Neuartiges Destillationsverfahren zur effektiven und stabilen Trennung von hochkonzentriertem Aceton-Butanol-Ethanol-Gemisch aus Fermentation-Pervaporation-Integrationsprozess

Vergleich der TCD-und E-TCD-Sequenzen basierend auf atmosphärischer Destillation

Atmosphärische Destillationsverfahren, die aus TCD-(Szenario 1) und E-TCD-Sequenzen (Szenario 2) bestanden, wurden zunächst entwickelt und optimiert., Basierend auf den im Abschnitt „Strategien“ beschriebenen Konstruktions-und Optimierungsstrategien wird der Energiebedarf der Heiz-und Kühlströme der TCD-und E-TCD-Sequenzen in Abb. 3a und b, beziehungsweise. 95 Gew. – % Ethanol (Strom 6), 99,7 Gew. – % Aceton (Strom 4) und vollständig dehydriertes Butanol (100 Gew. -%, Strom 10) wurden in beiden Szenarien erhalten (Detailstromzusammensetzung und Flussrate verschiedener Sequenztypen sind in zusätzlicher Datei 1: Tabelle S1 dargestellt).

Atmosphärische Destillationsprozesse, die ein Szenario 1 und b Szenario 2 darstellen. Die Durchflussrate im Vorschub (Strom 1) betrug 1025 kg/h. Die roten Daten sind die höheren Energiekostensäulen, während die grünen Daten relativ weniger Energie in den entsprechenden Spalten benötigten. Schwarze Daten beziehen sich auf die Heiz-und Kühlenergie, die beim Recycling der Wasser-und Butanoldestillate ähnlich blieb. Fütterungsplatten sowie die Gesamtplatten jeder Säule wurden ebenfalls in dieser Abbildung gezeigt., Die Überkopfdrücke der Spalten wurden alle auf Atmosphärendruck eingestellt

Daten in Fig. 3 beziehen Sie sich in zwei Szenarien auf den Heiz-und Kühlenergiebedarf von Destillationskolonnen. Da es keine Unterschiede zwischen den vorgelagerten Säulen gab, war auch der Energiebedarf für die beiden vorderen Säulen (Bier-und Acetonsäulen) ähnlich. Nichtsdestotrotz waren die Ergebnisse in TCD-und E-TCD-Sequenzen in den nachgeschalteten Säulen (Ethanol -, Butanol-und Wassersäulen) recht unterschiedlich., Der geringere Energiebedarf der Ethanolsäule in Szenario 2 könnte dadurch bedingt sein, dass aufgrund der Umluftschleife eine höhere Ethanolkonzentration im unteren Strom der Ethanolsäule möglich ist. Der Strom, der aus dem Destillat von Butanol und Wassersäulen bestand, wurde mit dem unteren Auslass der Acetonsäule in Szenario 2 vermischt (Abb. 2b). Somit betrug die tatsächliche Durchflussrate, die in die Ethanolsäule in Szenario 2 einströmt, 433.,8 kg/h (die Summe der Strömungsgeschwindigkeiten vom unteren Auslass der Acetonsäule und Destillat der Wassersäule), die höher war als die des Falles in Szenario 1 (383,8 kg / h, nur vom unteren Auslass der Acetonsäule). Nichtsdestotrotz wurde die Ethanolproduktflussrate in Szenario 2 nicht erhöht, die bei 18,62 kg/h gehalten wurde. Daher war die Ethanolkonzentration des unteren Auslasses der Ethanolsäule in Szenario 2 höher als in Szenario 1 (2,42 Gew. – % in Szenario 2 vs., < 200 ppm in Szenario 1), was den Energiebedarf in der Ethanolsäule in Szenario 2 (2,39 MJ/kg im Vergleich zu 4,56 MJ / kg in Szenario 1, siehe Abb. 3). Entsprechend war das Rückflussverhältnis der Ethanolsäule in Szenario 2 (~ 25) weit geringer als das in Szenario 1 (~ 57), wenn über 95 Gew. – % Ethanol erreicht wurde (Zusätzliche Datei 1: Abb. S2).,

Aufgrund der geringeren Butanolkonzentrationen in der organischen Phase aus Dekanter (Ströme 9 in zusätzlicher Datei 1: Tabelle S1) und der wässrigen Phase aus Dekanter (Ströme 12 in zusätzlicher Datei 1: Tabelle S1) in Szenario 2 (81,66 Gew.-% für die organische Phase des Dekanters und 4,6 Gew. − % der wässrigen Phase des Dekanters) war der Heiz − und Kühlenergiebedarf der Wasser-und Butanolsäulen in der E-TCD-Sequenz höher (1,99 MJ/kg und 0,73 MJ/kg zum Heizen) und-1,44 MJ/kg und-0,38 MJ/kg zur Kühlung in Butanol-und Wassersäulen, siehe Abb., 3b) im Vergleich zur herkömmlichen TCD-Sequenz (1,8 MJ / kg und 0,56 MJ/kg zum Heizen und − 1,28 MJ/kg und − 0,24 MJ / kg zum Kühlen in Butanol-und Wassersäulen, siehe Abb. 3a). Glücklicherweise wurden die niedrigen Butanolkonzentrationen sowohl in der organischen Phase als auch in der wässrigen Phase in Szenario 2 hauptsächlich durch die Beteiligung des höheren Verhältnisses von Ethanol verursacht, das die leichte Komponente im Butanol–Ethanol–Wasser-Gemisch ist . Wasserfraktionen, die in der Mischung verteilte schwere Komponente, nahmen nicht signifikant zu., Somit war der Energiebedarf in Wasser-und Butanolsäulen in Szenario 2 im Vergleich zum Energiebedarf der beiden Säulen in Szenario 1 nur geringfügig höher.

Der Energieverbrauch in der Ethanolsäule war der entscheidende Faktor für die Gesamtenergiekosten während der atmosphärischen Destillationsprozesse. Obwohl die Energiekosten für Butanol und Wassersäulen höher waren, war der Gesamtenergiebedarf zum Heizen und Kühlen der Ströme in Szenario 2 weit niedriger als im Szenario 1. Als Ergebnis wird der Energiebedarf von 13,42 MJ / kg und − 10.,75 MJ/kg für Heizen und Kühlen wurden in Szenario 2 verbraucht, was im Vergleich zum Energiebedarf in Szenario 1 nur 88,1% bzw. Daher ermöglicht die E-TCD-Sequenz Energieeinsparungen für die anschließende Destillation Trennung ABE Mischung nach Pervaporation. Noch wichtiger ist, dass sich kein Ethanol in der TCD-Sequenz ansammelt, da das Ethanol (das im Destillat von Wasser-und Butanolsäulen enthalten ist) in die Ethanolsäule in der E-TCD-Sequenz recycelt wurde (siehe zusätzliche Datei 1: Tabelle S1, Ströme 8 und 11)., Daher zeigte die E-TCD-Sequenz im Gegensatz zur herkömmlichen TCD-Sequenz eine bessere Steuerbarkeit. Wie es im vorherigen Bericht vorgeschlagen wurde, genießt die stabile E-TCD-Sequenz auch den Vorteil, das Destillationssystem kostengünstiger zu machen.

In unserer vorherigen Arbeit konnte die Anwendung des Wärmeaustauschsystems den Energiebedarf in der herkömmlichen TCD-Sequenz basierend auf dem Destillationsprozess erheblich verringern . Um den Energiebedarf in den beiden Szenarien weiter zu senken, wurde ein Wärmeaustauschsystem etabliert und optimiert., Der Energiebedarf für die ABE-Trennung basierend auf TCD-und E-TCD-Sequenzen wurde ebenfalls nach dem Wärmeaustausch verglichen. In der Regel waren in beiden Szenarien 12 Wärmetauscher (HEs) mit den Strömen verbunden. Die minimale Temperaturdifferenz für den Wärmeaustausch wurde auf 15 °C eingestellt Schlüsselparameter und die Wärmeaustauschstrategien werden in Fig. 4. Außerdem sind die Verbundwerkstoffkurven und die Grundstruktur des Wärmeaustauschsystems in der zusätzlichen Datei 1 dargestellt: Abb. S3., Wie zu sehen ist, wurden unter den optimierten Bedingungen in beiden Szenarien hauptsächlich Wärmeaustausche in den Strömen 1, 9 und 12 durchgeführt, die nicht unseren vorherigen Arbeiten entsprachen, bei denen das zweistufige Gasabisolieren-Pervaporation–Verfahren angewendet wurde . Für den Fall von Szenario 1 stieg die Temperatur des Stroms 1 nach dem Wärmeaustausch allmählich von 25 auf 40,7 °C (nach HE1), 62,77 °C (nach HE4), 77,8 °C (nach HE7) bzw., In ähnlicher Weise wurde der Strom 9, der in die Butanolsäule eingespeist wurde, sequentiell durch HE2, HE5, HE8 und HE11 erhitzt, und seine Temperatur erreichte schließlich 91 °C. Entsprechend wurde Strom 12 (85,35 °C) in die Wassersäule eingespeist, nachdem er durch HE3, HE6, HE9 und HE12 erhitzt worden war. Im Gegensatz dazu wurden im Falle von Szenario 2 die Temperaturen von Strom 1, 9 und 12 von 25 °C, 20 °C und 20 °C auf 84,25 °C (nach HE1, HE4, HE7 und HE10), 91,6 °C (nach HE2, HE5, HE8 und HE11) bzw.

Durch den Effekt des Wärmeaustausches wurde der Energiebedarf der Biersäule, Butanolsäule und Wassersäule verringert. Der Energiebedarf wurde in beiden Szenarien leicht gesenkt. Der Energiebedarf von 12,27 MJ/kg bzw. 10,12 MJ/kg wurde in Szenario 1 bzw. Szenario 2 mit 13,1% bzw.,5% niedriger als bei den herkömmlichen Verfahren ohne Wärmeaustausch (Abb. 5). Daher war nach dem Wärmeaustausch der Energiebedarf für die E-TCD-Sequenz basierend auf Destillation (Szenario 2) immer noch niedriger als der des TCD-sequenzbasierten Prozesses (Szenario 1), und das Szenario 2 war empfindlicher für die Wärmeintegration, um eine relativ höhere Energieabnahmerate zu zeigen.

Die Wirkung des Säulenkondensatordrucks auf die Destillationsleistungen und die Verbesserung der Prozesse

Einstellen des Druckniveaus der Destillationssäulen zeigte Vorteile bei weiter sinkendem Energiebedarf bei Alkohols-Trennprozessen ., Durch die Anwendung von VDP wurden die Rückflussverhältnisse mehrerer Säulen verringert, und das Wärmeaustauschnetz wurde auch in VDP intensiviert.

In diesem Abschnitt wurde VDP für die ABE-Trennung auf Basis des E-TCD-Prozesses angewendet. Abbildung 6 zeigt die Wirkung von Kondensatordrücken auf die Rückflussverhältnisse in Ausgangsströmen. Im Vergleich zu den Bier -, Butanol-und Wassersäulen waren die Rückflussverhältnisse von Aceton-und Ethanolsäulen empfindlicher gegenüber den Kondensatordrücken., Um das akzeptable Acetonprodukt in Destillat zu erzeugen, wurde das Rückflussverhältnis der Acetonsäule schrittweise von 2 in 50 kPa auf 15 in 120 kPa erhöht. Im Gegensatz dazu änderte sich das Rückflussverhältnis der Ethanolsäule erst, als der Kondensatordruck auf 90 kPa anstieg. Danach wurde das Rückflussverhältnis mit dem Anstieg des Kondensatordrucks signifikant erhöht und schließlich 200 erreicht, wenn der Kondensatordruck 120 kPa betrug. Daher wurden Aceton-und Ethanolsäulen, die empfindlicheren, ausgewählt, um die Drücke zu verringern.

Die Wirkung der Kondensatordrücke von Aceton-und Ethanolsäule auf die Destillattemperaturen wurden bewertet. Das Destillat Temperaturen gingen mit der Abnahme der Kondensator-Druck., 40 °C wurde als die niedrigste Temperatur angesehen, die den Kondensationsbedarf decken kann (basierend auf der Mindesttemperatur für den Wärmeaustausch von 15 °C). Die geeigneten Kondensatordrücke der Aceton – und Ethanolsäulen betrugen 57 kPa bzw. 18 kPa (Details sind auch in zusätzlicher Datei 1 dargestellt: Abb. S4).

Nach Absenken des Aceton – und Ethanolsäulendrucks auf 57 kPa und 18 kPa wurde die Wirkung von Rückflussverhältnissen auf die Destillataceton-und Ethanolkonzentrationen weiter untersucht., Die auf VDP basierenden Sequenzen TCD (Szenario 3) und E-TCD (Szenario 4) wurden verglichen (Details siehe zusätzliche Datei 1: Abb. S5). Nach Verringerung der Kondensatordrücke von Aceton-und Ethanolsäulen wurde das optimierte Rückflussverhältnis für akzeptable Lösungsmittelläufigkeiten sowohl in der TCD-als auch in der E-TCD-Sequenz stark verringert, daher könnte auch der Energieverbrauch verringert werden. Genauer gesagt wurde das optimierte Refluxverhältnis in der Acetonsäule von 5,8 auf 2 verringert.,4, während das optimierte Rückflussverhältnis in Ethanolsäulen in den Sequenzen von Szenario 3 und Szenario 4 nach steigendem/abnehmendem Säulendruck nur 48 bzw.

Nach der Optimierung des Kondensatordrucks von Aceton-und Ethanolsäulen wurden anschließend Schlüsselparameter der Wasser – und Butanolsäulen bestimmt,indem das Destillat von Butanol und der Wassersäule gemäß der in Fig. 2 (Die Strömungsraten des Stroms sind in der zusätzlichen Datei 1: Tabelle S2 dargestellt)., Basierend auf den spezifischen Bedingungen für VDP werden die Schlüsselparameter von TCD-und E-TCD-Sequenzen in Abb. 7. Wie es dargestellt wird, wurde der Kondensatordruck der Biersäule erhöht, um den Prozess der Wärmeübertragung zu erleichtern. Dementsprechend wurden die Drücke der Aceton-und Ethanolsäulen verringert, während die Kondensatordrücke von Butanol und Wassersäulen im Atmosphärendruck blieben., Es zeigte sich, dass der Wärmebedarf für das Aceton und die nachfolgenden Ethanol -, Butanol-und Wassersäulen in den TCD-und E-TCD-Sequenzen nach Einstellung der Säulendrücke abnahm. Der Gesamtenergiebedarf in Szenario 3 und Szenario 4 betrug 11,53 MJ / kg und 10,03 MJ / kg (Abb. 9), die 81,66% bzw. 83,72% im Vergleich zum Energiebedarf in Szenario 1 und Szenario 2 ohne Anwendung von VDP betrug. Im Vergleich zu anderen Säulen betrug der Energiebedarf für die ABE-Konzentration in Biersäulen 43,54% (für Szenario 3) und 50.,05% (für Szenario 4) der gesamten Heizkosten. Obwohl der Wärmebedarf der Wasser-und Butanolsäulen in Szenario 4 etwas höher war als der von Szenario 3, führte die starke Reduzierung der Energiekosten in der Ethanolsäule auch zu einem geringeren Gesamtenergiebedarf in Szenario 4.

VDP repräsentiert eine Szenario 3 und Szenario b 4. Die Fördermenge (Strom 1) betrug 1025 kg/h., Die roten Daten sind die Spalten mit höheren Energiekosten, während die grünen Daten relativ weniger Energie im Vergleich zu den atmosphärischen Destillationen in Fig. 3. Fütterungsplatten, Gesamtplatten sowie der Überkopfdruck jeder Säule wurden ebenfalls in dieser Abbildung dargestellt

Abbildung 8 zeigt das Wärmeaustauschsystem für den VDP. Details des Gitterdiagramms und der zusammengesetzten Kurve wurden in zusätzlicher Datei 1 angegeben: Abb. S6. Im Vergleich zum VDP vor der Wärmeintegration ging der Energiebedarf in beiden Szenarien stark zurück. Nur 7.,17 MJ / kg und 5,3 MJ/kg Wärme wurden für die ABE-Destillationstrennung aus dem Permeat der In-situ-Pervaporationstrennung in Szenario 3 bzw. 9). Unter diesen Bedingungen konnten 37,81% und 47,16% Energie nach dem Wärmeaustausch eingespart werden. Bemerkenswerterweise zeigte sich, dass für die Erwärmung der Aceton-und Ethanolsäulen in Szenario 4 keine zusätzliche Energie erforderlich war und der gesamte Wärmebedarf durch die heißeren Ströme bereitgestellt wurde. Für das Szenario 3 wurde der Boden der Acetonsäule auch durch das Überkopfprodukt der Biersäule erwärmt., 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