x - Gmehling
x - Gmehling
x - Gmehling
Erfolgreiche ePaper selbst erstellen
Machen Sie aus Ihren PDF Publikationen ein blätterbares Flipbook mit unserer einzigartigen Google optimierten e-Paper Software.
Erreichbare Anreicherung in einer theoretischen<br />
Trennstufe für ein System mit Trennfaktor α 12 = 2.5<br />
y 1<br />
x 1<br />
•<br />
F<br />
•<br />
L<br />
•<br />
V<br />
y<br />
Welche Konzentrationen ergeben sich bei einer Feedmenge von 1 kmol/h und einer<br />
Feedkonzentration von x 1 = 0.5 bei einem Dampfstrom von 0.5 kmol/h?<br />
1<br />
α x<br />
=<br />
1+<br />
x<br />
12 1<br />
12<br />
( α −1) 1<br />
• • •<br />
1<br />
= L⋅<br />
x1<br />
+ V y1<br />
F⋅<br />
z<br />
2.<br />
5 ⋅ 0.<br />
5<br />
y<br />
1<br />
=<br />
= 0.<br />
714<br />
1+<br />
⋅0.<br />
5<br />
( 2.<br />
5 −1)<br />
y<br />
1<br />
=<br />
1+<br />
2.<br />
5 ⋅ x<br />
1<br />
( 2.<br />
5 −1) ⋅ x1<br />
0.5 = 0.5x 1 + 0.5 y 1 x1 = 0.3874<br />
y 1 = 0.6126<br />
1
Realisierung mehrerer Stufen (Möglichkeiten der Stromführung)<br />
Gleichstrom Kreuzstrom Gegenstrom<br />
.<br />
L 2<br />
2<br />
.<br />
V 2<br />
2<br />
.<br />
.<br />
V 2<br />
.<br />
F<br />
2<br />
.<br />
V 2<br />
L 2<br />
.<br />
L1<br />
.<br />
L 1<br />
.<br />
V 1<br />
.<br />
L 2<br />
.<br />
V1<br />
.<br />
V 1<br />
1<br />
1<br />
1<br />
Ḟ<br />
.<br />
F<br />
.<br />
L1<br />
2
Zwei Gleichgewichtsstufen<br />
•<br />
V f,<br />
y<br />
f<br />
•<br />
F,z F<br />
Stufe f<br />
Dampf<br />
•<br />
L f ,<br />
x<br />
f<br />
•<br />
+1,<br />
f +1<br />
V f y<br />
•<br />
V f ,<br />
y<br />
f<br />
Stufe f + 1<br />
•<br />
F,z F<br />
Stufe f<br />
•<br />
L f +1, x<br />
f +1<br />
Kühlwasser<br />
Dampf<br />
•<br />
L f ,<br />
x<br />
f<br />
3
Vielzahl von Gleichgewichtsstufen<br />
•<br />
VN−1<br />
N<br />
•<br />
•<br />
V f +1 VN−2<br />
V • f<br />
f+1<br />
Kühlwasser<br />
N-1<br />
Kühlwasser<br />
•<br />
LN−1<br />
V • N<br />
N<br />
L •<br />
Zulauf<br />
f<br />
Kühlwasser<br />
•<br />
Lf +1<br />
−1<br />
L • f-1<br />
f<br />
Dampf<br />
•<br />
Lf −1<br />
V f<br />
•<br />
L3<br />
2<br />
•<br />
V 2<br />
•<br />
V1<br />
•<br />
Dampf<br />
•<br />
L2<br />
1<br />
Dampf<br />
•<br />
L1<br />
4
Rektifikationsanlage<br />
•<br />
F<br />
f<br />
•<br />
V N<br />
Kühlwasser<br />
−1<br />
N<br />
•<br />
N<br />
V N−2<br />
N-1<br />
L •<br />
N<br />
•<br />
•<br />
V f +1<br />
LN−1<br />
N-2<br />
V • •<br />
f<br />
LN−2<br />
f+1<br />
•<br />
L f +1<br />
•<br />
V f −1<br />
•<br />
f-1<br />
L • V 3<br />
f<br />
•<br />
V 2<br />
• 3<br />
L f −1<br />
2<br />
•<br />
L3<br />
•<br />
L 2<br />
•<br />
V1<br />
Dampf<br />
1<br />
•<br />
L1<br />
V •<br />
N<br />
•<br />
F<br />
V •<br />
•<br />
L1<br />
5
Alte Rektifikationskolonne ( Museum: Den Gamle By, Aarhus )<br />
6
Aufbau einer Rektifikationskolonne<br />
evtl.<br />
Rücklauf L<br />
R<br />
Kondensator<br />
Kühlmedium<br />
(oft Kühlwasser)<br />
Destillat D<br />
evtl.<br />
Zulauf (Feed) F<br />
evtl.<br />
evtl.<br />
Verdampfer<br />
Ablauf B<br />
Heizmedium<br />
(oft H O-Dampf)<br />
2<br />
7
Zu lösende Fragen bei der Auslegung kontinuierlicher<br />
Rektifikationskolonnen<br />
• Art der Kolonne (Boden- bzw. Füllkörperkolonne)<br />
• bei welchem Druck soll die Kolonne arbeiten (üblicherweise:<br />
Atmosphärendruck)<br />
• Anzahl der benötigten theoretischen (praktischen) Stufen (bzw. Höhe) der<br />
Kolonne<br />
• Festlegung der Destillatmenge<br />
• Rücklaufverhältnis<br />
• Feedströme<br />
– wo<br />
– welche Mengen<br />
– thermischer Zustand<br />
• flüssige (dampfförmige) Seitenströme?<br />
– wo<br />
– welche Mengen<br />
• welche Energiemengen müssen zu- (Verdampfer)<br />
bzw. abgeführt (Kondensator) werden<br />
• Durchmesser<br />
evtl.<br />
Zulauf (Feed) F<br />
evtl.<br />
Rücklauf L<br />
R<br />
evtl.<br />
evtl.<br />
Heizmedium<br />
(oft H O-Dampf)<br />
2<br />
Kondensator<br />
Kühlmedium<br />
(oft Kühlwasser)<br />
Destillat D<br />
Verdampfer<br />
Ablauf B<br />
8
Auslegung, d.h. Bestimmung der erforderlichen Trennstufen bzw.<br />
Höhe der Packung in Packungskolonnen<br />
A) Konzept der idealen Trennstufe<br />
(Gleichgewichtsstufenkonzept)<br />
B) Stoff- und Wärmeübergangsmodell<br />
(Konzept der Übertragungseinheit)<br />
9
4.06.99<br />
Material- und Enthalpiebilanzen (MESH-Gleichungen) für eine<br />
Gleichgewichtsstufe<br />
M<br />
i,<br />
j<br />
&<br />
= L<br />
j+<br />
1xi,<br />
j+<br />
1<br />
+ V<br />
j−1<br />
yi,<br />
j−1<br />
− ( V&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) y<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
0<br />
+<br />
F&<br />
j<br />
z<br />
i,<br />
j<br />
− ( L&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
L<br />
j<br />
) x<br />
i,<br />
j<br />
E<br />
i, j<br />
= yi,<br />
j<br />
− Ki,<br />
jxi,<br />
j<br />
=<br />
Sx, j<br />
= ∑ xi,<br />
j<br />
−1.0<br />
=<br />
0<br />
0<br />
⎛<br />
⎜<br />
K<br />
⎝<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
y<br />
x<br />
i,<br />
j<br />
i,<br />
j<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
S<br />
y<br />
,<br />
,<br />
= ∑ j<br />
yi<br />
j<br />
− 1.0 =<br />
0<br />
&<br />
L<br />
V<br />
H<br />
j<br />
= Lj<br />
+ 1h<br />
j + 1<br />
+ Vj<br />
−1h<br />
j −1<br />
+ FjhF<br />
, j<br />
− ( V&<br />
j<br />
+ S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) h<br />
V<br />
j<br />
+ Q&<br />
j<br />
&<br />
= 0<br />
− ( L&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
L<br />
j<br />
) h<br />
L<br />
j<br />
101 01 009a Bedeutung<br />
N(2n+3) Gleichungen und Unbekannte<br />
Für n = 4 Komponenten und N = 45 Böden<br />
ergeben sich 495 Gleichungen10
11.02.99<br />
Material- und Enthalpiebilanz für eine Gleichgewichtsstufe<br />
( reaktive Rektifikation )<br />
M<br />
i,<br />
j<br />
&<br />
= L<br />
j+<br />
1xi,<br />
j+<br />
1<br />
+ V<br />
j−1<br />
yi,<br />
j−1<br />
− ( V&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) y<br />
i,<br />
j<br />
+<br />
r<br />
i,<br />
j<br />
+<br />
H<br />
F&<br />
j<br />
L<br />
j<br />
z<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
− ( L&<br />
0<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
L<br />
j<br />
) x<br />
i,<br />
j<br />
E<br />
i, j<br />
= yi,<br />
j<br />
− Ki,<br />
jxi,<br />
j<br />
=<br />
Sx, j<br />
= ∑ xi,<br />
j<br />
−1.0<br />
=<br />
0<br />
0<br />
⎛<br />
⎜<br />
K<br />
⎝<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
y<br />
x<br />
i,<br />
j<br />
i,<br />
j<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
S<br />
y<br />
,<br />
,<br />
= ∑ j<br />
yi<br />
j<br />
− 1.0 =<br />
0<br />
H<br />
j<br />
&<br />
L<br />
V<br />
= Lj<br />
+ 1h<br />
j + 1<br />
+ Vj<br />
−1h<br />
j −1<br />
− ( V&<br />
j<br />
+ S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) h<br />
V<br />
j<br />
+ F&<br />
h<br />
+ Q&<br />
j<br />
j<br />
− r<br />
F,<br />
j<br />
j<br />
H<br />
− ( L&<br />
L<br />
j<br />
j<br />
Δh<br />
+ S&<br />
R,<br />
j<br />
=<br />
L<br />
j<br />
) h<br />
0<br />
L<br />
j<br />
101 01 009 Bedeutung<br />
(MESH-Gleichungen)<br />
11
Vorwort im Lehrbuch von Henley und Seader<br />
______________________________________________<br />
The availability of large electronic computers has<br />
made possible the rigorous solution of the equilibrium-stage<br />
model für multicomponent, multi-stage<br />
destillation column to an exactness limited only by<br />
the accuracy of the phase-equilibrium and enthalpy<br />
data utilized.<br />
______________________________________________<br />
Buford D. Smith, 1973
Gleichgewichtsstufenkonzept<br />
I<br />
Vereinfachte Verfahren für binäre Systeme<br />
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
Ponchon-Savarit-Verfahren<br />
II<br />
vereinfachte Verfahren für Mehrkomponentensysteme<br />
short-Cut-Verfahren ( Annahme α ij<br />
= konstant )<br />
III rigorose Verfahren ( Matrix-Verfahren )<br />
Wang-Henke-Verfahren<br />
Naphtali-Sandholm-Verfahren<br />
13
Bodenkolonne<br />
14
McCabe-Thiele-Verfahren (1925 )<br />
Vernachlässigung der Enthalpiebilanz, unter der Annahme dass:<br />
1.) Δh v1<br />
= Δh v2<br />
2.) h E = 0 3.) Wärmeverlust = 0<br />
Mengenbilanz im Verstärkungsteil:<br />
V & y =L&<br />
j<br />
j<br />
j+1<br />
x<br />
j+1<br />
+D&<br />
x<br />
D<br />
D,x D<br />
Nach Umstellung:<br />
L&<br />
yj=<br />
V&<br />
j+1<br />
j<br />
x<br />
j+1<br />
D&<br />
+ x<br />
V&<br />
j<br />
D<br />
Bei Vernachlässigung der Enthalpieeffekte gilt:<br />
& = L & =L&<br />
=L&<br />
& = V & =V&<br />
= V &<br />
Lj+1<br />
j j-1<br />
bzw.<br />
Vj+1<br />
j j-1<br />
Nach Einführung des Rücklaufverhältnisses v =L&<br />
D&<br />
und Substitution des Dampfstroms V & =L+D & & erhält man:<br />
yj<br />
Vj<br />
x j+1<br />
L j+1<br />
y<br />
j<br />
=<br />
L&<br />
x<br />
L & + D&<br />
j+<br />
1<br />
+<br />
D&<br />
x<br />
L & + D&<br />
D<br />
15
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
Nach Division durch die Destillatmenge ergibt sich:<br />
y<br />
j=<br />
L&<br />
L&<br />
D&<br />
D+D & & D&<br />
x<br />
j+<br />
1<br />
+<br />
L&<br />
D&<br />
D&<br />
D+D & & D&<br />
x<br />
D<br />
bzw.:<br />
y<br />
v<br />
x<br />
v+<br />
1<br />
j= j+<br />
1<br />
+<br />
xD<br />
v+<br />
1<br />
Für die sogenannte Verstärkungsgerade gilt:<br />
x= 0<br />
x=x<br />
D<br />
→<br />
→<br />
xD<br />
y =<br />
v + 1<br />
y=x<br />
D<br />
16
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
Mengenbilanz für den Abtriebsteil:<br />
bzw.<br />
&′ i +1=<br />
L &′<br />
i=L<br />
&′<br />
i-<br />
=L&<br />
′<br />
L<br />
1<br />
& ′<br />
i +1=<br />
V & ′<br />
i<br />
= V&<br />
′<br />
i-<br />
= V&<br />
′<br />
V<br />
1<br />
yi<br />
Vi<br />
x i+ 1<br />
L i+ 1<br />
L&<br />
′<br />
y<br />
i=<br />
x<br />
V&<br />
′<br />
L&<br />
′<br />
V&<br />
′<br />
B&<br />
− x<br />
V′<br />
i+ 1<br />
&<br />
Mit L=V+B &′ &′<br />
& ergibt sich:<br />
B<br />
wird durch den thermischen<br />
Zustand beeinflusst<br />
A<br />
B,x B<br />
x<br />
= x<br />
→<br />
y =<br />
B<br />
x B<br />
17
Beeinflussung der Ströme auf dem Zulaufboden<br />
durch die Zulaufbedingungen<br />
18
Typische Kolonne<br />
Gesucht: L, V, L’, V’<br />
L/V L’/V’<br />
Steigung der<br />
Arbeitsgeraden<br />
F=10 kmol/h<br />
(flüssig,<br />
gesättigt)<br />
D=6 kmol/h<br />
v=3<br />
B<br />
19
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
Der Schnittpunkt der Geraden ist auch durch Lösung der folgenden Gleichungen<br />
berechenbar:<br />
Verstärkungsteil:<br />
Abtriebsteil:<br />
Nach Subtraktion:<br />
L&<br />
D&<br />
y<br />
j=<br />
x<br />
j 1+<br />
x<br />
D<br />
V&<br />
+<br />
V&<br />
L&<br />
′ B&<br />
y<br />
j=<br />
x<br />
j 1−<br />
xB<br />
V&<br />
+<br />
′ V&<br />
′<br />
y(V-V)=x & &′ (L-L)+Dx & &′<br />
& +Bx &<br />
j j+<br />
1 D B<br />
Gesamtbilanz:<br />
F & z = D&<br />
x<br />
F<br />
D<br />
+B&<br />
x<br />
B<br />
Definition:<br />
q: Anteil des flüssig<br />
gesättigten Feeds<br />
q F & = L&<br />
′ -L&<br />
(1-q)F=V-<br />
& & V & ′<br />
y (1-q)F=-qFx & &<br />
j<br />
j+<br />
1<br />
+F&<br />
z<br />
F<br />
y<br />
q<br />
= x<br />
q-1<br />
j j+<br />
1<br />
-<br />
zF<br />
q-1<br />
Schnittpunktsgerade:<br />
für x = z F y = z F<br />
q = 1 Steigung = ∞<br />
q = 0 Steigung = 0<br />
20
Schnittpunktslinie für verschiedene thermische Zustände<br />
21
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
x B<br />
22
Arbeitsgeraden als Funktion des Rücklaufverhältnisses<br />
23
Arbeitsgeraden für unterschiedliche thermische Zustände des Zulaufs<br />
24
Bestimmung des minimalen Rücklaufverhältnisses<br />
N →∞<br />
26
Abhängigkeit der Stufenzahl und Kosten vom Rücklaufverhältnis<br />
Anzahl der<br />
Trennstufen<br />
Kosten<br />
Gesamtkosten<br />
N min<br />
Investitionskosten<br />
Betriebskosten<br />
v min<br />
Rücklaufverhältnis v<br />
v min<br />
Rücklaufverhältnis v<br />
27
McCabe-Thiele-Verfahren für das System Methanol-Wasser<br />
v<br />
x<br />
min<br />
D<br />
+1<br />
v = 1.4 v min<br />
28
Wahl des optimalen Feedbodens<br />
Gleichgewichtskurve<br />
Diagonale im x-y-Diagramm<br />
Arbeitsgeraden<br />
A<br />
B<br />
2<br />
C<br />
1<br />
1<br />
1<br />
x B<br />
z F<br />
x B<br />
z F<br />
x B<br />
z F<br />
optimale Wahl<br />
des Feedbodens<br />
Wahl des Feedbodens<br />
zu hoch<br />
Wahl des Feedbodens<br />
zu tief<br />
29
McCabe-Thiele-Verfahren für komplexere Trennaufgaben<br />
Mit zwei Zulaufströmen:<br />
F<br />
1<br />
q=0<br />
L R<br />
D<br />
y 1<br />
F<br />
2<br />
q=1<br />
B<br />
x B<br />
z F1<br />
z F<br />
z F2<br />
L<br />
x D<br />
Mit flüssigem Seitenstrom:<br />
D<br />
F<br />
Mit direkter Heizung durch Wasserdampf:<br />
L R<br />
D<br />
F<br />
q=1<br />
R<br />
L<br />
S<br />
B<br />
x B<br />
z F<br />
x S<br />
L<br />
x D<br />
y 1<br />
x 1<br />
q=1<br />
W<br />
B<br />
y 1<br />
x 1<br />
x 1<br />
x B<br />
x D<br />
30
Ponchon-Savarit-Verfahren (Enthalpie-Konzentrations-<br />
Diagramm)<br />
1.0<br />
P = 1 bar<br />
P<br />
h D<br />
- q D<br />
y 1<br />
0.5<br />
Enthalpie<br />
h 2<br />
V<br />
0.0<br />
h 1<br />
V<br />
y i<br />
y j<br />
y j+1<br />
Δh v2 h<br />
Δh B<br />
- q B P’<br />
v1<br />
hL<br />
2 hL<br />
1<br />
0.0 0.5 1.0<br />
x B<br />
x i<br />
x i+1<br />
x j<br />
x j+1<br />
x D<br />
x 1<br />
Enthalpie<br />
h B<br />
V<br />
L<br />
h B<br />
L<br />
h i<br />
L<br />
h i+1<br />
Konnode<br />
y B<br />
z F<br />
h F<br />
x, y<br />
1 1<br />
h j<br />
V<br />
V<br />
h j+2<br />
h j<br />
L<br />
h D<br />
V<br />
h j+1<br />
L<br />
h j+1<br />
31
Trennfaktoren im Kopf und Sumpf der Kolonne für verschiedene Systeme<br />
Temperatur<br />
°C<br />
P 1<br />
s<br />
kPa<br />
P 2<br />
s<br />
kPa<br />
x 1<br />
= 1<br />
γ1<br />
x 2<br />
= 0<br />
γ<br />
2<br />
x 1<br />
= 0<br />
x 2<br />
= 1<br />
∞<br />
α 12<br />
Hexan(1) 68.74 101.3 38.75 1.000 0.999 2.617<br />
inder Regel nicht konstant.<br />
Heptan(2) 98.42 236.2 101.3 0.999 1.000 2.328<br />
α12<br />
Benzol(1) 80.1 101.3 38.97 1.000 0.993 2.618<br />
Deshalb Verwendung von<br />
12<br />
Toluol(2) 110.61 237.5 101.3 0.988 1.000 2.316<br />
( ) ( )<br />
α = α α<br />
Methanol(1) 1264.57 101.3 12 24.47 12 1.000 1.684 2.459<br />
D B<br />
Wasser(2) 100.0 353.2 101.3 2,311 1.000 8.055<br />
Aceton(1) 56.27 101.3 16.68 1.000 5.749 1.057<br />
Wasser(2) 100.0 369.9 101.3 8.858 1.000 32.33<br />
α<br />
:<br />
32
Fenske-Gleichung zur Ermittlung der minimalen Stufenzahl N min<br />
Annahme: α ij<br />
=<br />
konstant<br />
α<br />
12<br />
=<br />
y<br />
y<br />
1<br />
2<br />
/x<br />
/x<br />
1<br />
2<br />
=<br />
y1x<br />
y x<br />
2<br />
2<br />
1<br />
=<br />
γ<br />
1P<br />
γ P<br />
2<br />
S<br />
1<br />
S<br />
2<br />
1. Stufe (Sumpf B):<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
2<br />
⎛ y<br />
=<br />
⎜<br />
⎝ y<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
1<br />
= α<br />
12<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
1<br />
2. Stufe:<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
3<br />
⎛ y<br />
=<br />
⎜<br />
⎝ y<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
2<br />
= α<br />
12<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
2<br />
= α<br />
2<br />
12<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
1<br />
Für N min<br />
Stufen gilt:<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
D<br />
= α<br />
N<br />
12<br />
1 min<br />
⎛ x<br />
⎜<br />
⎝ x<br />
1<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
B<br />
Durch Umstellung<br />
erhält man die<br />
Fenske-Gleichung:<br />
N<br />
min<br />
=<br />
( x1/x2<br />
)<br />
( x /x )<br />
⎡<br />
log⎢<br />
⎣ 1<br />
logα<br />
2<br />
12<br />
D<br />
B<br />
⎤<br />
⎥<br />
⎦<br />
N<br />
min<br />
⎛ d&<br />
1<br />
⋅b&<br />
log<br />
⎜<br />
⎝ b&<br />
1<br />
⋅d&<br />
=<br />
logα<br />
12<br />
2<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
33
Anzahl theoretischer Stufenzahl als f(Trennfaktor, Produktreinheit)<br />
34
Mögliche Trennsequenzen und Auswahl der Schlüsselkomponenten für<br />
die Trennung von Pentan (A), Hexan (B), Heptan (C) und Octan (D)<br />
A B C<br />
A<br />
BC<br />
B<br />
ABC<br />
AB<br />
A<br />
ABCD<br />
ABCD<br />
ABCD<br />
ABCD<br />
BCD<br />
ABC<br />
D<br />
CD<br />
BC<br />
A<br />
D<br />
B<br />
C<br />
ABCD<br />
BCD<br />
AB<br />
D<br />
A<br />
CD<br />
B<br />
C<br />
C<br />
D<br />
D<br />
C<br />
B<br />
Mittlere Werte für<br />
den Trennfaktor α<br />
bei P = 1 bar:<br />
αAC<br />
= 6.52<br />
αBC<br />
= 2.49<br />
αCC<br />
= 1.00<br />
α = 0.41<br />
DC<br />
ij<br />
35
N<br />
min<br />
α =<br />
N<br />
Berechnung der Konzentrationen aller Komponenten<br />
mit der Fenske-Gleichung<br />
=<br />
d&<br />
1<br />
⋅b&<br />
log<br />
b&<br />
1<br />
⋅ d&<br />
logα<br />
12<br />
2<br />
2<br />
( α12<br />
) (<br />
12<br />
)<br />
B D<br />
12<br />
α<br />
min<br />
=<br />
d&<br />
i<br />
⋅b&<br />
log<br />
b&<br />
i<br />
⋅ d&<br />
logα<br />
durch<br />
Substitution<br />
i2<br />
erhält man für<br />
2<br />
2<br />
b & i<br />
d &<br />
i<br />
d &<br />
b & i<br />
i<br />
=<br />
f&<br />
Destillatmenge der Komponente i (kmol/h)<br />
Sumpfmenge der Komponente i (kmol/h)<br />
2 schwerer flüchtige Schlüsselkomponente<br />
i<br />
b&<br />
i<br />
⎛ d&<br />
⎜<br />
⎝ b&<br />
i<br />
i<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
=<br />
⎛ d&<br />
⎜<br />
⎝ b&<br />
− b&<br />
f & i<br />
i<br />
f&<br />
i<br />
=<br />
⎛d&<br />
⎞<br />
2<br />
1+<br />
⎜ α<br />
b<br />
⎟<br />
&<br />
⎝ 2 ⎠<br />
N min<br />
i2<br />
2<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
α<br />
N min<br />
i2<br />
und für die Molmenge der Komponente i im Destillat<br />
Feed-Menge der Komponente i (kmol/h)<br />
d&<br />
i<br />
=<br />
⎛ d&<br />
2<br />
f&<br />
i<br />
⎜<br />
b&<br />
⎝ 2<br />
⎛ d&<br />
1 +<br />
⎜<br />
⎝ b&<br />
2<br />
2<br />
⎞<br />
⎟α<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎟α<br />
⎠<br />
N<br />
i2<br />
min<br />
N<br />
i2<br />
min<br />
36
Bestimmung von N min für die Trennung von<br />
Hexan (B) von Heptan (C) des quaternären Systems<br />
ABCD<br />
AB<br />
A<br />
CD<br />
C<br />
Destillat der 1. Kolonne soll 98 % des Hexans<br />
und 3 % des Heptans enthalten, d.h.:<br />
d&<br />
B<br />
= 44 ⋅ 0.98 =<br />
43.12kmol/h<br />
B<br />
F & = 100kmol/h<br />
z F,A = 0.16 α AC = 6.52<br />
z F,B = 0.44 α BC = 2.49<br />
z F,C = 0.30 α CC = 1.00<br />
z F,D = 0.10 α DC = 0.41<br />
D<br />
b&<br />
= f&<br />
- d&<br />
44 − 43.12<br />
B B B<br />
= =<br />
0.88kmol/h<br />
d&<br />
C<br />
= 30 ⋅ 0.03 = 0.9kmol/h<br />
b&<br />
= f&<br />
- d&<br />
= 30 − 0.90 29.1kmol/h<br />
C C C<br />
=<br />
⎛ 43.12 ⋅ 29.1⎞<br />
log ⎜<br />
⎟<br />
0.88 0.9<br />
N<br />
⎝ ⋅ ⎠<br />
min<br />
=<br />
= 8.08<br />
log 2.49<br />
37
Ermittlung der Konzentrationen im Sumpf und Kopf der Kolonne<br />
bei der Trennung des quaternären Systems<br />
ABCD<br />
AB<br />
A<br />
B<br />
CD<br />
F & = 100kmol/h<br />
z F,A = 0.16 α AC = 6.52<br />
z F,B = 0.44 α BC = 2.49<br />
z F,C = 0.30 α CC = 1.00<br />
z F,D = 0.10 α DC = 0.41<br />
C<br />
D<br />
b&<br />
A<br />
=<br />
1+<br />
⎛<br />
⎜<br />
⎝<br />
16<br />
0.9 ⎞<br />
⎟6.52<br />
29.1⎠<br />
8.08<br />
d&<br />
A<br />
= 15.9999 kmol/h<br />
10<br />
b&<br />
=<br />
⎛ 0.9 ⎞ 8.08<br />
1+<br />
⎜ ⎟0.41<br />
⎝ 29.1⎠<br />
d&<br />
−4<br />
= 2.17 ⋅10<br />
kmol/h<br />
D =<br />
D<br />
x D<br />
= 1.36 ⋅10<br />
x B<br />
A 0.2666 3.4 10 -6<br />
B 0.7184 0.0220<br />
C 0.0150 0.7279<br />
D 3.6 10 -6 0.2501<br />
−4<br />
kmol/h<br />
9.9998kmol/h<br />
38
Underwood-Beziehungen zur Ermittlung des minimalen<br />
Rücklaufverhältnisses<br />
1−<br />
q<br />
=<br />
∑<br />
α<br />
α<br />
i2z iF<br />
i2<br />
−<br />
Θ<br />
Θ<br />
v<br />
min<br />
+ 1=<br />
∑<br />
α<br />
α<br />
i2<br />
i2<br />
xiD<br />
−Θ<br />
Underwood-Faktor ( 1 < Θ < α 12 )<br />
q thermischer Zustand des Feeds<br />
x iD<br />
Molanteil der Komponente i im Kopf der Kolonne bei<br />
unendlichem Rücklauf ( berechenbar mit Fenske-Gleichung )<br />
39
40<br />
Gilliland-Diagramm<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
⎟<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎛<br />
−<br />
⎟<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎛<br />
+<br />
+<br />
−<br />
=<br />
+<br />
−<br />
5<br />
0<br />
1<br />
2<br />
117<br />
11<br />
4<br />
54<br />
1<br />
1<br />
1<br />
.<br />
min<br />
X<br />
X<br />
X<br />
.<br />
X<br />
.<br />
exp<br />
N<br />
N<br />
N<br />
Gleichung von<br />
Molokanov: 1<br />
+<br />
−<br />
= v v<br />
v<br />
X<br />
min
Short-cut-Methoden (Zusammenfassung)<br />
1) Fenske<br />
Annahme: α i,j = konstant<br />
2) Underwood<br />
3) Gilliland<br />
N<br />
min<br />
⎛ d&<br />
1<br />
⋅ b&<br />
log<br />
⎜<br />
⎝ b&<br />
1<br />
⋅d&<br />
=<br />
logα<br />
1,2<br />
2<br />
2<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
1−<br />
q<br />
αi,2z ,<br />
= ∑<br />
i F<br />
α − θ<br />
i,2<br />
b&<br />
i<br />
f&<br />
i<br />
=<br />
⎛ d&<br />
⎞<br />
2<br />
1+<br />
⎜<br />
b<br />
⎟<br />
&<br />
α<br />
⎝ 2 ⎠<br />
N<br />
1,2<br />
min<br />
v<br />
+<br />
min<br />
1<br />
αi,2x ,<br />
= ∑<br />
i D<br />
α − θ<br />
i,2<br />
1
4.06.99<br />
Material- und Enthalpiebilanzen (MESH-Gleichungen) für eine<br />
Gleichgewichtsstufe<br />
M<br />
i,<br />
j<br />
&<br />
= L<br />
j+<br />
1xi,<br />
j+<br />
1<br />
+ V<br />
j−1<br />
yi,<br />
j−1<br />
− ( V&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) y<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
0<br />
+<br />
F&<br />
j<br />
z<br />
i,<br />
j<br />
− ( L&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
L<br />
j<br />
) x<br />
i,<br />
j<br />
E<br />
i, j<br />
= yi,<br />
j<br />
− Ki,<br />
jxi,<br />
j<br />
=<br />
Sx, j<br />
= ∑ xi,<br />
j<br />
−1.0<br />
=<br />
0<br />
0<br />
⎛<br />
⎜<br />
K<br />
⎝<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
y<br />
x<br />
i,<br />
j<br />
i,<br />
j<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
,<br />
= ∑ j<br />
yi<br />
j<br />
− 1.0 =<br />
S<br />
y<br />
,<br />
0<br />
&<br />
L<br />
V<br />
H<br />
j<br />
= Lj<br />
+ 1h<br />
j + 1<br />
+ Vj<br />
−1h<br />
j −1<br />
+ FjhF<br />
, j<br />
− ( V&<br />
j<br />
+ S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) h<br />
V<br />
j<br />
+ Q&<br />
j<br />
&<br />
= 0<br />
− ( L&<br />
j<br />
+<br />
S&<br />
L<br />
j<br />
) h<br />
L<br />
j<br />
101 01 009a Bedeutung<br />
N(2n+3) Gleichungen und Unbekannte<br />
Für n = 4 Komponenten und N = 45 Böden<br />
ergeben sich 495 Gleichungen42
Wang-Henke-Verfahren<br />
Mengenbilanz für Komponente i:<br />
•<br />
•<br />
• • • L • •<br />
V<br />
Mi, j=<br />
Lj+<br />
1 xj<br />
+ 1<br />
+ Vj−1<br />
yj<br />
−1<br />
+ Fj<br />
zj<br />
−(Lj+<br />
Sj<br />
)xj−(Vj+<br />
S<br />
j<br />
)yj<br />
= 0<br />
Durch Substitution erhält man:<br />
y<br />
j=<br />
K jx<br />
j<br />
•<br />
•<br />
• • • • •<br />
L<br />
V<br />
Mi,j = Lj+ 1xj+<br />
1+ Vj1 − Kj1 −<br />
xj1 −<br />
+ Fj z<br />
j<br />
− (Lj+ S<br />
j<br />
)x<br />
j− (Vj+ S<br />
j<br />
)Kjxj<br />
=<br />
Nach Umstellung:<br />
•<br />
• • • • •<br />
•<br />
L<br />
V<br />
Mi,j = Vj1 − Kj1 −<br />
x<br />
j1 −<br />
− (Lj+ S<br />
j<br />
)x<br />
j− (Vj+ S<br />
j<br />
)Kjxj+ Lj+ 1xj+<br />
1= −Fj zj<br />
ergibt sich eine sehr einfache Struktur:<br />
0<br />
Ax + Bx + Cx = D<br />
j j-1 j j j j+<br />
1 j<br />
43
Kolonnenkonfiguration<br />
( )<br />
( D & )<br />
D & ( B & )<br />
L &<br />
j<br />
=<br />
V&<br />
j-1<br />
+<br />
N<br />
∑<br />
j<br />
( − − )<br />
L V<br />
F&<br />
S&<br />
S&<br />
m<br />
m<br />
m<br />
−<br />
V&<br />
N<br />
44
45<br />
Wang- Henke-Verfahren<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
⎟<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎛<br />
+<br />
+<br />
+<br />
⎟ −<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎛<br />
−<br />
−<br />
+<br />
−<br />
= ∑<br />
•<br />
•<br />
•<br />
•<br />
•<br />
•<br />
•<br />
−<br />
• N<br />
j<br />
j<br />
V<br />
j<br />
j<br />
L<br />
j<br />
N<br />
V<br />
m<br />
L<br />
m<br />
m<br />
j<br />
j<br />
K<br />
S<br />
V<br />
S<br />
V<br />
S<br />
S<br />
F<br />
V<br />
B 1<br />
1<br />
1<br />
−<br />
−<br />
•<br />
= j<br />
j<br />
j<br />
K<br />
V<br />
A<br />
j<br />
j<br />
j<br />
z<br />
F<br />
D<br />
•<br />
= −<br />
j<br />
j<br />
j<br />
j<br />
j<br />
j<br />
j<br />
D<br />
C x<br />
B x<br />
x<br />
A =<br />
+<br />
+ +<br />
− 1<br />
1<br />
∑<br />
+<br />
•<br />
•<br />
•<br />
•<br />
•<br />
⎟ −<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎛<br />
−<br />
−<br />
+<br />
=<br />
N<br />
j<br />
N<br />
V<br />
m<br />
L<br />
m<br />
m<br />
j<br />
j<br />
V<br />
S<br />
S<br />
F<br />
V<br />
C<br />
1
A<br />
C<br />
j<br />
•<br />
= V j−1<br />
K<br />
j<br />
j−1<br />
=<br />
•<br />
j+<br />
V<br />
F &<br />
N<br />
∑<br />
j+<br />
1<br />
⎛<br />
⎜F<br />
⎝<br />
•<br />
m−<br />
Wang- Henke-Verfahren<br />
⎡<br />
• • • L • V<br />
N ⎛<br />
B = −⎢V<br />
j<br />
j−1+<br />
∑⎜Fm−<br />
Sm−<br />
Sm<br />
j<br />
⎣ ⎝<br />
•<br />
• L • V •<br />
⎞ D = −Fj<br />
z<br />
m−<br />
S ⎟ −<br />
F & m VN<br />
j<br />
j<br />
3<br />
⎠<br />
S<br />
⎞<br />
⎟ −<br />
⎠<br />
• • L<br />
N+<br />
S j +<br />
eispiel: = 10 kmol/h Methanol(1) – Wasser(2), q = 1, z<br />
3<br />
1F<br />
= 0.5, v = 1,<br />
→ V=10 & kmol/h<br />
V<br />
⎛<br />
⎜<br />
⎝<br />
• • V<br />
⎞<br />
j+<br />
S j ⎟K<br />
j<br />
⎠<br />
V<br />
⎤<br />
⎥<br />
⎦<br />
D=5kmol/h &<br />
5<br />
3<br />
1<br />
Für den 3. Boden (d.h. A 3<br />
, B 3<br />
, C 3<br />
, D 3<br />
) ergeben sich für Methanol:<br />
Schätzwerte von K 1,3<br />
= 1.57, K 1,2<br />
= 1.83<br />
(siehe Beispiel Mc-Cabe-Thiele-Verfahren):<br />
A 1,3<br />
= 10 1.83 = 18.3<br />
B 1,3<br />
= -(10 + 10 - 5 + 10 1.57) = -30.7<br />
C 1,3<br />
= 10 – 5 = 5<br />
D 1,3<br />
= -10 0.5 = -5<br />
46
Wang- Henke-Verfahren<br />
⎡−27.2 15 0 0 0 ⎤ ⎡x1<br />
⎤ ⎡ 0 ⎤<br />
⎢ ⎢<br />
33.3 15 0 0 x<br />
⎥<br />
22.2 −<br />
⎥ ⎢<br />
⎢ 2 ⎥<br />
0<br />
⎥<br />
⎢ ⎥ ⎢ ⎥<br />
⎢ 0 18.3 −30.7 5 0 ⎥ ⎢x<br />
⎥<br />
3<br />
= ⎢−5⎥<br />
⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥<br />
0 0 15.7 −18.9 5 ⎢x<br />
⎥ 0<br />
− ⎣ ⎦<br />
⎢ ⎥ 4 ⎢ ⎥<br />
⎢<br />
⎣ 0 0 0 13.9 11.3 ⎥<br />
⎦<br />
⎢x<br />
⎥ ⎢<br />
5 ⎣ 0 ⎥<br />
⎦<br />
47
Thomas-Algorithmus zur Lösung der Materialbilanz des Wang-Henke-Verfahrens<br />
r = x = q −p<br />
r<br />
j −1 j−1 j−1 j−1<br />
j<br />
48
Flussdiagramm Wang-Henke-Verfahren<br />
Wang-Henke.ppt<br />
Eingabe<br />
. . .<br />
. . .<br />
F j<br />
; z i,j<br />
; q j<br />
; N; v; V N<br />
(D); P j<br />
S jL<br />
; S jV<br />
; Q j,j=2,N-1<br />
; h iL<br />
(T); h iV<br />
(T)<br />
Schätzwerte: K i,j<br />
Parameter zur Berechnung von K i,j<br />
nein<br />
Berechnung von V j<br />
(Annahme: keine Enthalpieeffekte)<br />
Berechnung von x i,j<br />
(Thomas-Verfahren)<br />
Σx i,j<br />
-1 < ε<br />
für jeden Boden j?<br />
.<br />
ja<br />
.<br />
Ausgabe:<br />
T j<br />
; x i,j<br />
; y i,j<br />
. . .<br />
V j<br />
; L j<br />
; Q j<br />
; Q N<br />
Normierung<br />
x i,j,neu<br />
=<br />
x i,j<br />
Σx i,j<br />
Siedepunktsberechnung für P j :<br />
T j<br />
; y i,j<br />
; K i,j<br />
.<br />
Enthalpiebilanz<br />
V j,neu<br />
49
50<br />
Naphtali-Sandholm-Verfahren<br />
( ) ( ) 0<br />
v<br />
s<br />
1<br />
s<br />
1<br />
f<br />
v<br />
M<br />
j<br />
i,<br />
V<br />
j<br />
j<br />
i,<br />
L<br />
j<br />
j<br />
i,<br />
j-1<br />
i,<br />
1<br />
j<br />
i,<br />
j<br />
i, =<br />
+<br />
−<br />
+<br />
−<br />
+<br />
+<br />
= + &<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
l<br />
l<br />
0<br />
,<br />
1 ,<br />
1<br />
,<br />
,<br />
,<br />
, =<br />
−<br />
=<br />
∑<br />
∑<br />
=<br />
=<br />
j<br />
i<br />
n<br />
k<br />
j<br />
k<br />
n<br />
k<br />
j<br />
k<br />
j<br />
i<br />
j<br />
i<br />
j<br />
i<br />
v<br />
l<br />
v<br />
l<br />
K<br />
E<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
( ) ( ) 0<br />
1<br />
1<br />
1<br />
,<br />
1 ,<br />
1 ,<br />
,<br />
1<br />
,<br />
1<br />
1<br />
1<br />
,<br />
1 =<br />
+<br />
+<br />
−<br />
+<br />
−<br />
+<br />
+<br />
= ∑<br />
∑<br />
∑<br />
∑<br />
∑<br />
=<br />
=<br />
=<br />
=<br />
−<br />
=<br />
+<br />
+ j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
V<br />
j<br />
V<br />
j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
L<br />
j<br />
L<br />
j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
j<br />
F<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
V<br />
j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
L<br />
j<br />
j<br />
Q<br />
v<br />
s<br />
h<br />
l<br />
s<br />
h<br />
f<br />
h<br />
v<br />
h<br />
l<br />
h<br />
H<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
j<br />
L<br />
j<br />
L<br />
j<br />
j<br />
V<br />
j<br />
V<br />
j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
j<br />
n<br />
i<br />
j<br />
i<br />
j<br />
L<br />
S<br />
s<br />
V<br />
S<br />
s<br />
f<br />
F<br />
l<br />
L<br />
v<br />
V<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&<br />
& =<br />
=<br />
=<br />
=<br />
= ∑<br />
∑<br />
∑<br />
=<br />
=<br />
= 1<br />
,<br />
1 ,<br />
1<br />
,
51<br />
Newton-Raphson-Algorithmus<br />
( ) ( )<br />
( )<br />
( )<br />
( )<br />
k<br />
k<br />
k<br />
k<br />
k<br />
F<br />
dX<br />
d F<br />
X<br />
X<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
⎟<br />
⎠<br />
⎞<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎛<br />
−<br />
=<br />
−<br />
+<br />
1<br />
1<br />
( ) ( ) ( )<br />
k<br />
k<br />
k<br />
X<br />
X<br />
X<br />
Δ<br />
+<br />
=<br />
+1<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
=<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
=<br />
N F N<br />
F<br />
F<br />
F<br />
X<br />
X<br />
X<br />
X<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
2<br />
1<br />
2<br />
1<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
=<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
⎤<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎢<br />
⎣<br />
⎡<br />
=<br />
j<br />
n<br />
j<br />
j<br />
j<br />
n<br />
j<br />
j<br />
j<br />
n<br />
j<br />
j<br />
j<br />
n<br />
j<br />
j<br />
E<br />
E<br />
H<br />
M<br />
M<br />
F<br />
l<br />
l<br />
T<br />
V<br />
V<br />
X<br />
,<br />
1,<br />
,<br />
1,<br />
,<br />
1,<br />
,<br />
1,<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
.<br />
&<br />
&<br />
&<br />
&
DESW-Eingabe 1 (Excel-Version)<br />
Distillation (Naphthali-Sandholm) Using the Wilson-Model<br />
based on code given in 'Grundoperationen' (<strong>Gmehling</strong>, Brehm)<br />
General Information<br />
Number of components: 4<br />
Title<br />
METHANOL(1)-WASSER(2)-ETHANOL(3)-ISOBUTANOL(4)<br />
Pure Component Data<br />
Molar volume, Antoine constants vL A B C<br />
1 40.73 7.20587 1582.271 239.73<br />
2 18.07 7.19621 1730.63 233.43<br />
3 58.69 7.2371 1592.864 226.184<br />
4 92.91 7.66006 1950.94 237.147<br />
5<br />
Interaction Parameters (Wilson, cal/mol)<br />
1 2 3 4 5<br />
1 0.0000 54.04 -26.1400 298.0000<br />
2 236.3 0.0000 506.7000 987.2000<br />
3 62.4200 95.6800 0.0000 159.8000<br />
4 -215.5000 652.6000 -91.1200 0.0000<br />
5 0.0000<br />
52
DESW-Eingabe 2 (Excel-Version)<br />
Column Configuration<br />
Number of stages (max. 50) 45<br />
Number of feeds 1<br />
Number of liquid side streams 1<br />
Number of vapor side streams 0<br />
Destillate flux 125.5<br />
Reflux ratio 3<br />
Top pressure (kPa) 120<br />
Bottom pressure (kPa) 130<br />
Top temperature estimate (°C) 70<br />
Bottom temperature estimate (°C) 105<br />
FLMAX 3<br />
DTMAX 1.5<br />
Exponent of convergence criterion 10<br />
Feeds stage q n1 n2 n3 n4 n5<br />
1 21 0 127.1 65.8 0.07 0.12<br />
Liquid side streams stage n<br />
1 10 5.2<br />
Vapor side streams stage n<br />
53
Trennung des Systems Methanol (1) - Wasser (2) - Ethanol (3) -<br />
Isobutanol (4)<br />
DESW<br />
01 01 004 Bedeutung<br />
54
Berücksichtigung des Bodenwirkungsgrades beim<br />
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
Murphree-<br />
Bodenwirkungsgrad:<br />
E<br />
MV<br />
=<br />
y<br />
y<br />
n<br />
*<br />
n<br />
−<br />
−<br />
y<br />
y<br />
n−1<br />
n−1<br />
55
McCabe-Thiele-Konstruktion bei einem<br />
Bodenwirkungsgrad von 0.7<br />
56
Bodenwirkungsgrad als f( Trennfaktor * Viskosität )<br />
57
Ableitung der Mengenbilanz für das Konzept der Übertragungseinheit<br />
58
A<br />
L<br />
Stoffübergangs-Modell<br />
d n& = β a x<br />
& β<br />
=<br />
( ) ( )<br />
Ai<br />
− xA<br />
Adh=<br />
LdxA<br />
=<br />
Ga yA<br />
− yAi<br />
Adh VdyA<br />
&<br />
H<br />
a spezifische Phasengrenzfläche (m 2 /m 3 )<br />
Stoffübergangskoeffizient<br />
β , β<br />
L G<br />
(kmol/m 2 s)<br />
A Querschnittsfläche<br />
L&<br />
x dx<br />
A<br />
= H V&<br />
y<br />
∫<br />
dyA<br />
( − )<br />
H ∫dh<br />
=<br />
x<br />
∫<br />
aA y ( y − y )<br />
LaA<br />
x<br />
Ai<br />
x<br />
0 βG<br />
Ai A<br />
HTU L<br />
=<br />
H AB<br />
∫dh<br />
=<br />
0 β<br />
AT<br />
A<br />
NTU L<br />
AT<br />
AB<br />
HTU G NTU G<br />
B (bottom), T (top)<br />
59
Stoffübergangs-Modell<br />
dn&<br />
= β a x − x Adh = Ldx & = a y − y Adh = Vdy &<br />
(<br />
*<br />
) (<br />
*<br />
β<br />
)<br />
A OL A A A OG A A A<br />
a spezifische Phasengrenzfläche (m 2 /m 3 )<br />
Overall-Stoffübergangskoeffizient<br />
(kmol/m 2 s)<br />
A Querschnittsfläche (m 2 )<br />
β , β<br />
OL OG<br />
H<br />
L&<br />
= H AB<br />
A<br />
∫dh<br />
= ∫<br />
0 β xAT<br />
OLaA<br />
A A<br />
x<br />
dx<br />
(<br />
*<br />
x − x )<br />
H<br />
V&<br />
= H AT<br />
A<br />
∫dh<br />
= ∫<br />
0 β aA yAB<br />
OG<br />
A A<br />
y<br />
dy<br />
(<br />
*<br />
y − y )<br />
HTU OL<br />
NTU OL<br />
HTU OG<br />
NTU OG<br />
B (bottom), T (top)<br />
60
Ermittlung der Zahl von Übertragungseinheiten (NTU) durch<br />
graphische Integration<br />
Steigung = -<br />
P<br />
β L<br />
β G<br />
y A<br />
x A<br />
x Ai<br />
y*<br />
- y<br />
A<br />
1<br />
A<br />
y Ai<br />
1<br />
y<br />
Ai<br />
- yA<br />
y * A<br />
∫ dy A<br />
∫ dy Steigung m<br />
A<br />
NTU =<br />
C<br />
OG<br />
NTU<br />
y*<br />
- y<br />
G=<br />
y<br />
Ai<br />
- y<br />
A<br />
A<br />
M<br />
Gleichgewichtskurve<br />
A<br />
y A<br />
0 1<br />
x A<br />
*<br />
0 1<br />
y A<br />
y - y = (y - y ) + (y - y )<br />
A A * A Ai Ai A *<br />
n A<br />
β OG<br />
A<br />
= (y - y ) + m(x - x )<br />
A Ai Ai A<br />
=<br />
n A<br />
β G<br />
A<br />
n A<br />
+ m ( )<br />
β L<br />
A<br />
⇒<br />
1 1<br />
=<br />
β OG<br />
β G<br />
+<br />
m<br />
β L<br />
61
Sättigungsdampfdrücke als Funktion der reziproken Temperatur<br />
6.<br />
5.<br />
4.<br />
ΔT sehr gering (ca. 5°C)<br />
S<br />
P = 101.33 kPa<br />
ln P [kPa]<br />
i s<br />
3.<br />
2.<br />
1.<br />
Cyclohexanol<br />
Cyclohexanon<br />
0.<br />
-1.<br />
-2.<br />
160<br />
ϑ [°C]<br />
120 80 40<br />
2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2<br />
1000 / T [K]<br />
62
Trennfaktoren α 12∞ des Systems Cyclohexanon-<br />
Cyclohexanol<br />
2.<br />
ln α 12<br />
1.<br />
∞ s<br />
x = 0 ⇒ α<br />
1<br />
12<br />
∞ γ 1 P1<br />
=<br />
s<br />
x = 1<br />
P 2<br />
1<br />
⇒<br />
α12<br />
∞ s<br />
P 1<br />
= ∞ s<br />
γ 2 P2<br />
0.<br />
α 12 = 1<br />
0. 50. 100. 150. 200.<br />
Temperatur [°C]<br />
azeotropes<br />
Verhalten<br />
→ je niedriger die Temperatur, desto günstiger werden die Trennfaktoren<br />
(und desto geringer wird die Anzahl der benötigten theoretischen Trennstufen N )<br />
th<br />
63
Trennung azeotroper Systeme ohne Zusatzstoff<br />
1<br />
ohnesold.cdr, 15.06.2000<br />
Vakuum (Druck) - Rektifikation<br />
A<br />
A<br />
y A<br />
10<br />
atm<br />
oder<br />
0.1<br />
atm<br />
P 1<br />
P 2<br />
0<br />
1<br />
1<br />
B<br />
Heteroazeotrope Rektifikation<br />
B<br />
1<br />
1<br />
y A<br />
0<br />
1<br />
y A<br />
LLE<br />
x ' A x " A<br />
1<br />
2<br />
x ' A<br />
x " A<br />
B<br />
A<br />
Zweidruck-Rektifikation<br />
1 2<br />
A+B<br />
A+B<br />
P 1<br />
P 2<br />
1<br />
atm<br />
10<br />
atm<br />
0<br />
0 x A 1<br />
B<br />
A<br />
64
Kolonnenkonfiguration und y-x-Diagramm für die Trennung des Systems<br />
Wasser (1)-Butanol-1 (2) bei 101.3 kPa<br />
65
Azeotrope Zusammensetzung als Funktion des Druckes<br />
Tetrahydrofuran (1) + Wasser (2)<br />
azd(p).cdr<br />
Acetonitril (1) + Wasser (2)<br />
10 atm<br />
log (P / mm Hg)<br />
10 atm<br />
1 atm<br />
log (P / mm Hg)<br />
1 atm<br />
exp. Daten<br />
Mod. UNIFAC (Do)<br />
exp. Daten<br />
Mod. UNIFAC (Do)<br />
y 1,az<br />
y 1,az<br />
66
11.02.99<br />
Trennung des Systems THF (1) - Wasser (2) durch Zweidruckdestillation<br />
10 00 006 Synthese<br />
67
11.02.99<br />
Azeotrope und Extraktive Rektifikation<br />
10 00 007 Synthese<br />
68
11.02.99<br />
Beispiele für die technische Realisierung der extraktiven Rektifikation<br />
Trennproblem<br />
selektives Lösungsmittel<br />
Aliphaten-Aromaten<br />
NMP, DMF, NFM, Anilin,<br />
z.B.: Benzol-Cyclohexan Phenol, ...<br />
Heptan-Toluol, ..<br />
Ethanol-Wasser Ethandiol-1,2, ..<br />
Butane-Butene NMP, DMF, NFM, Furfural, ..<br />
Butene-Butadien-1,3 NMP, DMF, NFM, ..<br />
Chlorwasserstoff-Wasser,<br />
Salpetersäure-Wasser<br />
Schwefelsäure<br />
10 00 008 Synthese<br />
69
Grobe Vorauswahl selektiver Zusatzstoffe<br />
( “Entrainer” ) für die extraktive Rektifikation<br />
z.B. über die Polarität bzw. zunehmendes reales Verhalten der verschiedenen<br />
Substanzklassen<br />
steigende<br />
Polarität<br />
Kohlenwasserstoffe<br />
Ether<br />
Aldehyde<br />
Ketone<br />
Ester<br />
Alkohole<br />
Glykol<br />
Wasser<br />
zunehmendes reales Verhalten<br />
mit dem Abstand zwischen den<br />
Substanzen<br />
Beispiel: Trennung des Systems Aceton-Methanol<br />
Möglichkeiten der Trennung durch extraktive Rektifikation durch:<br />
a) Zugabe eines Kohlenwasserstoffs<br />
b) Zugabe von Wasser<br />
Zugabe eines höheren Ketons<br />
70
11.02.99<br />
Temperaturabhängigkeit der Selektivität verschiedener Entrainer<br />
für die "Aliphaten / Aromaten" - Trennung<br />
10 00 012 Synthese<br />
71
24.03.99<br />
Gaschromatografische Bestimmung von γ ∞<br />
12 00 012 Exp. Best.<br />
72
Aufbau des Dilutors<br />
Helium<br />
H<br />
F E 45.3<br />
Electronic Flowmeter<br />
On Mode Set<br />
Flowmeter<br />
T<br />
6-Wege-<br />
Ventil<br />
GC<br />
Computer<br />
FID/WLD<br />
Sättigerzelle<br />
Meßzelle<br />
40.28 °C<br />
1023 mbar<br />
Dil.<br />
Zero He H2 O2<br />
Gasversorgung<br />
73
11.02.99<br />
Rückstandskurven und Kolonnensequenzen von typischen Azeotrop-<br />
Rektifikations-Prozessen (Mod. UNIFAC (Do); P = 1 atm)<br />
10 00 013 Synthese<br />
74
Beispiele für die technische Realisierung der<br />
azeotropen Rektifikation<br />
Trennproblem<br />
geeignetes Lösungsmittel<br />
Ethanol-Wasser Benzol, Cyclohexan, Pentan, Toluol, .. , Ethylacetat, ..<br />
Propanol-Wasser Benzol, ...<br />
Allylalkohol-Wasser<br />
Aliphaten-Aromaten<br />
z.B.: Benzol-Cyclohexan,<br />
Heptan-Toluol, ..<br />
Trichlorethylen<br />
Aceton, Butanon-2<br />
Essigsäure-Wasser Butylacetat, Pentanon-3, ..<br />
Pyridin-Wasser<br />
Benzol, Toluol<br />
75
18.03.99<br />
Auswahl selektiver Lösungsmittel<br />
43000<br />
34700<br />
10 00 020 Synthese<br />
76
11.02.99<br />
Auswahl selektiver Zusatzstoffe - kein weiteres Azeotrop<br />
components to be separated:<br />
(1) BENZENE C6H6 Ts = 353.25 [K]<br />
(2) CYCLOHEXANE C6H12 Ts = 353.86 [K] system pressure = 101.32 [kPa]<br />
azeotropic data for system (1) - (2) : homPmax, Taz = 351.52 [K]<br />
---------------------------------------------------------------------------------------------------------<br />
selective solvent (3) Ts [K] alpha(1,2),inf. types of azeotropes introduced : Tm(3) [K]<br />
(1)-(3) (2)-(3) (1)-(2)-(3)<br />
---------------------------------------------------------------------------------------------------------<br />
N-METHYL-6-CAPROLACTAM 510.21 0.586 (405.77 [K]) none none n.a. n.a.<br />
4-METHYL-2-PENTANONE 389.34 0.420 (293.15 [K]) none none none 189.15<br />
ANILINE 457.83 0.323 (388.31 [K]) none none none 266.85<br />
1,2-ETHANEDIOL 470.69 0.256 (392.60 [K]) none none n.a. 261.65<br />
N-METHYL-2-PYRROLIDONE (NMP) 476.15 0.299 (394.42 [K]) none none n.a. 248.75<br />
TRIETHYLENE GLYCOL 551.49 0.367 (419.53 [K]) none none n.a. 268.85<br />
SULFOLANE 559.96 0.275 (422.36 [K]) none none n.a. 301.65<br />
6-CAPROLACTAM 546.32 0.267 (348.15 [K]) none none n.a. 342.45<br />
FURFURAL 434.67 0.306 (380.59 [K]) none none n.a. 234.45<br />
3-METHYLPHENOL 475.82 0.379 (298.15 [K]) none none n.a. 284.95<br />
CYCLOHEXYLAMINE 407.14 0.646 (303.15 [K]) none none n.a. 255.15<br />
TETRAHYDROFURFURYL ALCOHOL 450.20 0.247 (300.15 [K]) none none n.a. n.a.<br />
NITROBENZENE 483.94 0.289 (397.02 [K]) none none n.a. 278.85<br />
CYCLOHEXANONE 428.15 0.293 (293.15 [K]) none none n.a. 242.00<br />
ANISOLE 428.79 0.328 (293.15 [K]) none none n.a. 235.65<br />
N-FORMYL-MORPHOLINE 519.05 0.269 (408.72 [K]) none none n.a. n.a.<br />
BUTYRONITRILE 390.77 0.195 (298.15 [K]) none none n.a. 161.00<br />
---------------------------------------------------------------------------------------------------------<br />
minimum boiling point difference (entrainer - binary mixture) = 35 [K]<br />
minimum value for alpha (1,2 or inverse) at infinite dilution = 1.500<br />
10 00 021 Synthese<br />
77
11.02.99<br />
Typisches Resultat der Suche eines geeigneten Lösungsmittels<br />
durch Datenbankzugriff<br />
10 00 023 Synthese<br />
78
11.02.99<br />
Typisches Resultat der Suche eines geeigneten Lösungsmittels<br />
mit der Hilfe thermodynamischer Modelle<br />
10 00 024 Synthese<br />
79
Abwasserstripper<br />
80
Hausbrand-Diagramm (Wasserdampfdestillation)<br />
s<br />
s<br />
Ps<br />
= P − PH<br />
2O<br />
81
Reinigung von Zink nach dem New Jersey-Verfahren<br />
Zn / Cd<br />
Cd / Zn<br />
fl. Rohzink<br />
(0.7-3% Pb,<br />
< 0.3% Cd)<br />
Keramikelemente<br />
mit SiC<br />
T b(Zn)=906°C<br />
T b(Cd)=762°C<br />
T (Pb)=1741°C<br />
b<br />
Energieverbrauch:<br />
6.5 - 7.3 GJ / t Zn<br />
1100°C<br />
Bleikolonne<br />
Pb<br />
950°C<br />
Cadmiumkolonne<br />
Reinheit erforderlich für Zinkdruckgusstechnik<br />
Zn (99.996%)<br />
Pb, Cd (< 0.001%)<br />
82
Absolutierung von Ethanol nach dem HIAG-Verfahren<br />
83
Reaktive Rektifikation<br />
Reaktion<br />
k 1<br />
A + B C + D<br />
k 2<br />
c i<br />
c A,cB<br />
c C,cD<br />
Kinetik<br />
Zeit<br />
A + B<br />
A + B<br />
Typische Anlage<br />
Reaktion<br />
Reaktionszone<br />
Vorbereitung<br />
Aufarbeitung<br />
C + D<br />
A<br />
B<br />
Reaktive Rektifikation<br />
}<br />
C<br />
D<br />
84
Reaktivrektifikation – einige Reaktionstypen<br />
Veretherungen OH + O<br />
Veresterungen<br />
OH<br />
O<br />
+<br />
OH<br />
O<br />
O<br />
+ H 2 O<br />
Umesterungen<br />
O<br />
+ OH<br />
O<br />
+ OH<br />
O<br />
O<br />
Hydrolysen<br />
O<br />
O<br />
+<br />
H 2 O<br />
OH<br />
+<br />
OH<br />
O<br />
Hydratisierungen<br />
+ H 2 O OH<br />
85
Vorteile der reaktiven Rektifikation im Vergleich zur klassischen<br />
Chemieanlage bei reversiblen Reaktionen<br />
• Umsatz > Gleichgewichtsumsatz ( im Idealfall 100 % )<br />
• Verringerung der Kreislaufströme ( Senkung der Betriebskosten )<br />
• Senkung des Trennaufwands ( weniger Komponenten )<br />
• weniger komplexe Trennung ( keine Azeotrope mit den Reaktanden )<br />
• Verringerung der Anzahl von Trennkolonnen (Senkung der<br />
Investitionskosten )<br />
• Reduktion der Energiekosten ( direkte Ausnutzung der Reaktionsenthalpie )<br />
• höhere Reaktionsgeschwindigkeit ( höhere Reaktandenkonzentration )<br />
• Unterdrückung unerwünschter Folgereaktionen<br />
• einfache Temperaturkontrolle<br />
• hervorragender Wärme- und Stofftransport für simultane chemische<br />
Reaktion und Rektifikation bei katalytischen Packungen ( Katapak S,<br />
Katamax ) ( Verringerung der Höhe der Katalysatorpackung )<br />
86
Technische Methylacetatsynthese<br />
reaktive Rekt.ppt<br />
OAc<br />
eOH<br />
2 SO 4<br />
Reaktor<br />
(zweistufig)<br />
5<br />
H 2<br />
O<br />
1<br />
2<br />
Extraktion<br />
Höhere Ether<br />
(Zusatzstoff)<br />
MeOAc<br />
HOAc<br />
(Zusatzstoff)<br />
3<br />
Extraktive Rektifikation<br />
MeOH<br />
H 2<br />
O<br />
Heteroazeotrope Rektifikation<br />
4<br />
6 7<br />
HOAc<br />
8<br />
Schwersieder<br />
HOAc<br />
MeOH<br />
1<br />
25<br />
v = 2<br />
MeOAc<br />
Rektifikation<br />
1m Sulzer BX<br />
Extraktive Rektifikation<br />
1m Sulzer BX<br />
Rektifikation &<br />
Reaktion<br />
2 m Katapak-S<br />
Rektifikation<br />
1m Sulzer BX<br />
H 2 O<br />
Klassisches Verfahren<br />
Reaktive Rektifikation<br />
87
Reactive Distillation for Silane Production<br />
Conventional Process<br />
Reactive Distillation<br />
SiH 4<br />
9 t/h<br />
SiH 2 Cl 2<br />
0,9 t/h<br />
SiH<br />
SiH 4<br />
- Purification<br />
4<br />
possibly in a second<br />
column<br />
SiHCl<br />
35 t/h SiH 2 Cl 3<br />
2<br />
16 t/h<br />
SiHCl 3<br />
94 t/h SiHCl 3<br />
15 t/h SiCl 4 SiCl 4<br />
2 Reactors, 4 Columns<br />
Energy: 15 MW<br />
1 - 2 Columns<br />
Energy: 5 MW<br />
88
Foto einer Laborkolonne<br />
89
11.02.99<br />
Material- und Enthalpiebilanz für eine Gleichgewichtsstufe<br />
( Reaktive Rektifikation )<br />
M<br />
i,<br />
j<br />
&<br />
= Lj<br />
+ 1xi,<br />
j + 1<br />
+ Vj<br />
−1y<br />
i,<br />
j −1<br />
− ( V&<br />
j<br />
+ S&<br />
&<br />
V<br />
j<br />
) y<br />
i,<br />
j<br />
+<br />
+<br />
r<br />
i,<br />
j<br />
F&<br />
z<br />
j<br />
H<br />
L<br />
j<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
− ( L&<br />
0<br />
j<br />
+ S&<br />
L<br />
j<br />
) x<br />
i,<br />
j<br />
E<br />
i, j<br />
= yi,<br />
j<br />
− Ki,<br />
jxi,<br />
j<br />
=<br />
Sx, j<br />
= ∑ xi,<br />
j<br />
−1.0<br />
=<br />
0<br />
0<br />
⎛<br />
⎜<br />
K<br />
⎝<br />
i,<br />
j<br />
=<br />
y<br />
x<br />
i,<br />
j<br />
i,<br />
j<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
S<br />
y<br />
,<br />
,<br />
= ∑ j<br />
yi<br />
j<br />
− 1.0 =<br />
0<br />
H<br />
j<br />
&<br />
L<br />
V<br />
= Lj<br />
+ 1h<br />
j + 1<br />
+ Vj<br />
−1h<br />
j −1<br />
− ( V&<br />
j<br />
+ S&<br />
V<br />
j<br />
&<br />
) h<br />
V<br />
j<br />
+ F&<br />
h<br />
+ Q&<br />
j<br />
j<br />
− r<br />
F,<br />
j<br />
j<br />
H<br />
− ( L&<br />
L<br />
j<br />
j<br />
Δh<br />
+ S&<br />
R,<br />
j<br />
=<br />
L<br />
j<br />
) h<br />
0<br />
L<br />
j<br />
101 01 009 Bedeutung<br />
(MESH-Gleichungen)<br />
90
Synthese von Trennsequenzen - kombinatorischer Aspekt<br />
91
11.02.99<br />
Beispiele heuristischer Regeln zur Auswahl der<br />
Rektifikationssequenz<br />
Entferne die im Überschuß vorhandene Komponente zuerst<br />
Führe die schwierigen Trennungen am Ende durch ( ungünstiger Trennfaktor, sehr<br />
reine Produkte )<br />
Bevorzuge Destillat- zu Sumpfmengen von Eins<br />
Entferne korrosive und thermolabile Komponenten möglichst frühzeitig<br />
Entferne zunächst die Komponente, für die hohe oder niedrige Temperaturen<br />
erforderlich sind<br />
Führe immer die leichteste Trennung im nächsten Schritt durch<br />
..........<br />
10 00 004 Synthese<br />
92
Energieverbrauch von Rektifikationsprozessen*<br />
Energieverbrauch USA insgesamt 1989<br />
8.45 10 16 kJ<br />
Energiebedarf Chemie, Petrochemie, Raffinerien<br />
in den USA 1989 6.15 10 15 kJ<br />
( d.h. 7.25 % des gesamten Energieverbrauchs )<br />
dabei größte Energieverbraucher:<br />
Chloralkalielektrolyse<br />
Crackprozesse<br />
Trennprozesse ( 43 % der Energieverbrauchs )<br />
( davon 95 % zum Betrieb von 40000 Rektifikationskolonnen )<br />
93
Wärmeverbund<br />
LS<br />
LS, MS, SS<br />
Voraussetzung:<br />
ähnliche<br />
Siedepunkte<br />
SS<br />
MS<br />
94
Luftzerlegung und VLE des Systems O 2 (1)-N 2 (2)<br />
exp. Daten<br />
PSRK<br />
N 2<br />
“untere Kolonne”<br />
80 K<br />
Temperatur [K]<br />
P = 6.0 bar<br />
“obere Kolonne”<br />
O 2<br />
1.3 -<br />
1.5 bar<br />
92 K<br />
95 K<br />
fast reines N 2<br />
?Ar<br />
Seitenkolonne<br />
Siedepunkte:<br />
N 2<br />
: 77.4 K<br />
O 2<br />
: 90.1 K<br />
P = 1.3 bar<br />
Feed:<br />
vorgereinigte<br />
Luft<br />
5 - 6 bar<br />
99 K<br />
38% O 2<br />
Ar: 87.3 K<br />
x, y<br />
1 1<br />
95
Brüdenkompression<br />
T<br />
T<br />
2<br />
1<br />
⎛ P<br />
= ⎜<br />
⎝ P<br />
2<br />
1<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
κ −1<br />
κ<br />
96
Wärmepumpe<br />
97
Prozessalternativen zur Trennung eines ternären Systems<br />
ABC<br />
A<br />
B<br />
ABC<br />
AB<br />
A<br />
BC<br />
C<br />
Zunächst Abtrennung des Leichsieders,<br />
dann der Schweren<br />
C<br />
Zunächst Abtrennung des Schwersieders,<br />
dann der Leichten<br />
B<br />
A<br />
AB<br />
A<br />
A<br />
AB<br />
AB<br />
ABC B<br />
ABC<br />
B<br />
ABC<br />
B<br />
B<br />
BC<br />
BC<br />
BC<br />
C<br />
C<br />
C<br />
Einfachste Trennung zuerst<br />
Trennwandkolonne<br />
98
Rektifikative Trennung eines 5-Stoffgemisches<br />
99
Vor- und Nachteile der diskontinuierlichen Rektifikation<br />
Vorteile:<br />
•Trennung unterschiedlicher Gemische möglich ( flexibel )<br />
•nur eine Kolonne für die Trennung von Mehrkomponentensystemen<br />
( geringe Investitionskosten )<br />
•keine Probleme, wenn:<br />
1. zu trennendes Gemisch in unregelmäßigen Zeitabständen anfällt<br />
2. geringe Mengen anfallen ( Sammeln )<br />
3. Feedzusammensetzung stark variiert<br />
Nachteile:<br />
• Kontakt aller Komponenten mit der Heizfläche<br />
• lange Verweilzeiten<br />
• Zwangsanfall des Blasenrückstands<br />
• hydrostatischer Druck ( Blase) ergibt höhere Temperatur<br />
• nur Verstärkungsteil<br />
100
Destillatkonzentration (x D<br />
) als Funktion der Zeit bei konstantem<br />
Rücklaufverhältnis für die diskontinuierliche Rektifikation<br />
System: Methanol (1) + Wasser (2)<br />
Temperatur: 50°C<br />
t = t 0<br />
Modell: Modified UNIFAC (Dortmund)<br />
Kolonne: N th = 3<br />
y 1<br />
t = t<br />
x (t=t) B<br />
x(t=t) B 0<br />
x (t=t) D<br />
x (t=t ) D 0<br />
x 1<br />
101
Änderung des benötigten Rücklaufverhältnisses v zur Beibehaltung der<br />
erforderlichen Destillatreinheit (x D<br />
) für die diskontinuierliche Rektifikation<br />
System: Methanol (1) + Wasser (2)<br />
Temperatur: 50°C<br />
t = t 0<br />
Modell: Modified UNIFAC<br />
(Dortmund)<br />
t = t<br />
x D = 0.42<br />
v+1<br />
=> v≈1.2<br />
x D<br />
= 0.07 v+1<br />
=> v≈12.4<br />
x (t=t)<br />
B<br />
x(t=t)<br />
B 0<br />
y 1<br />
diskont2.cdr, 08.06.99<br />
Kolonne: N th<br />
= 3<br />
!<br />
x D = konstant<br />
= 0.94<br />
x 1<br />
102
Diskontinuierliche Rektifikation (vorgegebene Reinheit x D )<br />
103
Auslegung: Diskontinuierliche Rektifikation<br />
104
Auslegung: Diskontinuierliche Rektifikation<br />
105
Typische Bodenkolonne<br />
a Siebboden<br />
b Ablaufschacht<br />
c Ablaufwehr<br />
d Zulaufwehr<br />
e Mannloch<br />
f Bodenhalterung<br />
106
Vorderansicht und Draufsicht eines Bodens einer Siebbodenkolonne<br />
107
Typische Bodenkolonne<br />
Glockenböden<br />
Ventilböden<br />
Tunnelböden<br />
108
Typische<br />
Packungskolonne<br />
a) Flüssigkeitsverteiler<br />
b) Flüssigkeitssammler<br />
c) Packung<br />
d) Tragerost<br />
e) Mannloch<br />
f) Flüssigkeitswiederverteiler<br />
g) Niederhalterost<br />
109
Geschichte der Füllkörperentwicklung<br />
110
Verschiedene Füllkörper der Fa. Raschig<br />
111
Schritte bei der Entwicklung geordneter Packungen<br />
Zu unterscheiden:<br />
Blech- und<br />
Gewebepackung.<br />
Weiterhin:<br />
Typ X 30Grad Neigung<br />
geringerer<br />
Druckverlust als<br />
Typ Y mit 45 Grad<br />
Neigung.<br />
Jedoch schlechterer<br />
Stoffaustausch<br />
112
Grundausführungen der Sulzer-Packungen<br />
Mellapak<br />
Metall<br />
Kunststoff<br />
Kerapak<br />
Durapak<br />
Keramik<br />
Keramik<br />
113
Strukturierte Packung für die Reaktivrektifikation<br />
(Koch Engineering Co., Inc.)* Sulzer<br />
* Humphrey, Keller:“Separation Process Technology“ Mc Graw-Hill 1997<br />
114
Einbau von Packungselementen<br />
115
Eindrucksvolle Darstellung der Belastbarkeit von Packungskolonnen<br />
116
Einbauten in Packungskolonnen<br />
Niederhalterost<br />
Flüssigkeits-<br />
Verteiler<br />
Auflagerost<br />
Sammelboden<br />
117
Mellapak 250.X<br />
1m Kolonnendurchmesser / 3 m Betthöhe<br />
Testsystem: Luft / Wasser<br />
ΔP<br />
Hρ<br />
u<br />
= λ<br />
d 2<br />
2<br />
ln ΔP ∼ 2 ln u<br />
Flüssigkeitsbelastung:<br />
× 0 ◊ 5 * 25 50 + 100 m 3 /m 2 h<br />
F<br />
=<br />
u G<br />
d =<br />
ρ<br />
G<br />
4<br />
DRT &<br />
Π P u G<br />
( v + 1)<br />
u G<br />
= Gasleerrohrgeschwindigkeit [m/s]<br />
118
Spezifischer Druckverlust und theoretische Stufen<br />
119
Vertical Holdup Profile of Mellapak and Mellapak Plus<br />
120
Comparison<br />
Mellapak 250.Y<br />
MellapakPlus 252.Y<br />
1<br />
Separation efficiency<br />
1<br />
Separation efficiency<br />
1<br />
Separation efficiency<br />
HETP [m]<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5<br />
10<br />
F/√Pa<br />
pressure drop<br />
HETP [m]<br />
0<br />
0 1 2 3 4<br />
10<br />
F/√Pa<br />
pressure drop<br />
HETP [m]<br />
0<br />
0 1 2 3 4<br />
10<br />
F/√Pa<br />
pressure drop<br />
p [mbar/m]<br />
1<br />
p [mbar/m]<br />
1<br />
p [mbar/m]<br />
1<br />
0.1<br />
0.1<br />
0.1<br />
0 1 2 3 4 5<br />
0 1 2 3 4<br />
0 1 2 3 4<br />
F/√Pa F/√Pa F/√Pa<br />
100 mbar 400 mbar 960 mbar<br />
121
Wärmeübergangskoeffizient und Wärmestromdichte als f(ΔT)<br />
122
Umlaufverdampfer (natürlicher Umlauf)<br />
123
Umlaufverdampfer (Zwangsumlauf)<br />
Sumpfprodukt<br />
124
Fallstromverdampfer<br />
125
Typischer Kondensator (Dephlegmator)<br />
126
Kleine kontinuierliche Fraktionierkolonne<br />
127
Technische Rektifikationskolonnen<br />
128
Allgemeines Schema eines Trennprozesses<br />
Trennhilfsmittel<br />
Trennprozess<br />
Energie<br />
Verdampfung<br />
Kondensation<br />
Rektifikation<br />
Kristallisation<br />
Feed<br />
Trennhilfsmittel<br />
Stufe<br />
Ströme<br />
unterschiedlicher<br />
Zusammensetzung<br />
Lösungsmittel, etc.<br />
Absorption<br />
Extraktion: · Flüssig-Flüssig-,<br />
· Fest-Flüssig-,<br />
· überkritisches Gas<br />
Adsorption<br />
Membran-Trennprozess<br />
Energie +<br />
Lösungsmittel<br />
Azeotrope Rektifikation<br />
Extraktive Rektifikation<br />
Membran +<br />
elektrisches Feld<br />
Elektrodialyse<br />
129
Absorptionsanlage<br />
130
Ausgewählte Beispiele zum Einsatz der Absorption<br />
abzutrennende<br />
Komponente(n)<br />
Absorptionsmittel<br />
HCl<br />
Wasser<br />
SO 3<br />
Schwefelsäure<br />
H 2 S, CO 2 (Erdgas) Methanol (Rectisol), NMP (Purisol), Glykolether<br />
(Selexol), Sulfolan (Sulfinol)<br />
H 2 O Triethylenglykol ( Trocknung von Gasen )<br />
CO 2<br />
heiße K 2 CO 3 (Pottasche)-Wäsche, wäßr.<br />
Monoethanolamin-M. (10-20 Gew.%)<br />
H 2 S<br />
wäßr. Diethanolamin-M. (10- 25 Gew.%)<br />
H 2 S ( Kokereien ) kalte K 2 CO 3 (Pottasche)-Wäsche<br />
CO 2 , H 2 S<br />
NaOH (8 Gew.%) (nur bei kleinen Anlagen)<br />
SO 2 wäßr. Ca(OH) 2 , CaCO 3 -Lösung, wäßr. Na 2 SO 3 -<br />
Lösung<br />
Ethylenoxid, Acrylnitril Wasser<br />
Lösungsmittel<br />
Glykolether<br />
131
Anforderungen an das Absorptionsmittel<br />
• hohe Selektivität ( H 1j /H 2j >> 1 (
Henry-Koeffizienten von CH 4 , CO 2 und H 2 S in Methanol<br />
Methanreinigung_d.cdr<br />
CO 2<br />
CH 4<br />
PSRK (UNIFAC)<br />
HS 2<br />
133
Zu berücksichtigende Gleichgewichte bei der<br />
Absorption von CO 2 und H 2 S in Aminlösungen<br />
134
McCabe-Thiele-Verfahren<br />
•<br />
( )<br />
•<br />
( )<br />
o Yj<br />
− Yaus<br />
= Lo<br />
X<br />
j+<br />
1<br />
− Xein<br />
G<br />
Y<br />
j<br />
•<br />
Lo<br />
= Y ( )<br />
aus<br />
+ X<br />
j+<br />
− X<br />
• 1 ein<br />
G<br />
o<br />
• •<br />
o,Lo<br />
inerter<br />
G<br />
Gas<br />
−bzw.<br />
Absorptionsmittelstrom<br />
135
Absorption<br />
136
Desorption<br />
137
Der größte Rectisolabsorber (LURGI)<br />
1994:<br />
Neuer Absorber<br />
Sasol II, Secunda<br />
Sauergasmenge<br />
ähnlich in<br />
Großenkneten:<br />
6 . 10 9 Nm 3 /Jahr<br />
643 000 Nm³/h<br />
Feedgasmenge<br />
Durchmesser: 5.4 m<br />
Höhe: 62 m<br />
Druck: 23 bar<br />
138
Absorberbauarten<br />
139
Absorberbauarten<br />
140