jämförelse av TCD–och E-TCD-sekvenserna baserade på atmosfärisk destillation
atmosfäriska destillationsprocesser som bestod av TCD (scenario 1) och e-TCD (scenario 2) utvecklades och optimerades för det första., Baserat på de konstruktions-och optimeringsstrategier som beskrivs i avsnittet ”strategier” visas energikraven för TCD-och e-TCD-sekvensernas uppvärmnings-och kylströmmar i Fig. 3a respektive B. 95 viktprocent etanol (ström 6), 99,7 viktprocent aceton (ström 4) och fullständigt dehydratiserad butanol (100 viktprocent, ström 10) erhölls i båda scenarierna (detaljerad strömsammansättning och flödeshastighet för olika typer av sekvenser visas i ytterligare fil 1: Tabell S1).
atmosfäriska destillationsprocesser som representerar ett scenario 1 och B scenario 2. Flödeshastigheten i foder (ström 1) var 1025 kg/h. de röda uppgifterna är de högre energikostnadskolumnerna medan de gröna uppgifterna relativt krävde mindre energi i motsvarande kolumner. Svart data avser den värme-och kylenergi som förblev likartad vid återvinning av vatten och butanoldestillat. Matningsplattor samt de totala plattorna i varje kolumn visades också i denna figur., Kolumnernas övertryck var alla inställda vid atmosfärstryck
Data som visas i Fig. 3 Se värme-och kylenergibehovet för destillationskolumner i två scenarier. Eftersom det inte fanns några skillnader mellan uppströmskolumnerna var energikraven för de två första kolumnerna (öl och acetonkolumner) också likartade. Resultaten var dock ganska olika i TCD-och e-TCD-sekvenser i nedströmskolonnerna (etanol, butanol och vattenkolonner)., Det lägre energibehovet i etanolkolonnen i scenario 2 kan bero på att en högre etanolkoncentration i etanolkolonnens bottenström är möjlig på grund av recirkulationsslingan. Strömmen som bestod av destillat av butanol-och vattenkolonner blandades med acetonkolonnens bottenutlopp i scenario 2 (Fig. 2b). Således var den faktiska flödeshastighet som införes i etanolkolumnen i scenario 2 433.,8 kg/h (summan av flödeshastigheter från bottenutloppet av acetonkolonnen och destillat av vattenkolonnen), vilket var högre än för fallet i scenario 1 (383,8 kg/h, endast från bottenutloppet av acetonkolonnen). Trots detta ökade inte etanolproduktflödet i scenario 2, vilket bibehölls vid 18,62 kg/ timme. etanolkoncentrationen i etanolkolonnens bottenutlopp i scenario 2 Var därför högre än i scenario 1 (2,42 wt% i scenario 2 vs., < 200 ppm i scenario 1), vilket avsevärt skulle kunna minska energibehovet i etanolkolumnen i scenario 2 (2,39 MJ / kg jämfört med 4,56 MJ / kg i scenario 1, Se Fig . 3). På motsvarande sätt var återflödesförhållandet för etanolkolonnen i scenario 2 (~25) långt lägre än i scenariot 1 (~ 57) när över 95 wt% etanol uppnåddes (ytterligare fil 1: Fig. S2).,
på grund av de lägre koncentrationerna av butanol i den organiska fasen från karaff (strömmar 9 i ytterligare fil 1: Tabell S1) och den vattenhaltiga fasen från karaff (strömmar 12 i ytterligare fil 1: Tabell S1) i scenario 2 (81.66 wt% för den organiska fasen av karaff och 4,6 wt% av den vattenhaltiga fasen av karaff) var kravet på uppvärmning och kylning av vatten-och butanolkolumnerna högre i e − TCD − sekvensen (1,99 MJ/kg och 0,73 MJ/kg för uppvärmning, och-1,44 mj/kg och-0,38 mj/kg för kylning i butanol-och vattenkolonner, se fig., 3b) i jämförelse med den konventionella TCD-sekvensen (1,8 mj / kg och 0,56 mj / kg för uppvärmning, och − 1,28 MJ/kg och-0,24 MJ/kg för kylning i butanol och vattenkolonner, se Fig. 3a). Lyckligtvis orsakades de låga butanolkoncentrationerna i både den organiska fasen och den vattenhaltiga fasen i scenario 2 huvudsakligen av deltagandet av det högre förhållandet etanol, vilket är den ljuskomponent som finns i butanol–etanolvattenblandningen . Vattenfraktioner, den tunga komponenten fördelad i blandningen, ökade inte signifikant., Energibehovet i kolumnerna vatten och butanol i scenario 2 var således bara något högre jämfört med energibehovet i de två kolumnerna i scenario 1.
energiförbrukningen i etanolkolonnen var den avgörande faktorn för den totala energikostnaden under de atmosfäriska destillationsprocesserna. Även om energikostnaden för butanol-och vattenkolonner var högre var det totala energibehovet för uppvärmning och kylning av strömmarna i scenario 2 betydligt lägre än i scenario 1. Som ett resultat, energibehovet av 13,42 mj / kg och − 10.,75 MJ / kg för uppvärmning respektive kylning förbrukades i scenario 2, som endast var 88,1% och 85,1% av den jämfört med energibehovet i scenario 1. Därför möjliggör e-TCD-sekvensen energibesparingar för den efterföljande destillationsseparationen ABE-blandningen efter pervaporation. Ännu viktigare är att eftersom etanolen (som finns i destillat av vatten och butanolkolonner) återvinns i etanolkolonnen i e-TCD-sekvensen, ackumuleras ingen etanol i TCD-sekvensen (se ytterligare fil 1: Tabell S1, strömmar 8 och 11)., Därför visade e-TCD-sekvensen en bättre kontrollerbarhet i motsats till den konventionella TCD-sekvensen. Som det föreslogs i föregående rapport har den stabila e-TCD-sekvensen också fördelen att destillationssystemet blir mer kostnadseffektivt.
i vårt tidigare arbete kan tillämpningen av värmeväxlingssystem avsevärt minska energibehovet i den konventionella TCD-sekvensen baserat på destillationsprocessen . För att ytterligare minska energikraven i de två scenarierna upprättades och optimerades värmeväxlingssystemet., Energikraven för Abe-separation baserat på TCD-och e-TCD-sekvenser jämfördes också efter värmeväxlingen. I allmänhet var 12 värmeväxlare (HEs) kopplade till strömmarna i båda scenarierna. Den minsta temperaturskillnaden för värmeväxlingen sattes vid 15 ° C. nyckelparametrar och värmeväxlingsstrategierna utförs i Fig. 4. Dessutom visas stora kompositkurvor och värmeväxlingssystemets grundläggande struktur i ytterligare fil 1: Fig. S3., Som framgår av de optimerade förhållandena genomfördes värmeväxlingar huvudsakligen i strömmarna 1, 9 och 12 i båda scenarierna, vilket inte överensstämde med våra tidigare verk som tillämpade gasstrippningsprocessen i två steg . För scenario 1, efter värmeväxling, steg ström 1 gradvis från 25 till 40,7 °C (efter HE1), 62,77 °C (efter HE4), 77,8 °C (efter HE7) respektive 82,9 °C (efter HE10)., På samma sätt, bäcken 9 som matas in i butanol kolumn sekventiellt värms upp av HE2, HE5, HE8 och HE11, och dess temperatur slutligen nådde 91 °C. på Motsvarande sätt, ström 12 (85.35 °C) matades in i vattenmassan efter att ha värmts upp av HE3, HE6, HE9 och HE12. I motsats, i fråga om scenario 2, temperaturen i ström 1, 9 och 12 höjdes från 25 °C, 20 °C och 20 °C, för att 84.25 °C (efter HE1, HE4, HE7 och HE10), 91.6 °C (efter HE2, HE5, HE8 och HE11) och 86 °C (efter HE3, HE6, HE9 och HE12), respektive.
värmeväxlingssystem för atmosfäriska destillationsprocesser. en Värmeväxlingsstrategi i scenario 1 som baseras på tcd-sekvens; b baserat på e-TCD-sekvens
genom effekten av värmeväxling minskade energibehovet för ölkolonnen, butanolkolonnen och vattenkolonnen. Energikraven i båda scenarierna minskade något. Energikraven på 12,27 MJ/kg och 10,12 MJ / kg uppnåddes i scenario 1 respektive scenario 2, vilket var 13,1% respektive 15.,5% lägre än för de konventionella processerna utan värmeväxling (Fig. 5). Efter värmeväxlingen var därför energibehovet för e-TCD-sekvensen baserad på destillation (scenario 2) fortfarande lägre än för den TCD-sekvensbaserade processen (scenario 1), och scenario 2 var mer känsligt för värmeintegration för att visa en relativt högre energiminskande takt.
jämförelse av de totala energikraven för de två scenarierna för atmosfärisk destillation före och efter värmeväxlingen
effekten av kolonnkondensatortrycket på destillationsprestandorna och förbättringen av processerna
justering av den totala energikällan .trycknivån för destillationskolonner visade fördelar i ytterligare minskande energibehov i alkoholseparationsprocesser., Genom att tillämpa VDP minskade återflödesförhållandena i flera kolumner, och värmeväxlingsnätet intensifierades också i VDP.
i detta avsnitt tillämpades VDP för Abe-separation baserat på e-TCD-processen. Figur 6 visar effekten av kondensatortrycket på återflödesförhållandena i utgångsströmmarna. I jämförelse med öl -, butanol-och vattenkolonnerna var återflödesförhållandena för aceton och etanolkolonner känsligare för kondensortrycket., För att generera den acceptabla acetonprodukten i destillat ökade återflödesförhållandet av acetonkolonnen gradvis från 2 i 50 kPa till 15 i 120 kPa. Däremot förändrades återflödesförhållandet för etanolkolonnen inte förrän kondensatortrycket ökade till 90 kPa. Därefter ökade återflödesförhållandet signifikant med ökningen av kondensatortrycket och nådde slutligen 200 när kondensatortrycket var 120 kPa. Därför valdes aceton-och etanolkolumner, de känsligare, för att minska trycket.
effekt av kondensatortrycket–återflödesförhållandet i olika destillationskolumner som syftar till att producera de acceptabla produkterna (95 wt% etanol, 99,7 wt% aceton och 100 wt% butanol). en Ölkolonn; B acetonkolonn; C etanolkolonn; d butanol och vattenkolonner
effekten av kondensatortrycket av aceton och etanolkolonner på destillattemperaturerna utvärderades. Destillattemperaturerna minskade med minskningen av kondensatortrycket., 40 ° C ansågs vara den lägsta temperaturen som kan möta kondensningsbehoven (baserat på minimitemperaturen för värmeväxling på 15 °C). De lämpliga kondensatortrycket för aceton och etanolkolonner var 57 kPa respektive 18 kPa (detaljer visas också i ytterligare fil 1: Fig. S4).
Efter att ha minskat aceton-och etanolkolonnstrycket till 57 kPa och 18 kPa undersöktes effekten av återflödesförhållanden på destillataceton-och etanolkoncentrationerna ytterligare., Sekvenserna TCD (scenario 3) och e-TCD (scenario 4) baserade på VDP jämfördes (detaljer se ytterligare fil 1: Fig. S5). Efter att ha minskat kondensatortrycket i aceton-och etanolkolumner minskade det optimerade återflödesförhållandet för acceptabla lösningsmedel i både TCD-och E-TCD-sekvenserna, därför kan energiförbrukningen också minska. Mer specifikt minskade det optimerade återflödesförhållandet i acetonkolonnen från 5,8 till 2.,4, medan det optimerade återflödesförhållandet i etanolkolumner endast var 48 och 18 i sekvenserna av scenario 3 och scenario 4 efter att ha ökat/minskande kolumntryck.
efter optimering av kondensatortrycket i aceton-och etanolkolonner bestämdes därefter viktiga parametrar för vatten-och butanolkolonnerna genom att ändra destillat av butanol-och vattenkolonn enligt den iterativa strategi som visas i Fig. 2 (strömflödeshastigheterna visade i ytterligare fil 1: Tabell S2)., Baserat på de specifika villkoren för VDP utförs nyckelparametrarna för TCD-och E-TCD-sekvenser i Fig. 7. Som det illustreras ökade kondensortrycket i ölkolonnen för att göra processen att överföra värmen lättare. Följaktligen minskade trycket i aceton-och etanolkolonnerna medan kondensatortrycket hos butanol-och vattenkolonner förblev i atmosfärstrycket., Det visade att värmekraven för aceton och efterföljande etanol -, butanol-och vattenkolonner i TCD-och e-TCD-sekvenserna alla minskade efter justering av kolumntrycket. De totala energikraven i scenario 3 och scenario 4 var 11,53 MJ / kg och 10,03 mj / kg (Fig. 9), som var 81,66% respektive 83,72% jämfört med energibehovet i scenario 1 och scenario 2 utan att tillämpa VDP. Jämfört med andra kolumner upptog energibehovet för Abe-koncentration i ölkolumner 43,54% (för scenario 3) och 50.,05% (för scenario 4) av den totala uppvärmningskostnaden. Även om värmebehovet i kolumnerna vatten och butanol i scenario 4 var något högre än i scenario 3, ledde den kraftiga minskningen av energikostnaden i etanolkolonnen också till en lägre total energiförbrukning i scenario 4.
VDP representerar ett scenario 3 och B scenario 4. Flödeshastigheten i foder (ström 1) var 1025 kg/timme., De röda uppgifterna är kolumnerna med högre energikostnad medan de gröna uppgifterna relativt kräver mindre energi jämfört med de atmosfäriska destillationerna som visas i Fig. 3. Matningsplattor, totala plattor samt övertryck av varje kolumn visades också i denna figur
figur 8 visar värmeväxlingssystemet för VDP. Detaljer om rutnätsdiagrammet och grand composite curve gavs i ytterligare fil 1: Fig. S6. Jämfört med VDP före värmeintegrering minskade energibehovet kraftigt i båda scenarierna. Endast 7.,17 mj/kg och 5.3 mj / kg värme förbrukades för ABE-destillationsseparation från permeat av in situ pervaporationsseparation i scenario 3 respektive scenario 4 (Fig. 9). Under dessa förhållanden kunde 37,81% och 47.16% av energin sparas efter värmeväxlingar. Anmärkningsvärt visade det sig att ingen ytterligare energi krävdes för uppvärmning av aceton-och etanolkolumnerna i scenario 4, och alla värmekrav tillhandahölls av de varmare strömmarna. För scenariot 3 värmdes också botten av acetonkolonnen av ölkolonnen., 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