Srovnání TCD a E-TCD sekvence založené na atmosférické destilace
Atmosférické destilace procesů, která se skládala z TCD (scénář 1) a E-TCD (scénář 2), které byly vyvinuty a optimalizovány tak, za prvé., Na základě konstrukčních a optimalizačních strategií popsaných v sekci „strategie“ jsou na obr. znázorněny energetické náročnosti topných a chladicích proudů sekvencí TCD A E-TCD. 3A a B, resp. 95 wt% ethanolu (stream 6), 99.7 wt% acetonu (proud 4) a úplně dehydrované butanol (100 wt%, proud 10) byly získány v obou scénářích (detail proud složení a toky sazbou různé typy sekvencí jsou uvedeny v Doplňující soubor 1: Tabulka S1).
Atmosférické destilace procesy představující scénář 1 a scénář b 2. Průtok v krmivech (stream 1) 1025 kg/h. Červené údaje jsou vyšší-náklady na energii sloupce, zatímco zelená dat relativně zapotřebí méně energie v odpovídajících sloupcích. Černá data se týkají energie vytápění a chlazení, která zůstala podobná při recyklaci destilátů vody a butanolu. Na tomto obrázku byly také uvedeny krmné desky a celkové desky každého sloupce., Tlaky sloupců byly nastaveny při atmosférickém tlaku
Data zobrazená na obr. 3 ve dvou scénářích viz požadavky na energii pro vytápění a chlazení destilačních kolon. Jak tam byly žádné rozdíly mezi upstream sloupce, energetické nároky na počáteční dva sloupce (pivo a aceton sloupce) byly také podobné. Výsledky však byly zcela odlišné v sekvencích TCD A E-TCD v následných sloupcích (ethanol, butanol a vodní sloupce)., Nižší energie požadavek ethanol sloupec v případě scénáře 2 by mohlo být způsobeno tím, že vyšší obsah ethanolu v spodní proud ethanol sloupci je možné vzhledem k recirkulační smyčky. Proud, který sestával z destilátu butanolu a vodních sloupů, byl smíchán se spodním výstupem acetonového sloupce ve scénáři 2(obr. 2b). Skutečný průtok, který se vkládá do ethanolového sloupce ve scénáři 2, byl tedy 433.,8 kg/h (součet průtoků od spodní zásuvky acetonu sloupec a destilátu z vodního sloupce), která byla vyšší než v případě scénáře 1 (383.8 kg/h, pouze ze spodní zásuvky acetonu sloupec). Nicméně, ethanol produktu průtoku ve scénáři 2 byla zvýšena, což byla udržována na 18,62 kg/h. Tudíž, koncentrace ethanolu na dno zásuvky ethanolu sloupec ve scénáři 2 byla vyšší než v případě scénáře 1 (2.42 wt% ve scénáři 2 vs., < 200 ppm ve scénáři 1), které by mohly výrazně snížit spotřebu energie v ethanolu sloupec ve scénáři 2 (2.39 MJ/kg ve srovnání s 4.56 MJ/kg ve scénáři 1, viz Obr. 3). Obdobně, refluxní poměr ethanolu sloupec ve scénáři 2 (~ 25), byl daleko nižší než v případě scénáře 1 (~ 57), když nad 95 wt% ethanolu bylo dosaženo (Další soubor 1: Obr. S2).,
z Důvodu nižší koncentrace butanolu v organické fáze z karafy (proudy 9 v Další soubor 1: Tabulka S1) a vodné fázi z karafy (proudy 12 v Doplňující soubor 1: Tabulka S1) scénář 2 (81.66 wt% pro organické fáze karafu a 4. 6 hmot.% vodné fáze z karafy), vytápění a chlazení potřeba energie z vody a butanolu sloupce byla vyšší v E-TCD sekvence (1.99 MJ/kg a je 0,73 MJ/kg pro vytápění, a − 1.44 MJ/kg a − 0.38 MJ/kg pro chlazení v butanolu a vody sloupce, viz Obr., 3b) v porovnání s konvenční TCD sekvence (1.8 MJ/kg a 0,56 MJ/kg pro vytápění, a − 1.28 MJ/kg a − 0.24 MJ/kg pro chlazení v butanolu a vody sloupce, viz Obr. 3a). Naštěstí nízké koncentrace butanolu v organické fázi I vodné fázi ve scénáři 2 byly způsobeny hlavně účastí vyššího poměru ethanolu, což je lehká složka ve směsi butanol–ethanol–voda . Vodní frakce, těžká složka distribuovaná ve směsi, se významně nezvýšila., Poptávka po energii ve vodních a butanolových sloupcích ve scénáři 2 byla tedy jen o něco vyšší ve srovnání s energetickou poptávkou obou sloupců ve scénáři 1.
spotřeba energie ve sloupci ethanolu byla rozhodujícím faktorem celkových nákladů na energii během atmosférických destilačních procesů. Přestože náklady na energii pro butanol a vodní sloupce byly vyšší, celková energetická náročnost na vytápění a chlazení proudů ve scénáři 2 byla mnohem nižší než ve scénáři 1. Výsledkem je poptávka po energii 13,42 MJ / kg a − 10.,75 MJ/kg pro vytápění a chlazení, v tomto pořadí, bylo spotřebováno ve scénáři 2, které byly pouze 88.1% a 85,1% ve srovnání energetické poptávky ve scénáři 1. Sekvence E-TCD proto umožňuje úsporu energie pro následnou destilační separaci Abe směsi po pervaporaci. Důležitější je, jak etanolu (obsažené v destilované vody a butanolu sloupce) byl recyklován do ethanolu sloupec v E-TCD sekvence, ne ethanol nahromaděné v TCD sekvence (viz Další soubor 1: Tabulka S1, proudy 8 a 11)., Sekvence E-TCD tedy vykazovala lepší ovladatelnost na rozdíl od konvenční sekvence TCD. Jak bylo navrženo v předchozí zprávě , stabilní sekvence E-TCD má také výhodu v tom, že destilační systém je nákladově efektivnější.
v naší předchozí práci by aplikace systému výměny tepla mohla výrazně snížit energetickou náročnost v konvenční sekvenci TCD založené na destilačním procesu . Pro další snížení energetických nároků ve dvou scénářích byl vytvořen a optimalizován systém výměny tepla., Po výměně tepla byly také porovnány energetické požadavky na separaci ABE založené na sekvencích TCD a E-TCD. Obecně bylo s proudy v obou scénářích spojeno 12 výměníků tepla (HEs). Minimální teplotní rozdíl pro výměnu tepla byl nastaven na 15 °C.klíčové parametry a strategie výměny tepla se provádějí na obr. 4. Kromě toho jsou křivky grand composites a základní struktura systému výměny tepla uvedeny v doplňkovém souboru 1: obr. Galaxie., Jak je vidět, pod optimalizované podmínky tepelné výměny byly prováděny převážně v proudech 1, 9 a 12 v obou scénářích, které nebyly v souladu s naší předchozí prací, která se uplatňuje dvoustupňové gas stripping–pervaporation proces . V případě scénáře 1, po výměny tepla, je teplota proudu 1 postupně zvýšil z 25 na 40,7 °C (po HE1), 62.77 °C (po HE4), 77.8 °C (po HE7) a 82.9 °C (po HE10), resp., Podobně, proud 9, který byl přiváděn do butanolu sloupec byl postupně zahříván HE2, HE5, HE8 a HE11, a jeho teplota konečně dosáhl 91 °C. Obdobně, proud 12 (hs 8535 °C) byla krmena do vodního sloupce po zahřátí v HE3, HE6, HE9 a HE12. V kontrastu, v případě scénáře 2, teploty proudu 1, 9 a 12 byla zvýšena z 25 °C, 20 °C a 20 °C, 84.25 °C (po HE1, HE4, HE7 a HE10), 91.6 °C (po HE2, HE5, HE8 a HE11) a 86 °C (po HE3, HE6, HE9 a HE12), resp.
systém výměny Tepla pro atmosférický destilační procesy. Teplo-směnných strategie ve scénáři 1, které jsou založeny na TCD sekvence; b na základě E-TCD sekvence
účinkem výměny tepla, energie požadavek piva sloupec, butanol sloupec a sloupec vody byly sníženy. Energetické požadavky v obou scénářích byly mírně sníženy. Energetické požadavky 12.27 MJ/kg a 10.12 MJ/kg bylo dosaženo v případě scénáře 1 a scénáře 2, respektive, které byly 13,1% a 15.,O 5% nižší než u konvenčních procesů bez výměny tepla (obr. 5). Proto, po výměně tepla, energie, požadavek na E-TCD sekvence založené na destilaci (scénář 2) je stále nižší než u TCD sekvence založené na procesu (scénář 1), a ve scénáři 2 byla více citlivá na teplo pro integraci vykazuje relativně vyšší energie klesající sazby.
Srovnání celkové požadavky na energii pro dva scénáře z atmosférické destilace před a po tepelné výměny
efekt sloupec kondenzátorem tlaky na destilaci výkony a zlepšování procesů
Nastavení úrovně tlaku z destilační kolony ukázal výhody v dalším snižování energetické potřeby v alkoholů separačních procesů ., Použitím VDP se snížily poměry refluxu několika sloupců a síť výměny tepla byla také zesílena ve VDP.
v této části byla VDP použita pro oddělení ABE na základě procesu E-TCD. Obrázek 6 ukazuje vliv tlaku kondenzátoru na poměry refluxu ve výstupních proudech. V porovnání pivo, butanolu a vody sloupců, refluxní poměr acetonu a ethanolu sloupy byly více citlivé na kondenzátoru tlaky., Generovat přijatelné aceton produktu v destilátu, refluxní poměr acetonu kolona byla postupně zvyšována od 2 do 50 kPa-15 v 120 kPa. Naproti tomu refluxní poměr ethanolové kolony se nezměnil, dokud se tlak kondenzátoru nezvýšil na 90 kPa. Poté byl poměr refluxu výrazně zvýšen se zvýšením tlaku kondenzátoru a nakonec dosáhl 200, když byl tlak kondenzátoru 120 kPa. Proto byly vybrány acetonové a ethanolové sloupce, citlivější, aby se snížily tlaky.
Vliv tlak kondenzátoru–refluxní poměr v různých destilační kolony s cílem produkovat přijatelné produkty (95 wt% ethanol, 99.7 wt% acetonu a 100 hmot.% butanolu). Pivo sloupce; b aceton sloupci; c ethanol sloupce; d butanol a voda sloupce
vliv kondenzátoru tlaky acetonu a ethanolu sloupce na destilát teploty byly vyhodnoceny. Teploty destilátu byly sníženy s poklesem tlaku kondenzátoru., 40 °C byla považována za nejnižší teplotu, která může uspokojit potřeby kondenzace (na základě minimální teploty pro výměnu tepla 15 °C). Vhodný kondenzátor tlaky acetonu a ethanolu sloupy byly 57 kPa a 18 kPa, respektive (podrobnosti jsou také uvedeny v Doplňující soubor 1: Obr. S4).
po snížení tlaku acetonu a ethanolu na 57 kPa a 18 kPa byl dále zkoumán účinek refluxních poměrů na koncentrace destilátu acetonu a ethanolu., Byly porovnány sekvence TCD (scénář 3) A E-TCD (scénář 4) založené na VDP (podrobnosti viz další soubor 1: obr. S5). Po snížení kondenzační tlaky acetonu a ethanolu sloupce, optimalizované refluxní poměr na přijatelné hodnoty pro čistotu rozpouštědel byla prudce poklesla v obou TCD a E-TCD sekvence Proto, že spotřeba energie by mohla být také snížena. Přesněji řečeno, optimalizovaný poměr refluxu ve sloupci acetonu byl snížen z 5,8 na 2.,4, zatímco optimalizovaný poměr refluxu v ethanolových sloupcích byl pouze 48 a 18 v sekvencích scénáře 3 a scénáře 4 po zvýšení / snížení tlaku sloupců.
Po optimalizaci tlak kondenzátoru acetonu a ethanolu sloupce, klíč parametry vody a butanolu sloupy byly následně stanoveny změnou destilátu butanolu a vody sloupci následující iterativní strategie je znázorněno na Obr. 2 (průtok proudu je uveden v doplňkovém souboru 1: tabulka S2)., Na základě specifických podmínek pro VDP jsou klíčové parametry sekvencí TCD a E-TCD prováděny na obr. 7. Jak je znázorněno, tlak kondenzátoru pivní kolony byl zvýšen, aby se usnadnil proces přenosu tepla. Proto tlaky na aceton a ethanol sloupy byly snížily, zatímco kondenzátor tlaky butanolu a vody sloupců zůstal v atmosférickém tlaku., Ukázalo se, že požadavky na teplo pro aceton a následné ethanol, butanol a vodní sloupce v sekvencích TCD a E-TCD se po úpravě tlaků sloupců snížily. Celkové energetické požadavky na scénář 3 scénář 4 byly 11.53 MJ/kg a 10.03 MJ/kg (Obr. 9), respektive, které byly 81.66% a 83.72% ve srovnání s energií požadavek v scénář 1 a scénář 2 bez použití VDP. Ve srovnání s jinými sloupy, požadavek energie pro ABE koncentrace v pivu sloupce obsazené 43.54% (scénář 3) a 50.,05% (pro scénář 4) celkových nákladů na vytápění. Navíc, i když požadavek na teplo z vody a butanolu sloupce ve scénáři 4 byla o něco vyšší než u scénáře 3, prudké snížení nákladů na energie v ethanolu sloupci také za následek nižší celkové energetické poptávky ve scénáři 4.
VDP představující scénář 3 A B scénář 4. Průtok v krmivu (proud 1) byl 1025 kg/h., Červené údaje jsou sloupce s vyššími náklady na energii, zatímco zelená dat relativně vyžaduje méně energie ve srovnání s atmosférickou destilaci je znázorněno na Obr. 3. Krmení desky, celkový desky, stejně jako režijní tlak každém sloupci byly také na tomto obrázku
Obrázek 8 ukazuje systém výměny tepla pro VDP. Podrobnosti o mřížkovém diagramu a velké kompozitní křivce byly uvedeny v dalším souboru 1: obr. S6. Ve srovnání s VDP před integrací tepla se energetická náročnost v obou scénářích prudce snížila. Pouze 7.,17 MJ/kg a 5,3 MJ / kg tepla byly spotřebovány pro Abe destilační oddělení od permeátu in situ separace pervaporation ve scénáři 3 a scénář 4, resp. (obr. 9). Za těchto podmínek, 37.81% a 47.16% energie by mohl být uložen po tepelné výměny. Pozoruhodné je, že to ukázalo, že žádné další energie potřebné pro vytápění acetonu a ethanolu sloupce ve scénáři 4, a všechny tepelné požadavky byly poskytnuty teplejší proudy. Pro scénář 3 bylo dno acetonového sloupce také ohříváno nadzemním produktem pivní kolony., It is also noteworthy that the number of heat exchangers can be, thus, reduced in scenarios 3 and 4 based on VDP (total 7 heat exchangers, see Fig. 8) compared with conventional distillations in scenarios 1 and 2 (total 12 heat exchangers, see Fig. 3).
Heat-exchange system for VDP. a Heat-exchange strategies in scenario 3 which are based on TCD sequence; b and E-TCD sequence
Comparison of the two scenarios of VDP in total energy requirements before and after heat exchange