubes

tubes 4 =20.088


APt = 3.585°10 opa


Face_area4 =4.203 0m

0

4

4

2

Einde Programma

-----------------------------------63--------------------------------

o

o

BIJLAGE F: ontwerp van een fornuis geraadpleegde literatuur: (1) J.M. Coulson, J.F.Richardson en R.K.Sinnott, Chemical engineering volume 6 Design, Oxford (1993), blz.683-88. (2) R.N. Wimpress, Hydrocarbon Process. 1963,42 (10), 115-26. (3) N. Wimpress, Chem. Eng. (N.Y.) 1978,22 mei, 95-102. (4) J. Grievink, C.P. Luteijn, M.E.A.M. Thijs-Krijnen, Handleiding fabrieksvoorontwerp, Delft (1994), Techn. Universiteit Delft, fac. der Scheikundige Technologie en der Materiaalkunde, bijlage 11-2. (5) RH Perry, D. Green, Perry's Chem. Eng. Handbook, 6 e.druk, hoofdstuk 6.

Het onderstaande rekenvoorbeeld betreft het fornuis F11 (proces-flowsheet) dat de gecomprimeerde proces stroom waterstof, bestemd voor de adsorptie-/desorptie-unit, op de gewenste temperatuur brengt.

Basisgegevens: temperatuur ingaande processtroom

Tl :=317·K

temperatuur uitgaande processtroom

T 2 :=523·K

ingaande volumestroom

VI :=5131·m ·hr-

uitgaande volumestroom

V 2 := S520·m ·hr-

massastroom

mI :=2.32·10 .kg.hr-

enthalpie ingaande processtroom

Hl := - 3.99·10 ·10 ·joule· hr-

enthalpie uitgaande processtroom

H 2 := - 2.06· 10 . 10 -joule·hr-

naar processtroom over te dragen warmte

Q (= 1.94·10 . 10 ·joule·hr-

overall rendement van fornuis, lit. (3)

1] overall : = So- %

aandeel stralingssectie in totale warmteoverdracht, lit. (3)

X r :=70·%

maximaal overdraagbare warmte in stralingssectie, lit.(2)

h R := 12000·BTUhr- ·ft-

stookwaarde brandstof, lit.(4)

LHV stookolie : = 41.45· 10 -joule.kg- I

dichtheid brandstof, Iit.(4)

Pstookolie := 970·kg·m-

3

1

3

1

4

1

4

6

l

4

6

1

4

6

l

1

2

6

3

Berekeningen: totaal benodigd vermogen fornuis

qn := - - 1] overall

Als brandstof voor het fornuis is gekozen voor stookolie, lit(2) adviseert voor stookolie een overmaat aan verbrandingslucht van 25-40%; er is gekozen voor een waarde van: ovennaat lucht : = 30· % afgelezen functiewaarde in figuur F1, lit.(3)

fluegas := 1925.kg. 1O- 6.kcal- 1

massastroom verbrandingsgassen

'flue := q n' fluegas

capaciteit stralingssectie: benodigde capaciteit stralingssectie

Qr :=Xr"Qf

overgangstemperatuur convectie-/stralings-sectie

T cr:=T 2 -

gemiddelde temperatuur processtroom in stralingssectie

T cr+ T 2 Tfl := - - 2

gemiddelde temperatuur pijpen in stralingssectie, lit. (3)

T avtube :=T fl + 50·K

64

xdT 2- T 1)

0.9

...

0

t; 0.8

.!!! > CJ C

~

O.

~ ~

C:

O.

0

.~

;;

..'"

~

0.5

I:i

0.4

CURVE 1: Direcljto one row CURVE 2: Direc,to two rom.

or total to one row in Iro~t ol relraClory wall

0.3 1.0

1.5 . 2!o 2.5 3.0 3.5 Center·to-center distance/tube O.O .

Heat àbsorption !

varie~ with

tube arrange

4.0

Figuur F2

3,200 3,000

..

5! 2,800

.. ~

~ ~

c

2,600

ï;; CJ

~

C: 2,400

.~

'Ë 0;

.

~

2,200

",'

en ~

~ ï;;

2,00:t-

.....

0, 1,800~ ~. ' Curves are lor typical hydrocarbon tueis, and do not apply to hydrogen· containing gaseous luels.

1,600 1,400 0

60 80 Excess air. %

Rue-gas flow estimated through convection tubes

100

120

Figuur FI

'-

Qr Ar := hR kies op basis van benodigd oppervlak stralingssectie de diameter van de pijpen:

totaal benodigd oppervlak stralingssectie

nominale diameter pijpenJ.it.êl.

d :=3·in

buitendiameter pijpenJ.iU§l

do :=3.5 ·in

binnendiameter pijpenJ.iU§l

di := 3.068·in

doosnede pijpen

·"2·1 1

aan straling blootgesteld oppervlak per [m] pijp

Aexp :=1l.d o

totale lengte aan pijpen in stralingssectie

Ar L tot := - Aexp

gemiddeld debiet processtroom door fornuis

'mean :=

V 1 +V 2 2

aantal passes

AFMETINGEN FORNUIS: lengte van de pijpen (variabele)

Lp :=7.5·m

blootstellingsfactor pijpen

f exp :=0.95

blootgestelde lengte per pijp

Lexp :=f exp·L p

aantal pijpen (variabele)

np :=lll

Vmean~ (--·A ::) d

gemiddelde snelheid processtroom

n pass

spacingfactor

spacingratio := 2

afstand tussen centra pijpen onderling

pitch := spacingratio- d 0 np.pitch h :=--=--2

hoogte fornuis breedte fornuis (arbitrair)

1 b := - ·h 2

oppervlakte per pijp

A tubes :=Lexp·Aexp

totaal oppervlak stralingssectie

A tot :=A tubes·np

oppervlakte waarop stralingssectie is ontworpen

Aontwerp := 1.1 ·Ar

aantal pijpen dat als schild wordt gebruikt tussen convectieen stralings-sectie

nsb :=6

aflezen figuur F2. heat absorption varies with tube arrangement, lit(3) absorptie-efficiency factor bij

spacingratio = 2

Cl

:= 0.63

zgn. cold-plane-area van schildpijpen

Acp sb := L exp·n sh·pitch

cold-plane-area van stralingspijpen tegen wand

Acp wa := L exp·n p.pitch

equivalent cold-plane-area

aAcp := Acp sh + Cl· Acp wa n pass 't := Lp·- v mean

gemiddelde verblijftijd medium in fornuis

65

0.7

0.30

0.6

0'

-1.'

0.5 ------.:..---.--"t!.~6.

0.2

on ::l

C.

8'"'

0.15

Ö Cl)

a 0.10 ~

Co

~

rf.

Curves are for typical refinery fuels, based on 50% relative humidity at 15°C, 0.3 kg atomizing steam per kg oil, and na inseru in fuels

0.05

0.00

0.1

,_

o

20

40

60

80

100

0.0

120

...

J

1.0 1.2 1.4 1.6

1.8

P X L, (atm}(m)

Excess air, %

Excess air sets CO2 -H?O pressure in flue

...

0.2 0.4 0.6 0.8

Figuur F3

Flue-gas emissivity depends on absorbing surlace

Figuur F4 .

0.8 Lines of constant percent excess air

0.7

O. on

0.6

'"

O.

Ol Cl)

~

.S 0.5

... '" ... o. c

1.1..

Cl)

~

0

ü

Cl)

~

Ö

Cl)

Ol

C

.g o. u

C

'"

~

u

x

~

UJ

ê:

.....C)o 0.2

r;-

0,2

0.0 0.1

0.1

--

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

Gas emissivity

Overall exchange factor depends on reflected energy

200

400

600

800

1,000

1,200

Gas temperat re, ·e

Figuur FS

Aue-gas heat content for common hydrocarbon tuels

Figuur

F~

oppervlakte stralingssectie (envelop)

Aenv :=2 b h+2 Lexp (b+h)

volume fornuis

V fom :=Lexp·b.h

2

gemiddelde stralingslengte

L beam :=_·V fom 3

1 3

aflezen figuur F3. excess air sets C02-H20 pressure in f1ue gas, 1it.(3l

overmaat lucht = 30'% partiëeldruk van C02 + H20; afgelezen waarde

P P :=0.22·atm

produkt partiëeldruk en stralingslengte

P pxL :=P p.L beam P pxL = 1 'atm·m

aanname gemiddelde temperatuur van verbrandingsgassen

T g := 1073.2·K

aflezen gas-emissivity (E) uit figuur F4: f1ue-gas emissivity depends on absorbing surface, lit.(3l

E :=0.5

gas-emissivity; afgelezen waarde

aflezen exchange-factor uit figuur F5: overall exchange-factor (F) depends on reflected energy, lit.(3l

aAcp =0.31 Aenv

F :=0.72

exchange-factor, afgelezen waarde

2

aAcp·F = 69.3·m

qn 4 2 - - = 9.73'10 ·watt·maAcp ·F temperatuur uitlaatgas

T g2 :=T g- 100·K

aflezen van fractie netto warmte in de verbrandingsgassen uit figuur F6: f1ue-gas content for common hydrocarbon-fuels, lit.(3l T g2 = 973.2' K afgelezen fractie

fractie := 0.36

hoeveelheid warmte die meegaat met uitlaatgas

q g2 := fractie· q n

"voelbare" warmte van de te gebruiken verbrandingslucht "voelbare" warmte van de brandstof

· uie·sec- I q a := O·JO · uIe·sec-1 q f := O·Jo

optredende verliezen

verlies := 2·% q I := verlies· q n

hoeveelheid warmte die verloren gaat warmte verwijderd via absorptie door pijpen stralingssectie

q

R:=q n· (I + q a + !! - q g2 qn

~ =5.2'104

uit te zetten functie-waarde in figuur F7, lit.(3l

qn

qn

!!.) qn

·kcaI·hr- l .m- 2

aAcp·F

indien het uit te zetten punt samen valt met de absorptie-curve voor de pijpen; dan betreft dit de juiste waarde; bij bovenstaande berekening is dit het geval. Figuur F7 geeft de warmteoverdrachtssnelheid tussen gas en een pijp met verschillende uniforme temperaturen. Indien het uitgezette punt niet samenvalt met de berekende waarde moet de volgende procedure gevolgd worden . Zet de berekende waarde uit tegen de aangenomen gastemperatuur. Als het punt links van de absorptiecurve ligt, moet een temperatuur voor het gas genomen worden die hoger is. Bereken met deze temperatuur de waarde van de y-waarde van figuur F7. Zet ook deze waarde uit in figuur F7. Indien deze waarde rechts van de absorptiecurve ligt kan tussen de berekende waarden een rechte lijn worden getrokken. De coördinaten van het snijpunt van deze rechte lijn met de absorptiecurve geeft de werkelijke gastemperatuur.

66

450

"

..

.. ,

400 ; .-, '

350 N

E

---....c ro

<.J

~

300 250

M

0

.-

x

200

ll.

&

<::(

~

150

a::

Tubewall temperature

c:r

100-

5e---

0: 200

1,000 1,200 1,400

400

F lue-gas temperature,

Temperatures set heat-absorption rate in radiant section

oe Figuur F7 ~ ,

6

door de stralingssectie opgenomen warmte (ontwerp oppervlakte) q R = 4.2 °l 0 °joule· sec-I Controle maximaal toelaatbare wannteflux: berekende overdrachtscoêfficiënt

. ul qR = 3.8° 104 °JO e·sec-1-2 ·m A tot

maximaal toelaatbare coêfficiênt

h R =3.8 10 ojoule·sec- 1·m- 2

4

0

convectie sectie: het oppervlak van de pijpen in de convectie-sectie is even groot als dat van de stralingssectie, 1it.(2) door de convectie-sectie over te dragen warmte

brandstofverbruik: massastroom brandstof (stookolie)

qn mfu:=----UIV stookolie

volumestroom brandstof

mfu 'fu := - - Pstookolie

Opsomming berekende waarden: 6

benodigd vermogen fornuis

qn =6.7 010 °watt

nominale diameter pijpen

d=76.20mm

maximaal over te dragen warmte

h R =3.8 10 °watt·m-

aantal pijpen stralingssectie

np = 111

gemiddelde snelheid medium door pijpen

V mean

benodigd oppervlak stralingssectie

Ar = 99.6 0m

lengte pijpen/fornuis

Lp =7.5 0m

breedte fornuis

b =4.9 m

hoogte fornuis

h=9.90m

volumestroom stookolie

'fu = 0.603 om . hr-

ontwerp oppervlak (benodigd oppervlak +10%)

Aontwerp = 109.60m

oppervlak

A tot = 11O.4°m

massastroom stookolie

m fu = 585 okg· hr-

gemiddelde verblijftijd medium in fornuis

t

massastroom verbrandingsgassen

'flue = 3.10kgosec

gemiddelde temperatuur pijpen in stralingssectie

T avtube = 501° K 3 -1 'mean = 1.9 0m °sec

0

4

-1

= 10.70mosec 2

0

3

1

2

2 1

=2.10sec -1

gemiddeld debiet processtroom

67

2

Bijlage G1. Berekening horizontale flash drum uit: Olujic, Z., Dr., Scheidingsprocessen 11, Deel 1: Distillation, Principles and Design, TU Delft, Laboratorium Apparatenbouw Procesindustrie, februari 1994, p. 267-273.

Invoergegevens

Equipmentnaam: V6, Vloeistof-gas scheider

Massastroom vloeistof

MI := 99750· kg· hr- I

Massastroom damp

Mg := 25565· kg· hr- 1

Dichtheid vloeistof

pI :=611·kg·m- 3

Dichtheid damp

pg := 4.3·kg·m- 3

Verblijftijd [5 - 10 min.]

tres := 5· min

Berekeningen Flowparameter

Capaciteitscoeficient Sranan (1983)

Cvdrum := 0.3048· (

Maximale dampsnelheid in een verticale drum

uvsep ;=

Cvdrum.J ,1- PS pg

Maximale dampsnelheid in een horizontale drum

uhsep := 1.25·uvsep

Dampfractie van drum doorsnede

i :=0,1.. 10 <1>& := (0.40 + I

Diameter horizontale flash drum

0.263 _ 0.0073) .m.sec- 1 FIgl.294 + 0.573

dhsep. := 1

_i_) 100

1.1284.~g pg' uhsep. <1>& I

Lengte horizontale flash drum

MI -·tres lhsep. :=_ _--'p_I_ _ __ I

(I -

<1>q)'~' (dhsePit

Vloeistof hoogte in drum

hl.I := dhsep.'I (0.9167 - 0.833,<1>&) I

Volume drum

V. :=-·dhsep.·lhsep. I 4 I I

11

68

Uitvoergegevens

Drukval van een flashdrum is gewoonlijk 0.1 bar

F1g =0.327 Cvdrum =0.097-m-sec- 1 -I

uhsep = 1.439-m-sec

12~----r-----r-----'

2~-------r--------'

1.9 lhsep.

dhscpj

I

1.8

1.7

6~--~~--~----~

0.4

0.433

0.467

~--------'-----------'

0.5

0.45

0.4

0.5

~

0.6 ~--------r----------.

8~-------r--------'

hl.

ÜlseJ'j

I

---6

dhscp.o.55

dhscp. I

I

0.5

~--------'---------""

0.4

0.45

4~------~------~

0.4

0.5

0.45

~

~j

hl/dhsep = [0.5,0.6] 0.75 maximum

Ihsep/dhsep = 5

hl.I

lhsep I.
dhsep.

lhsep.

dhsepj

0.4 0.41 0.42 0.43 0.44 0.45 0.46 0.47 0.48 0.49 0.5

1.912·m 1.888·m 1.865·m l.844·m 1.823·m 1.802·m 1.783·m 1.763·m 1.745·m 1.727·m 1.71·m

7.901·m 8.236·m 8.582·m 8.941 ·m 9.312·m 9.697·m 10.096·m 10.51 ·m 1O.94·m 11.387·m 11.852·m

4.133 4.362 4.601 4.849 5.109 5.381 5.664 5.96 6.269 6.593 6.932

I

0 2 3 4 5 6 7 8 9 10

I

hl.

dhsepj

1.115·m 1.086·m 1.057·m 1.03·m 1.003·m 0.977·m 0.951·m 0.926·m 0.902·m 0.878·m 0.855·m

0.583 0.575 0.567 0.559 0.55 0.542 0.534 0.525 0.517 0.509 0.5

I

I

Kies drum met afmetingen: i := 3 Dampfractie van drum doorsnede

Diameter horizontale flash drum

dhsep. = 1.844-m

Lengte horizontale flash drum

Ihsep. = 8.941-m

Vloeistof hoogte in drum

hl. = 1.03-m

Volume drum

V. = 12.946-m

I

I

I

I

2

1

Einde programma

69

0.5

Bijlage G2. Berekening accumulator Invoergegevens

Equipmentnaam: V14, Accumulator

Massastroom vloeistof

MI :=80250·kg.hr- 1

Massastroom damp

Mg :=20·kg·hr- 1

Dichtheid vloeistof

pI := 609.2·kg·m- 3

Dichtheid damp

pg :=4.4·kg.m- 3

Verblijftijd [5 - 10 min.]

tres := I (). min

Lengte I diameter verhouding

LD :=5

Minimale hoeveelheid damp in drum

fv :=0.2

Berekeningen Benodigd vloeistof volume

MI VI :=-·tres pI

Benodigde damp volume

Vv :=VI·fv

Totaal volume accumulator

Vt :=VI+ Vv 1

Diameter drum Lengte drum

D := (Vt.4)3 n·LD L :=LD·D

Uitvoergegevens Drukval van een accumulator is gewoonlijk 0.1 bar D = 1.89"m L =9.43"m 3

Vt = 26.35"m

Einde programma

70

Bijlage H ' : berekening van

pomp P7

pomp P7 verpompt de vloeistofsfroom afkomstig van de vloeistofldampscheider welke de produktsfroom van de isomerisatie-reactor verwerkt.

literatuur: (1): Pompen en Compressoren, J. de Grauwen A. Padjens, dictaat behorende bij college apparaten in de procesindustrie, Technische Universiteit Delft - faculteit der Scheikundige Technologie en Materiaalkunde. (2): Perry R.H. en Green 0., Perry's Chemical Engineers' Handbook, 6e druk, New York (1984), blz. 6:42-43. (3): Coulson J.M., Richardson J.F. en Sin not R.K., Chemical Engineering Volume 6 (SI-Units) Design, 1e editie, Oxford (1991) blz. 377 en 380.

Basisgegevens (Chemcad): 3

.m- 1

volumestroom pomp

tv=154.m

temperatuur medium

T=31O·K

dichtheid medium

p=610·kg·m-

benodigde druk volgende apparaat (na pomp)

P u= 11.85· 10 ·Pa

druk voorafgaande apparaat (voor pomp)

Pi =9.5-10 ·Pa

ontwerpsnelheid medium

V

3

5

5

-I

d= 2 ·m·sec

5

verzadigingsdampdruk

P sat=3.95·10 ·Pa

Berekeningen: A '- tv p ,- v d

doorsnede pijp bij ontwerpsnelheid

inwendige diameter perszijde

kies aan de hand van de berekende pijpdiameter een reëele waarde voor de pijpdiameter, lit. 2: binnendiameter standaardpijp Qnvullen)

di :=6.065·in

{kies de diameter van de zuigzijde één maat groter dan de perzijde} doorsnede standaardpijp perszijde

vloeistofsnelheid standaardpijp perszijde

- berekening druk zuigzijde pomp & N.P .S.H.: hoogteverschil tussen apparaat voorafgaand aan pomp Qnvullen; afschatten) druk aan zuigzijde pomp

1 2 P zuig :=P i + hïP-g- 2"P' v

"net positive suction head" (druk)

2 I NPSH :=hïP-g- -'p-v 2

"net positive suction head" (m)

NPSH m := NPSH p.g

hoogteverschil uitgang pomp en volgend apparaat

hu := I·m

druk aan perszijde pomp

P pers := P u + hu' p-g

71

- berekening vennogen pomp controleer in de figu ur:"Centrifugal pump selection guide", lit. 3, of het toepassen van een ééntraps centrifugaalpomp is toegestaan. Lees vervolgens het te verwachten rendement af in de figuur: "efficiencies of centrifugal pumps", lit. 3 efficiëntie centrifugaal pomp

1]=80·%

theoretisch benodigd vermogen

P tb := , v· (p pers - P zuig)

benodigd vermogen

P tb P := 1]

Opsomming berekende waarden: volumestroom

h= 154 m3·hr- 1

snelheid medium door persleiding

v=2.30mosec-1

geschatte zuigdruk

p zuig = 9.8 010 opa

geschatte persdruk

p pers = 1.19010 opa

"net positive suction head"

NPSH = 3.4 10 opa

0

5

6

4

0

NPSH m =5.7 m 0

rendement

1] =80 0%

benodigd werkelijk vermogen

P = ll.lokW

benodigd theoretisch vermogen

Pth =8.8 0kW

verzadigingsdampdruk bij heersende temperatuur

P sat = 3.95 010 opa

binnendiameter pijp perszijde

di = 6.065 °in

5

72

BIJLAGE 11. Dow-formulier.

EXHIBIT A FIRE AND EXPLOSION INDEX • LOCATIO N

PROCESS UNIT

PLANT

EVALUATED BY

MATERlALS A N D PROCESS MATERlALS IN PROCESS UNIT

I BASICS MATERIAL(S) FOR MATERlAL FACTOR

STATE OF OPERATION

IJ

START UP [) SHUT DOWN

IJ

NORMAL OPERATION

MATERlAL FACTOR (SEE TABLE I OR APPENDICES A OR B)

Nott requiremenls whcn unit

tempe u lure over l", O° F

I. GE N ERAL PROCESS HAZARDS

.

BASE FACTOR A. EXOTHERMIC CHEMICAL REACTIONS (FACTOR 0 .30 to 1.25) B. ENDOTHERMIC PROCESSES (FACTOR 0 .20 10 0.40)

-

NALTY PEl"ALTY PEUSED 1. 00 1.00

C. MATERlAL HA NDLING AND TRANSFER (FACTOR 0 .2510 1.05) D. ENCLOSED OR INDOOR PROCESS UNITS (FACTOR 0 .25 100.90) E. ACCESS F. DRAINAGE AND SPILL CONTROL (F ACTOR 0 .25 10 0. 50 ) GENERAL PROCESS HAZARDS FACTOR (F,>

.

.

2. SPECIAL PROCESS HAZARDS BASE FACTOR A . TOXIC MATERlALS (FACTOR 0 .20 10 0 .80) B. SUB · ATMOSPHERIC PRESSURE «500 mm Hg) C. OPERATION IN OR NEAR FLAMMABLE RA NGE

0 .35 Gal s

1.00

1.00

0. 50

-

OINERTED NOT INERTED

o

1. TANK FARMS STORAGE FLAMMABLE LIQUIDS 2. PROCESS UPSET OR PURGE FAILURE 3 . ALWAYS IN FLAMMABLE RANGE D. DUST EXPLOSION (FACTOR 0 .25 10 2.00 (SEE TABLE 11) E. PRESSURE (SEE FIGURE 2) OPERATING PRESSURE : _ _ _ psig RELIEF SETTING: _ _ _ psig

0. 50 0.30 0. 80

F. LOW TEMPERATURE (FACTOR 0 .20 10 0.30) G . QUANTITY OF FLA MMABLE/ UNSTABLE MATERlAL: QUAl"TITY : BTU.lb Ib s Me

..

1. LIQUIDS. GASES AND REACTIVE MATERlALS IN PROCESS (SEE FIG . 3)

"'"\}I

2. LIQUIDS OR GASES IN STORAGE (SEE FIG . 4)

.,

3. COMBUSTIBLE SOLIDS IN STORAGE D UST IN PROC ESS (SEE FIG . 5) H. CORROSION A ND EROS IO N ( FACTOR 0 . 10 10 0.75) I LEAKAGE·JOINTS A ND PACKING (FACTOR 0.10 10 I.5U) J . USE OF FIRED HEATERS (SEE FIG . 6) K. HOT OIL HEAT EXCHANGE SYSTEM (FACTOR 0 . 151 0 1.50) (SEE T ABLE 111 ) L. ROTA TII'iG EQUIPMENT

~

0 .50

,

.

SPECIAL PROCESS HAZARDS FACTOR (F 2 ) UNIT HAZARD FACTOR (F I x F 2 = FJ) FIRE AND EXPLOSION INDEX (F) x MF·F and EI)

"-

.

I

FIG. 9.2. Fire and Explosion Index calculation fonD, example 9. \. From Dow (1987) reproduced by pennission ofthe American Institute ofChemical Engineers. 10 !987 A1ChE. All rights reserved. Note:

1 mJ =264·2 US gal; 1 k."I/m~O·145 psi; I kg=2' 21bs; 1 kJlkg=O'43 BTUllb. In line 1 F, Gallons (GaIs) are U.S. gallons

73

BIJLAGE 12. HAZOP-studie TIP-proces Om een overzicht te krijgen van de belangrijkste problemen met betrekking tot de veiligheid van het proces werd een "Hazard and Operability" studie uitgevoerd. Er is hierbij gekeken naar wat er wat betreft de veiligheid fout kan gaan bij de grote apparaten en op welke manier hierop moet worden ingegrepen.

Fornuis (F3): functie

: verwarming voeding tot reactietemperatuur.

gidswoord afwijking oorzaak gevolg actie

: meer : stroom : lekkage in fornuisfbreken van pijpen in fornuis. : brand I explosie : afsluiten voeding- en brandstofstroom


: geen : geen stroming in pijpen fornuis : verstopping reactor : hoge druk I explosie I brand : afsluiten voeding- en brandstofstroom

Reactor (R4): functie

: isomerisatie van normaal-alkanen


: meer : stroom lucht : lekkage : explosief mengsel : voeding afsluiten


: geen I minder : hoge druk : verstopping van de produktleiding : explosie : voeding afsluiten

Flashvat (V6): functie

: scheiding van gas/vloeistof


: : : : :

meer luchtstroom lekkage explosief mengsel voeding afsluiten

74

Fornuis (Fll): functie

: verwarming voeding desorptiestap T12


: : : : :


: geen : stroom : verstopping van desorptie-Ieiding/klep : hoge druk I explosie I temperatuurstijging in fornuis : afsluiten voeding- en brandstofstroom

Fornuis (F9): functie

: verwarming voedingstap adsorptiestap van T12

meer stroom lekkage in fomuisfbreken van pijp in fornuis. brand I explosie. afsluiten voeding- en brandstofstroom

zie fomuis (FI!)

AdsorptiejDesorptie-eenheid (TI2): functie : scheiding mengsel normaal- en isoalkanen gidswoord afwijking oorzaak gevolg actie

: : : : :

geen stroom lekkage explosief mengsel afsluiten voeding

Warmtewissellaar (H8): functie : verwarming stroom gidswoord afwijking oorzaak gevolg actie

: : : : :

geen stroom lekkage explosief mengsel afsluiten voeding

Destillatiekolom (TI6): functie : scheiding butanen en lichtere componenten van het isomeraat afwijking oorzaak gevolg actie

: stroom : uitvallen pomp (PIS), breuk in leiding : droogvallen schotels : reflux naar oneindig, destillatiestroom afsluiten en reboiler afsluiten

Leiding: functie

: transport


: geen/minder : stroom : breken van leiding : explosief mengsel : afsluiten voeding

75

Bijlage J. Afschrijving vast kapitaal. Aflossing bestaat uit een vaste afschrijving van 10% van het vaste kapitaal en de rente (8 %) daarvan in een jaar. Een afschrijving van 10% van het vaste kapitaal houdt in dat de hele fabriek in 10 rechtlijnig wordt afgeschreven. Tabel J1. Afschrijving vast kapitaal: Zevnik-Buchanan. Jaar

Debet [miljoen gulden]

Rente [miljoen gulden]

Aflossing [miljoen gulden]

1

113

9,04

20,34

2

101,7

8,136

19,436

3

90,4

7,232

18,532

4

79,1

6,328

17,628

5

67,8

5,424

16,724

6

56,5

4,52

15,82

7

45,2

3,616

14,916

8

33,9

2,712

14,012

9

22,6

1,808

13,108

10

11,3

0,904

12,204

1 4,972

1 16 ,272

1 Gemiddeld:

1

Tabel J2. Afschrijving vast capitaal: Taylor methode. Jaar

Debet [miljoen gulden]

Rente [miljoen gulden]

Aflossing [miljoen gulden]

1

136

10,88

24,48

2

122,4

9,792

23,392

3

108,8

8,704

22,304

4

95,2

7,616

21,216

5

81,6

6,528

20,128

6

68

5,44

19,04

7

54,4

4,352

17,952

8

40,8

3,264

16,864

9

27,2

2,176

15,776

10

13,6

1,088

14,688

1 5,984

1 19,584

IGemiddeld:

76

1

o

o

923419

FVO Nr. Onderwerp. A.A.J. Buysman U. van Gent B. Hassan W.F. Willeman. Datum opdracht Datum verslag

Recommend Documents