Sammenligning af TCD og E-TCD-sekvenser, der er baseret på atmosfærisk destillation
den Atmosfæriske destillation processer, der bestod af TCD (scenarie 1) og E-TCD (scenarie 2) sekvenser, der blev udviklet og optimeret for det første., Baseret på de konstruktions-og optimeringsstrategier, der er beskrevet i afsnittet “strategier”, illustreres energibehovet for TCD-og E-TCD-sekvensernes opvarmnings-og kølestrømme i fig. 3a og B. 95 vægt% ethanol (strøm 6), 99,7 vægt% acetone (strøm 4) og fuldstændig dehydreret butanol (100 vægt%, strøm 10) blev opnået i begge scenarier (detaljeret strømsammensætning og strømningshastighed for forskellige typer sekvenser er vist i yderligere fil 1: tabel S1).
den Atmosfæriske destillation processer, der repræsenterer et scenario 1 og b scenarie 2. Strømningshastigheden i foder (strøm 1) var 1025 kg/h. De røde data er de højere energikostningskolonner, mens de grønne data relativt krævede mindre energi i de tilsvarende kolonner. Sorte data refererer til opvarmning og køling energi, der forblev ens, når genbrug af vand og butanol destillater. Fodring plader samt de samlede plader af hver kolonne blev også vist i denne figur., Kolonnernes overheadtryk var alle indstillet til atmosfærisk tryk
data vist i fig. 3 Der henvises til behovet for opvarmning og køling af destillationskolonner i to scenarier. Da der ikke var nogen forskelle mellem de opstrøms kolonner, var energibehovet for de to første kolonner (øl-og acetonsøjler) også ens. Ikke desto mindre var resultaterne helt forskellige i TCD-og E-TCD-sekvenser i do .nstream-kolonnerne (ethanol, butanol og vandsøjler)., Det lavere energibehov i ethanolsøjlen i scenario 2 kan skyldes, at en højere ethanolkoncentration i bundstrømmen af ethanolsøjlen er mulig på grund af recirkulationssløjfen. Strømmen, der bestod af destillatet af butanol – og vandsøjler, blev blandet med bundudløbet af acetonsøjlen i scenario 2 (fig. 2b). Således var den faktiske strømningshastighed, der indløb i ethanolsøjle i scenario 2, 433.,8 kg/h (summen af strømningshastigheder fra bundudløbet af acetonsøjlen og destillatet af vandsøjlen), som var højere end tilfældet i scenario 1 (383,8 kg / h, kun fra bundudløbet af acetonsøjlen). Ikke desto mindre blev ethanolproduktets strømningshastighed i scenario 2 ikke forøget, hvilket blev fastholdt på 18,62 kg/ h. derfor var ethanolkoncentrationen i bundudløbet af ethanolsøjlen i scenario 2 højere end i scenario 1 (2,42 vægt% i scenario 2 vs., < 200 ppm i scenarie 1), hvilket kan reducere energibehovet i ethanol kolonne i scenarie 2 (2.39 MJ/kg i forhold til 4.56 MJ/kg i scenarie 1, se Fig. 3). Tilsvarende var reflu .forholdet for ethanolsøjlen i scenario 2 (~ 25) langt lavere end i scenario 1 (~ 57), når over 95 vægt% ethanol blev nået (yderligere fil 1: fig. S2).,
på Grund af det lavere koncentrationer af butanol i den organiske fase fra karaffel (vandløb 9 i Ekstra fil 1: Tabel S1) og den vandige fase fra karaffel (vandløb 12 i Ekstra fil 1: Tabel S1) i scenarie 2 (81.66 wt% for den organiske fase af decanter og 4.6 wt% af den vandige fase af decanter), den varme-og køleenergi krav om vandet og butanol kolonner var højere i E-TCD sekvens (1.99 MJ/kg og 0.73 MJ/kg for varme, og − 1.44 MJ/kg, og − 0.38 MJ/kg for køling i butanol og vand kolonner, se Fig., 3b) i sammenligning med den konventionelle TCD-sekvens (1,8 MJ / kg og 0,56 MJ / kg til opvarmning, og-1,28 MJ/kg og − 0,24 MJ / kg til afkøling i butanol-og vandsøjler, se Fig. 3a). Heldigvis var de lave butanolkoncentrationer i både organisk fase og vandig fase i scenario 2 hovedsageligt forårsaget af deltagelsen af det højere forhold af ethanol, som er den lette komponent, der findes i butanol–ethanol–vandblandingen . Vandfraktioner, den tunge komponent fordelt i blandingen, steg ikke signifikant., Således var energibehovet i vand-og butanol-kolonner i scenario 2 kun lidt højere sammenlignet med energibehovet i de to kolonner i scenario 1.
energiforbrug i ethanolsøjle var den afgørende faktor for de samlede energiomkostninger under de atmosfæriske destillationsprocesser. Selvom energiomkostningerne for butanol og vandsøjler var højere, var det samlede energibehov for opvarmning og afkøling af vandløbene i scenario 2 langt lavere end i scenario 1. Som et resultat, energibehovet på 13,42 MJ / kg og-10.,75 MJ / kg til henholdsvis opvarmning og afkøling blev forbrugt i scenario 2, som kun udgjorde 88,1% og 85,1% af det sammenlignet med energibehovet i scenario 1. Derfor muliggør e-TCD-sekvensen energibesparelser for den efterfølgende DESTILLATIONSSEPARATION ABE-blanding efter gennemtrængning. Mere vigtigere er det, som ethanol (indeholdt i destillat af vand og butanol kolonner) blev genanvendt i ethanol kolonne i E-TCD sekvens, ingen ethanol, der er akkumuleret i TCD forløb (se Ekstra fil 1: Tabel S1, vandløb, 8 og 11)., Derfor viste e-TCD-sekvensen en bedre styrbarhed i modsætning til den konventionelle TCD-sekvens. Som det blev foreslået i tidligere rapport , har den stabile e-TCD-sekvens også fordelen ved at gøre destillationssystemet mere omkostningseffektivt.
i vores tidligere arbejde kunne anvendelsen af varmevekslingssystem betydeligt reducere energibehovet i den konventionelle TCD-sekvens baseret på destillationsproces . For yderligere at mindske energibehovet i de to scenarier blev varmevekslingssystemet etableret og optimeret., Energikrav til ABE-adskillelse baseret på tcd-og E-TCD-sekvenser blev også sammenlignet efter varmevekslingen. Generelt var 12 varmevekslere (HEs) forbundet med vandløbene i begge scenarier. Minimumstemperaturforskellen for varmeveksling blev sat til 15 C. C. nøgleparametre og varmevekslingsstrategier udføres i fig. 4. Desuden er grand composites kurver og den grundlæggende struktur af varmevekslingssystemet vist i yderligere fil 1: Fig. S3., Som det kan ses, blev der under de optimerede forhold hovedsageligt udført varmevekslinger i vandløbene 1, 9 og 12 i begge scenarier, som ikke var i tråd med vores tidligere værker, der anvendte to-trins gas stripping–pervaporation proces . I tilfælde af scenarie 1, efter varmeveksling, temperatur, strøm 1 gradvist øget fra 25 til 40.7 °C (efter HE1), 62.77 °C (efter HE4), 77.8 °C (efter HE7) og 82.9 °C (efter HE10), hhv., Tilsvarende stream 9, som blev fodret i butanol kolonne i rækkefølge opvarmet af HE2, HE5, HE8 og HE11, og dens temperatur endelig nåede frem til 91 °C. Tilsvarende, stream 12 (85.35 °C) blev fodret ind i vandsøjlen efter at være blevet opvarmet af HE3, HE6, HE9 og HE12. I modsætning hertil, i tilfælde af scenarie 2, temperaturer af stream 1, 9 og 12 blev øget fra 25 °C, 20 °C og 20 °C, for at 84.25 °C (efter HE1, HE4, HE7 og HE10), 91.6 °C (efter HE2, HE5, HE8 og HE11) og 86 °C (efter HE3, HE6, HE9 og HE12), hhv.
varmevekslingssystem til de atmosfæriske destillationsprocesser. en Heat-udveksling strategier i scenarie 1, som er baseret på TCD sekvens; b er baseret på E-TCD sekvens
af effekten af varmevekslingen, energi krav af øl kolonne, butanol kolonne og vandsøjlen var faldet. Energibehovet i begge scenarier blev reduceret en smule. Energibehovet på 12,27 MJ/kg og 10,12 MJ / kg blev opnået i henholdsvis scenario 1 og scenario 2, som var 13,1% og 15.,5% lavere end for de konventionelle processer uden varmeveksling (Fig. 5). Derfor, efter varmeveksling, energibehov for E-TCD sekvens baseret på destillation (scenarie 2) stadig var lavere end TCD sekvens-baseret proces (scenarie 1) og scenarie 2 var mere følsomme over for varme integration for at vise en relativt højere energi faldende sats.
Sammenligning af det samlede behov for energi til to scenarier for den atmosfæriske destillation, før og efter varmeveksling
effekten af kolonne kondensator pres på destillation forestillinger og forbedring af processer/h3>
Justering af trykniveau af destillation kolonner viste fordele i yderligere faldende energibehov i alkoholer separationsprocesser ., Ved at anvende VDP blev tilbagesvalingsforholdene for flere kolonner reduceret, og varmevekslingsnetværket blev også intensiveret i VDP.
i dette afsnit blev VDP ansøgt om ABE-adskillelse baseret på E-TCD-processen. Figur 6 viser effekten af kondensatortryk på tilbagesvalingsforholdene i udgangsstrømme. I sammenligning med øl -, butanol-og vandsøjlerne var tilbagesvalingsforholdene mellem acetone-og ethanolsøjlerne mere følsomme over for kondensatortrykket., Til fremstilling af det acceptable acetoneprodukt i destillat blev refluksforholdet mellem acetonekolonne gradvist forøget fra 2 i 50 kPa til 15 i 120 kPa. I modsætning hertil ændrede reflu .forholdet mellem ethanolsøjle ikke, før kondensatortrykket steg til 90 kPa. Derefter blev reflu .forholdet signifikant forøget med stigningen i kondensatortrykket og nåede til sidst 200, når kondensatortrykket var 120 kPa. Derfor blev acetone-og ethanolsøjler, de mere følsomme, valgt for at reducere trykket.
Effekt af kondensatortrykket–reflux forhold i forskellige destillation kolonner, der sigter mod at producere acceptable produkter (95 vægt% ethanol, 99.7 wt% acetone og 100 wt% butanol). en Øl kolonne b acetone kolonne c ethanol kolonne; d butanol og vand kolonner
effekten af kondensatoren pres af acetone, ethanol kolonner på destillat temperaturer, blev evalueret. Destillattemperaturerne blev reduceret med faldet i kondensatortryk., 40 C C blev anset for at være den laveste temperatur, der kan imødekomme kondensbehovet (baseret på minimumstemperaturen for varmeveksling på 15.C). De egnede kondensatortryk af acetone-og ethanolsøjler var henholdsvis 57 kPa og 18 kPa (detaljer er også vist i yderligere fil 1: fig. S4).
efter reduktion af acetone-og ethanolsøjletrykket til 57 kPa og 18 kPa blev virkningen af tilbagesvalingsforhold på destillatet acetone-og ethanolkoncentrationerne yderligere undersøgt., Sekvenserne TCD (scenario 3) og E-TCD (scenario 4) baseret på VDP blev sammenlignet (detaljer se yderligere fil 1: Fig. S5). Efter faldende kondensatoren pres af acetone, ethanol kolonner, der er optimeret refluks forhold til acceptable renhedsgrader af opløsningsmidler faldt kraftigt i både danmarks EKSPORTRÅD og E-TCD sekvenser Derfor, at energiforbruget kan også være nedsat. Mere specifikt blev det optimerede tilbagesvalingsforhold i acetonsøjle reduceret fra 5, 8 til 2.,4, medens det optimerede tilbagesvalingsforhold i ethanolsøjler kun var 48 og 18 i sekvenserne af scenario 3 og scenario 4 efter henholdsvis stigende/faldende kolonnetryk.
efter optimering af kondensatortrykket af acetone-og ethanolsøjler blev nøgleparametre for vand-og butanolsøjlerne efterfølgende bestemt ved at ændre destillatet af butanol-og vandsøjlen efter den iterative strategi, der er vist i fig. 2 (strømningshastighederne viste i yderligere fil 1: tabel S2)., Baseret på de specifikke betingelser for VDP udføres nøgleparametrene for TCD-og E-TCD-sekvenser i Fig. 7. Som det er illustreret, blev kondensatortrykket i ølkolonnen øget for at gøre processen med at overføre varmen lettere. Følgelig blev trykket af acetone-og ethanolsøjlerne reduceret, mens kondensatortrykket af butanol – og vandsøjler forblev i atmosfæretrykket., Det viste, at varmebehovet for acetonen og de efterfølgende ethanol -, butanol-og vandkolonner i TCD-og E-TCD-sekvenserne alle faldt efter justering af kolonnernes tryk. Det samlede energibehov i scenario 3 og scenario 4 var 11.53 MJ/kg og 10.03 MJ/kg (Fig. 9), der var henholdsvis 81,66% og 83,72% sammenlignet med energibehovet i scenario 1 og scenario 2 uden anvendelse af VDP. Sammenlignet med andre kolonner havde energibehovet for ABE-koncentration i ølsøjler 43,54% (for scenario 3) og 50.,05% (for scenario 4) af de samlede varmeomkostninger. Derudover, selvom varmen krav om vandet og butanol kolonner i scenario 4 var lidt højere end i scenario 3, den kraftige reduktion af energi omkostninger i ethanol kolonne også resulteret i et lavere samlet energiforbrug i scenarie 4.
VDP, der repræsenterer et scenario 3 og b scenario 4. Strømningshastigheden i foder (strøm 1) var 1025 kg/h., De røde data er kolonnerne med højere energiomkostninger, mens de grønne data relativt kræver mindre energi sammenlignet med de atmosfæriske destillationer vist i fig. 3. Fodring plader, samlede plader samt overhead tryk i hver kolonne var der også vist i denne figur
Figur 8 viser den varme-system til udveksling af VDP. Nærmere oplysninger om gitterdiagrammet og grand composite curve blev givet i yderligere fil 1: Fig. S6. Sammenlignet med VDP før varmeintegration faldt energibehovet kraftigt i begge scenarier. Kun 7.,17 MJ/kg og 5,3 MJ/kg varme blev forbrugt til ABE-destillationsseparation fra Permeatet af in situ pervaporationsseparation i henholdsvis scenario 3 og scenario 4 (fig . 9). Under disse forhold kunne 37,81% og 47,16% af energien spares efter varmeveksling. Bemærkelsesværdigt viste det, at der ikke var behov for yderligere energi til opvarmning af acetone-og ethanolsøjlerne i scenario 4, og alle varmebehov blev leveret af de varmere strømme. For scenariet 3 blev bunden af acetonkolonnen også opvarmet af overheadproduktet af ølkolonnen., 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