Vergelijking van de TCD en E-TCD sequenties op basis van de atmosferische destillatie
de Atmosferische destillatie processen die bestond uit TCD (scenario 1) en E-TCD (scenario 2) sequenties werden ontwikkeld en geoptimaliseerd in de eerste plaats., Op basis van de constructie-en optimalisatiestrategieën die in het hoofdstuk “strategieën” worden beschreven, worden de energiebehoeften van de verwarmings-en koelstromen van de TCD-en E-TCD-sequenties in Fig. 3a en b, respectievelijk. In beide scenario ‘ s werden 95 wt% ethanol (stream 6), 99,7 wt% aceton (stream 4) en volledig gedehydrateerde butanol (100 wt%, stream 10) verkregen (gedetailleerde streamsamenstelling en stromingssnelheid van verschillende soorten sequenties worden weergegeven in aanvullend bestand 1: tabel S1).
Atmosferische destillatieprocessen die een scenario 1 en b-scenario 2 weergeven. Het debiet in feed (stroom 1) was 1025 kg/h. de rode gegevens zijn de kolommen met hogere energiekosten, terwijl de groene gegevens relatief minder energie nodig hebben in de overeenkomstige kolommen. Zwarte gegevens hebben betrekking op de verwarmings-en koelenergie die vergelijkbaar is gebleven bij de recycling van het water en butanoldestillaten. In deze figuur werden ook de toevoerplaten en de totale platen van elke kolom weergegeven., De bovendruk van de kolommen werd ingesteld bij atmosferische druk
gegevens weergegeven in Fig. 3 verwijzen naar de vraag naar verwarmings – en koelenergie van distillatiekolommen in twee scenario ‘ s. Aangezien er geen verschillen waren tussen de kolommen stroomopwaarts, waren ook de energiebehoeften voor de kolommen aan de voorzijde (bier-en acetonkolommen) vergelijkbaar. Niettemin waren de resultaten in TCD-en E-TCD-sequenties in de stroomafwaartse kolommen (ethanol -, butanol-en waterkolommen) heel verschillend., De lagere energiebehoefte van de ethanolkolom in scenario 2 kan worden veroorzaakt door het feit dat een hogere ethanolconcentratie in de onderste stroom van de ethanolkolom mogelijk is als gevolg van de recirculatielus. De stroom die bestond uit het destillaat van butanol en waterkolommen werd gemengd met de bodemuitlaat van de acetonkolom in scenario 2 (Fig. 2b). Zo was de werkelijke stroomsnelheid die inlaten in ethanol kolom in scenario 2 was 433.,8 kg/h (de som van de debieten uit de bodemuitlaat van de acetonkolom en het destillaat van de waterkolom), die hoger was dan die van het geval in scenario 1 (383,8 kg / h, alleen uit de bodemuitlaat van de acetonkolom). Niettemin was de ethanolproductstroom in scenario 2 niet verhoogd, die op 18,62 kg/h werd gehandhaafd. vandaar dat de ethanolconcentratie van de onderste uitlaat van de ethanolkolom in scenario 2 hoger was dan die in scenario 1 (2,42 wt% in scenario 2 vs., < 200 ppm in scenario 1), Wat de energiebehoefte in de kolom ethanol in scenario 2 aanzienlijk zou kunnen verminderen (2,39 MJ/kg vergeleken met 4,56 MJ / kg in scenario 1, zie Fig. 3). Dienovereenkomstig was de terugvloeiingsverhouding van de ethanolkolom in scenario 2 (~ 25) veel lager dan die in scenario 1 (~ 57) toen boven 95 wt% ethanol werd bereikt (aanvullend bestand 1: Fig. S2).,
Vanwege de lagere concentraties van butanol in de organische fase van de karaf (streams 9 in Extra bestand 1: Tabel S1) en de waterige fase van de karaf (streams 12 in Extra bestand 1: Tabel S1) in scenario 2 (81.66 wt% voor de organische fase van de karaf en 4.6 wt% van de waterige fase van de karaf), de verwarming en koeling van de energiebehoefte van het water en butanol kolommen was hoger in de E-TCD-reeks (1.99 MJ/kg en 0.73 MJ/kg voor verwarming, en − 1.44 MJ/kg en − 0.38 MJ/kg voor koeling in butanol en water kolommen, zie Fig., 3b) in vergelijking met de conventionele TCD − sequentie (1,8 MJ/kg en 0,56 MJ/kg voor verwarming en − 1,28 MJ/kg en-0,24 MJ/kg voor koeling in butanol-en waterkolommen, zie Fig. 3a). Gelukkig werden de lage butanolconcentraties in zowel de organische fase als de waterige fase in scenario 2 voornamelijk veroorzaakt door de participatie van de hogere verhouding ethanol, dat is de lichte component die bestaat in het butanol–ethanol–watermengsel . Waterfracties, de zware component verdeeld in het mengsel, nam niet significant toe., De energievraag in de kolommen water en butanol in scenario 2 was dus slechts iets hoger dan de energievraag in de twee kolommen in scenario 1.
energieverbruik in de ethanolkolom was de beslissende factor van de totale energiekosten tijdens de atmosferische destillatieprocessen. Hoewel de energiekosten voor butanol en waterkolommen hoger waren, was de totale energiebehoefte voor het verwarmen en koelen van de stromen in scenario 2 veel lager dan die in scenario 1. Als gevolg daarvan is de vraag naar energie 13,42 MJ/kg en-10.,In scenario 2 werd respectievelijk 75 MJ/kg voor verwarming en koeling verbruikt, wat slechts 88,1% en 85,1% bedroeg van de energievraag in scenario 1. Daarom maakt de e-TCD-reeks energiebesparingen mogelijk voor het daaropvolgende DESTILLATIESCHEIDINGSMENGSEL ABE na pervaporatie. Nog belangrijker is dat de ethanol (in het destillaat van de kolommen water en butanol) werd gerecycled in de kolom ethanol in de e-TCD-sequentie, geen ethanol geaccumuleerd in de TCD-sequentie (zie aanvullend dossier 1: tabel S1, stromen 8 en 11)., De e-TCD-sequentie vertoonde dus een betere controleerbaarheid in tegenstelling tot de conventionele TCD-sequentie. Zoals in het vorige verslag werd gesuggereerd, heeft de stabiele e-TCD-reeks ook het voordeel dat het distillatiesysteem kosteneffectiever wordt.
in ons vorige werk zou de toepassing van warmtewisselingssystemen de energiebehoefte in de conventionele TCD-sequentie op basis van destillatieproces aanzienlijk kunnen verminderen . Om de energiebehoefte in de twee scenario ‘ s verder te verlagen, werd een warmtewisselsysteem opgezet en geoptimaliseerd., Energievereisten voor ABE-scheiding op basis van TCD en E-TCD-sequenties werden ook vergeleken na de warmte-uitwisseling. Over het algemeen werden in beide scenario ‘ s 12 warmtewisselaars (HEs) met de stromen verbonden. Het minimum temperatuurverschil voor de warmte-uitwisseling werd vastgesteld op 15 °C. De belangrijkste parameters en de warmte-uitwisseling strategieën worden uitgevoerd in Fig. 4. Het is tevens, grote composieten krommen en de belangrijkste structuur van de warmte-uitwisseling systeem worden in aanvullend bestand 1 gemerkt: vijg. S3., Zoals te zien is, werden onder de geoptimaliseerde omstandigheden vooral in de stromen 1, 9 en 12 warmtewisselingen uitgevoerd in beide scenario ‘ s, die niet in overeenstemming waren met onze eerdere werken die het tweetraps gasstrippen-pervaporatieproces toepasten . In het geval van scenario 1 nam de temperatuur van stroom 1 geleidelijk toe van 25 tot 40,7 °c (na HE1), 62,77 °C (na HE4), 77,8 °C (na HE7) en 82,9 °c (na HE10), respectievelijk., Ook de stroom 9 die in de butanolkolom werd gevoerd, werd achtereenvolgens verwarmd door HE2, HE5, HE8 en HE11, en de temperatuur bereikte uiteindelijk 91 °C. dienovereenkomstig werd stroom 12 (85,35 °C) in de waterkolom gevoerd na te zijn verwarmd door HE3, HE6, HE9 en HE12. In het geval van scenario 2 daarentegen werden de temperaturen van stroom 1, 9 en 12 verhoogd van 25 °C, 20 °C en 20 °C tot 84,25 °c (na HE1, HE4, HE7 en HE10), 91,6 °C (na HE2, HE5, HE8 en HE11) en 86 °C (na HE3, HE6, HE9 en HE12), respectievelijk.
Warmtewisselingssysteem voor de atmosferische destillatieprocessen. a warmte-uitwisselingsstrategieën in scenario 1 die gebaseerd zijn op TCD-sequentie; B gebaseerd op E-TCD-sequentie
door het effect van warmte-uitwisseling werd de energiebehoefte van de kolom bier, butanol en waterkolom verlaagd. De energiebehoefte is in beide scenario ‘ s licht gedaald. De energiebehoefte van 12,27 MJ/kg en 10,12 MJ/kg werd bereikt in scenario 1 en scenario 2, respectievelijk 13,1% en 15.,5% lager dan die van de conventionele processen zonder warmte-uitwisseling (Fig. 5). Daarom was na de warmte-uitwisseling de energiebehoefte voor de e-TCD-sequentie op basis van destillatie (scenario 2) nog steeds lager dan die van het TCD-sequentiegebaseerde proces (scenario 1), en was scenario 2 gevoeliger voor warmte-integratie omdat het een relatief hogere energie-afnemende snelheid vertoonde.
de Vergelijking van de totale energie-eisen voor de twee scenario ‘ s van de atmosferische destillatie van voor en na de warmte-uitwisseling
het effect van De kolom condensator druk op de distillatie optredens en de verbetering van de processen
het Aanpassen van de druk niveau van destillatie kolommen liet zien voordelen in het verder verminderen van de energiebehoefte in alcoholen scheiding processen ., Door VDP toe te passen, werden de reflux ratio ‘ s van verschillende kolommen verlaagd en werd het warmtewisselingsnetwerk ook geïntensiveerd in VDP.
in deze sectie werd VDP toegepast voor ABE-scheiding op basis van E-TCD-proces. Figuur 6 toont het effect van condensordrukken op de terugvloeiingsverhoudingen in outputstromen. In vergelijking met de bier -, butanol-en waterkolommen waren de terugvloeiingsverhoudingen van aceton-en ethanolkolommen gevoeliger voor de condensordruk., Om het aanvaardbare acetonproduct in destillaat te produceren, werd de terugvloeiingsverhouding van de acetonkolom geleidelijk verhoogd van 2 in 50 kPa tot 15 in 120 kPa. Daarentegen veranderde de terugvloeiingsverhouding van de ethanolkolom niet totdat de condensordruk steeg tot 90 kPa. Daarna werd de refluxverhouding aanzienlijk verhoogd met de toename van de condensordruk, en uiteindelijk bereikt 200 wanneer de condensordruk 120 kPa was. Vandaar, werden aceton en ethanolkolommen, de gevoeligere, geselecteerd om de druk te verminderen.
Effect van de condensordruk–terugvloeiingsverhouding in verschillende destillatiekolommen om de aanvaardbare producten te produceren (95% wt ethanol, 99,7% aceton en 100% butanol). a Beer column; B aceton column; C ethanol column; d butanol en water columns
het effect van de condensordrukken van aceton-en ethanolkolommen op de destillaattemperaturen werd geëvalueerd. De temperatuur van het destillaat nam af met de daling van de condensordruk., 40 °C werd beschouwd als de laagste temperatuur die kan voldoen aan de behoeften van condensatie (gebaseerd op de minimale temperatuur voor warmte-uitwisseling van 15 °C). De geschikte condensordrukken van aceton-en ethanolkolommen waren respectievelijk 57 kPa en 18 kPa (details zijn ook weergegeven in aanvullend dossier 1: Fig. S4).
na verlaging van de druk van de aceton-en ethanolkolom tot 57 kPa en 18 kPa werd het effect van refluxverhoudingen op de aceton-en ethanolconcentraties van het destillaat verder onderzocht., De TCD (scenario 3) en E-TCD (scenario 4) sequenties op basis van VDP werden vergeleken (details zie aanvullend bestand 1: Fig. S5). Na het verlagen van de condensordruk van aceton-en ethanolkolommen, werd de geoptimaliseerde terugvloeiingsverhouding voor aanvaardbare zuiverheden van oplosmiddelen sterk verlaagd in zowel de TCD-als de e-TCD-sequenties. Meer specifiek werd de geoptimaliseerde terugvloeiingsverhouding in acetonkolom verlaagd van 5,8 naar 2.,4, terwijl de geoptimaliseerde terugvloeiingsverhouding in ethanolkolommen slechts 48 en 18 in de opeenvolgingen van scenario 3 en scenario 4 na het verhogen/verminderen van kolommen druk, respectievelijk was.
na het optimaliseren van de condensordruk van aceton-en ethanolkolommen werden de belangrijkste parameters van de water-en butanolkolommen vervolgens bepaald door het butanoldestillaat en de waterkolom te veranderen volgens de iteratieve strategie zoals aangegeven in Fig. 2 (de stroomdebieten werden weergegeven in aanvullend bestand 1: tabel S2)., Op basis van de specifieke omstandigheden voor VDP worden de belangrijkste parameters van TCD-en E-TCD-sequenties uitgevoerd in Fig. 7. Zoals wordt geïllustreerd, werd de condensordruk van bierkolom verhoogd om het proces van het overbrengen van de warmte gemakkelijker te maken. De druk van de aceton-en ethanolkolommen nam derhalve af, terwijl de condensordruk van de butanol-en waterkolommen in de atmosferische druk bleef., Hieruit bleek dat de warmtevereisten voor de aceton-en de daaropvolgende ethanol -, butanol-en waterkolommen in de TCD-en E-TCD-sequenties na het aanpassen van de kolomdruk allemaal afnamen. De totale energiebehoefte in scenario 3 en scenario 4 bedroeg 11,53 MJ / kg en 10,03 MJ / kg (Fig. 9), respectievelijk 81,66% en 83,72% vergeleken met de energiebehoefte in scenario 1 en scenario 2 Zonder toepassing van VDP. In vergelijking met andere kolommen bedroeg de energiebehoefte voor ABE-concentratie in bierkolommen 43,54% (voor scenario 3) en 50%.,05% (voor scenario 4) van de totale verwarmingskosten. Hoewel de warmtebehoefte van de kolommen water en butanol in scenario 4 iets hoger was dan die van scenario 3, resulteerde de sterke daling van de energiekosten in de kolom ethanol ook in een lagere totale energievraag in scenario 4.
VDP die een scenario 3 en b-scenario 4 vertegenwoordigt. Het debiet in Voer (stroom 1) was 1025 kg/uur., De rode gegevens zijn de kolommen met hogere energiekosten, terwijl de groene gegevens relatief minder energie nodig hebben in vergelijking met de atmosferische destillaties in Fig. 3. De toevoerplaten, de totale platen en de bovendruk van elke kolom werden ook weergegeven in dit figuur
Figuur 8 toont het warmtewisselingssysteem voor de VDP. Details van het rasterdiagram en de grote samengestelde kromme werden gegeven in aanvullend dossier 1: Fig. S6. In vergelijking met de VDP voor warmte-integratie is de energiebehoefte in beide scenario ‘ s sterk gedaald. Slechts 7.,17 MJ / kg en 5,3 MJ/kg warmte werden verbruikt voor ABE-destillatiescheiding van het permeaat van in situ pervaporatiescheiding in respectievelijk scenario 3 en scenario 4 (Fig. 9). Onder deze omstandigheden kan 37,81% en 47,16% van de energie worden bespaard na warmte-uitwisseling. Opmerkelijk genoeg bleek dat er geen extra energie nodig was voor het verwarmen van de aceton-en ethanolkolommen in scenario 4, en dat alle warmtebehoeften werden geleverd door de hetere stromen. Voor scenario 3 werd de onderkant van de acetonkolom ook verwarmd door het bovenliggende product van de bierkolom., 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