1-프로판올과 벤젠 혼합물의 압력변환 증류공정을 통한 전산모사 및 공정 최적화 Computer Simulation and Optimization Study on the Pressure-Swing Distillation of 1-propanol-benzene Mixture원문보기
압력변환 증류공정(Pressure-Swing Distillation, PSD)을 통해서 1-프로판올과 벤젠 이성분계 혼합물의 분리공정에 대한 전산모사 및 공정 최적화를 수행하였다. Schneider Electric사의 PRO/II with PROVISION V10.0을 사용하였으며, 열역학 모델식으로는 NRTL 액체 활동도계수 모델식을 적용하였다. 고압에서 저압 증류탑 배열 공정과 저압에서 고압 증류탑 배열공정에 대한 재비기의 총 heat duty의 소모량의 합을 서로 비교하였다. 유틸리티 소모량을 최소화하기 위해서 각 공정의 저압 증류탑과 고압 증류탑 상부 벤젠의 조성, 이론단수와 원료 주입단의 위치를 최적화하였으며, 각각의 증류탑의 환류비를 조절하였다. 공정 최적화 수행결과, 총 재비기 heat duty 값은 각각 고압에서 저압 증류탑 배열 공정의 경우 $3.10{\times}10^6kcal/h$ 이었으며, 저압에서 고압 증류탑 배열 공정의 경우 $2.75{\times}10^6kcal/h$로 나타났다. 또한, 저압-고압 증류탑 배열 공정에 열통합 공정(heat integration)을 적용한 경우 재비기의 총 heat duty 값이 고압-저압 증류탑 배열 공정에 비해서 약 57.36%정도 적게 추산되었다.
압력변환 증류공정(Pressure-Swing Distillation, PSD)을 통해서 1-프로판올과 벤젠 이성분계 혼합물의 분리공정에 대한 전산모사 및 공정 최적화를 수행하였다. Schneider Electric사의 PRO/II with PROVISION V10.0을 사용하였으며, 열역학 모델식으로는 NRTL 액체 활동도계수 모델식을 적용하였다. 고압에서 저압 증류탑 배열 공정과 저압에서 고압 증류탑 배열공정에 대한 재비기의 총 heat duty의 소모량의 합을 서로 비교하였다. 유틸리티 소모량을 최소화하기 위해서 각 공정의 저압 증류탑과 고압 증류탑 상부 벤젠의 조성, 이론단수와 원료 주입단의 위치를 최적화하였으며, 각각의 증류탑의 환류비를 조절하였다. 공정 최적화 수행결과, 총 재비기 heat duty 값은 각각 고압에서 저압 증류탑 배열 공정의 경우 $3.10{\times}10^6kcal/h$ 이었으며, 저압에서 고압 증류탑 배열 공정의 경우 $2.75{\times}10^6kcal/h$로 나타났다. 또한, 저압-고압 증류탑 배열 공정에 열통합 공정(heat integration)을 적용한 경우 재비기의 총 heat duty 값이 고압-저압 증류탑 배열 공정에 비해서 약 57.36%정도 적게 추산되었다.
Computer modeling and optimization works have been performed for the separation of the binary mixture of 1-propanol and benzene through a pressure-swing distillation. PRO/II with PRIVISION V10.0 at Schneider Electric company and NRTL liquid activity coefficient model were utilized. The sum of the to...
Computer modeling and optimization works have been performed for the separation of the binary mixture of 1-propanol and benzene through a pressure-swing distillation. PRO/II with PRIVISION V10.0 at Schneider Electric company and NRTL liquid activity coefficient model were utilized. The sum of the total reboiler heat duties of the low-high and high-low pressure column configurations were compared. To minimize the utility consumptions, low column, and high column to obtain pure benzene at the top, the number of theoretical stages and optimal feed tray locations for each distillation column were determined and the reflux ratios for each distillation column were also adjusted. As a result of the optimization works, the sum of the total reboiler heat duties for the high-low and low-high pressure configurations were $3.10{\times}10^6kcal/h$ and $2.75{\times}10^6kcal/h$, respectively. In the case where heat integration was applied to low-high pressure configurations, 57.36 % of the total reboiler heat duties could be saved compared to the high-low pressure configurations.
Computer modeling and optimization works have been performed for the separation of the binary mixture of 1-propanol and benzene through a pressure-swing distillation. PRO/II with PRIVISION V10.0 at Schneider Electric company and NRTL liquid activity coefficient model were utilized. The sum of the total reboiler heat duties of the low-high and high-low pressure column configurations were compared. To minimize the utility consumptions, low column, and high column to obtain pure benzene at the top, the number of theoretical stages and optimal feed tray locations for each distillation column were determined and the reflux ratios for each distillation column were also adjusted. As a result of the optimization works, the sum of the total reboiler heat duties for the high-low and low-high pressure configurations were $3.10{\times}10^6kcal/h$ and $2.75{\times}10^6kcal/h$, respectively. In the case where heat integration was applied to low-high pressure configurations, 57.36 % of the total reboiler heat duties could be saved compared to the high-low pressure configurations.
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문제 정의
0을 사용하였다. 정확한 공정 최적화를 위해서는 증류탑 가격과 유틸리티 비용 등을 포함한 면밀한 비용 산출이 요구되지만, 본 연구에서는 공정 최적화를 통한 총 재비기의 heat duty를 통한 유틸리티 비용만을 고려하여 1-프로판올과 벤젠 혼합물의 분리에 있어 더 경제적인 공정을 살펴보았다.
가설 설정
식 (5)와 식 (6)은 증기상의 퓨개시티는 활동도계수를 이용하는 반면에 액상의 퓨개시티는 활동도계수를 적용하기 때문에 이는 Two model approach라고 한다[17-19]. 본 연구에서는 기본적으로 Two model approach를 가정하고 증기상은 이상기체로 간주하여 전산모사를 수행하였다.
제안 방법
1-프로판올과 벤젠 혼합물의 분리를 위해 고압-저압 증류탑 배열 공정과 저압-고압 증류탑 배열 공정을 통한 압력변환 증류공정을 통해 에너지 소모량을 최소로 하는 공적 최적화를 수행하였다. 고압-저압 증류탑 배열 공정의 경우 최적의 운전조건은 고압 증류탑의 이론단수 25단에서 환류비 0.
좀 더 최적화된 증류탑에 환류비 값을 얻기 위해 고압과 저압 증류탑의 환류비를 살펴보았다. Fig. 8에서 보여지는 것과 같이 고압 증류탑의 환류비를 0.1에서 0.5까지 고정시키고, 저압 증류탑의 환류비를 0.1에서 1.00까지 0.05씩 변화시키면서 재비기의 heat duty 값을 변화를 알아보았다. 그 결과, 고압 증류탑의 환류비 0.
그러므로 저압 증류탑의 하부로는 고순도의 1-프로판올을 얻게 되고, 상부로는 1-프로판올과 벤젠의 공비점 근처까지 농축되어 고압의 증류탑으로 다시 환류되어 진다. 때문에 압력변환 증류공정은 순환공정으로 고압과 저압 증류탑 상부에서 1-프로판올과 벤젠의 순환되는 양에 따라 전체 공정 재비기의 heat duty 값에 중요한 영향을 미치므로 고압과 저압 증류탑 상부 스트림에 조성 변화를 통해 재비기의 heat duty 값의 변화를 살펴보았다. 그 결과, Fig.
본 연구에서는 Schneider Electric사의 PRO/II with PROVISION V10.0을 사용하여 1-프로판올과 벤젠 혼합물의 분리를 위해 압력변환 증류공정을 통하여 고압저압 증류탑 배열 공정과 저압-고압 증류탑 배열 공정의 전산모사 및 공정 최적화를 수행하였으며, 유틸리티 소모량 감소를 위해 열 통합 공정을 적용하였다.
압력변환 증류공정에서 요구되는 총 재비기의 heat duty 감소를 위해 열 통합(heat integration) 공정[3]을 적용해 보았다. Fig.
좀 더 최적화된 증류탑에 환류비 값을 얻기 위해 고압과 저압 증류탑의 환류비를 살펴보았다. Fig.
최적화된 재비기의 heat duty 값을 얻기 위해 환류비와 이론단수와의 관계를 통해 증류탑 최적의 이론단수를 알아보았다. Fig.
성능/효과
0.20에서 0.60까지 고압 증류탑의 환류비를 변화시키면서, 0.04에서부터 1.04까지 0.05씩 변화시켜 저압 증류탑의 환류비 변화를 살펴본 결과 저압 증류탑과 고압 증류탑의 환류비가 각각 0.44, 0.60 일 때 2.78×106 kcal/h로 총 재비기의 heat duty 값이 최소값을 갖는 것을 확인 할 수 있었다.
그 결과, 고압 증류탑의 환류비 0.30, 저압 증류탑의 환류비 0.46 일 때 재비기의 heat duty 값이 3.13×106 kcal/h로 최소값을 나타내었다.
75×106 kcal/h로 나타났다. 따라서 1-프로판올과 벤젠 혼합물의 분리 공정에 압력변환 증류 공정을 사용할 경우 저압-고압 증류탑 배열 공정으로 운전하는 것이 에너지를 더 절감할 수 있었다. 또한, 저압-고압 증류탑 배열 공정에 열 통합 공정을 적용한 경우 고압-저압 증류탑 배열 공정보다 약 57.
따라서 열 통합 공정을 적용한 경우 저압-고압 증류탑 배열 공정에서 필요한 총 재비기의 heat duty 값이 1.97×106 kcal/h로 감소하여, 고압-저압 증류탑 배열 공정보다 약 56.36%의 에너지를 감소할 수 있음을 보였다.
따라서 1-프로판올과 벤젠 혼합물의 분리 공정에 압력변환 증류 공정을 사용할 경우 저압-고압 증류탑 배열 공정으로 운전하는 것이 에너지를 더 절감할 수 있었다. 또한, 저압-고압 증류탑 배열 공정에 열 통합 공정을 적용한 경우 고압-저압 증류탑 배열 공정보다 약 57.36%의 heat duty를 절감할 수 있었어 더 경제적인 공정으로 나타났다.
반면 저압-고압 증류탑 배열 공정에서는 저압 증류탑의 이론단수 25단, 환류비 0.44, 원료 주입단 13단에서 최적의 조건을 나타내었으며, 고압 증류탑에서는 이론단수 25단, 환류비 0.60, 원료 주입단 18단 일 때 총 재비기의 heat duty 값이 2.75×106 kcal/h로 나타났다.
원료 주입단의 변화에 따른 재비기의 heat duty 변화를 알아본 결과, 저압 증류탑의 경우 원료 주입단 13단에서 고압 증류탑의 경우 원료 주입단 18단에서 각각 1.48×106 kcal/h와 1.27×106 kcal/h로 최소의 재비기 heat duty 값을 나타내었으며, 총 재비기 heat duty 값은 2.75×106 kcal/h로 결정되었다.
14에 각각 나타내었다. 최적의 이론단수는 저압과 고압 증류탑 모두 25단으로 이는 고압저압 증류탑 배열 공정과 동일하며, 1-프로판올과 벤젠혼합물의 공정모사에서는 증류탑의 이론단수가 모두 25단으로 결정됨을 확인 할 수 있었다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
1-프로판올과 벤젠 이성분계 혼합물의 특징은?
1-프로판올과 벤젠 이성분계 혼합물은 일정한 온도와 압력에서 액상과 기상의 성분비가 동일해지는 현상을 나타내는 공비 혼합물로써[1,2], 통상적인 증류방법을 통해서는 공비 혼합물 이상으로 분리시키는 것이 불가능하다. 두 성분을 각각의 거의 순수한 성분으로 분리하기 위해서는 추출 증류공정(Extractive Distillation), 공비 증류공정(Azeotropic Distillation), 압력변환 증류공정(Pressure-Swing Distillation)등과 같은 특수증류 공정을 사용해야 한다.
1-프로판올과 벤젠 이성분계 혼합물을 분리하는 공정은?
1-프로판올과 벤젠 이성분계 혼합물은 일정한 온도와 압력에서 액상과 기상의 성분비가 동일해지는 현상을 나타내는 공비 혼합물로써[1,2], 통상적인 증류방법을 통해서는 공비 혼합물 이상으로 분리시키는 것이 불가능하다. 두 성분을 각각의 거의 순수한 성분으로 분리하기 위해서는 추출 증류공정(Extractive Distillation), 공비 증류공정(Azeotropic Distillation), 압력변환 증류공정(Pressure-Swing Distillation)등과 같은 특수증류 공정을 사용해야 한다. 추출 증류공정의 경우 용매를 추가하여 혼합물의 상대휘발도를 변화시키는 원리를 사용하여 증류하는 공정이며[4], 공비 증류공정은 공비점 분리제를 첨가하여 상대 휘발도를 변경시켜 공비점을 제거하거나 공비점을 이동시키는 원리를 이용하는 공정으로[5-7], 두 공정 모두 제3의 성분을 필요로 한다.
압력변환 증류공정의 장점은?
추출 증류공정의 경우 용매를 추가하여 혼합물의 상대휘발도를 변화시키는 원리를 사용하여 증류하는 공정이며[4], 공비 증류공정은 공비점 분리제를 첨가하여 상대 휘발도를 변경시켜 공비점을 제거하거나 공비점을 이동시키는 원리를 이용하는 공정으로[5-7], 두 공정 모두 제3의 성분을 필요로 한다. 이에 비해서 압력변환 증류공정의 경우 증류탑에 운전압력에 따라 공비점 조성이 변화하는 원리를 이용하여 혼합물의 분리를 용이하게 하는 원리를 이용하기 때문에 제3의 성분을 필요로 하지 않는다는 이점을 가지고 있어[8,9], 최종 제품에 제3의 성분인 유기물이 추가되어 환경문제를 일으키지 않는다는 장점이 있다. 하지만 압력변환 증류공정 뿐 아니라 추출 증류공정 및 공비 증류공정 모두 에너지 집약적인 기술이기 때문에 유틸리티 소모량 감소가 무엇보다 중요하다[24,25].
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