Lørdag 2. juni 2007 Q H 180 C 160 C C 130 C -300 R C 120 C Q C 80 C 60 C

Transkript

1 Side 1 av 15 NORGES TEKNISK-NATURVITENSKAPELIGE UNIVERSITET (NTNU) - TRONDEIM INSTITUTT FOR ENERGI OG PROSESSTEKNIKK LØSNINGSFORSLAG EKSAMEN I EMNE TEP 4215 PROSESSINTEGRASJON Lørdag 2. juni 2007 OPPGAVE 1 (%) Varmekaskaden for dette problemet er vist nedenfor. Ettersom Varmeoverskuddskurven (Grand Composite Curve) ikke er nødvendig for å besvare spørsmålene på denne oppgaven benyttes den redusert kaskaden (temperaturintervallene er kun basert på strømmenes starttemperaturer) som kun identifiserer Pinch punkt og minimum ekstern oppvarming og avkjøling i prosessen. Verdien av ΔT min er spesifisert i oppgaveteksten til å være 20ºC. ST 10 kw Q 1 C kw 1200 kw R C 0 kw 0 kw kw 0 kw R kw kw 20 kw Q C 80 C C CW a) Siden de to første intervallene har underskudd på varme, mens det siste intervallet har overskudd, kan en greit lese minimum ekstern oppvarming og avkjøling fra kaskaden: Q,min = = 0 kw og Q C,min = 1300 kw Residualene (varmeflytverdiene) i varmekaskaden blir dermed: R 1 = Q,min 200 = 300 kw og R 2 = R = 0 kw (og altså Pinch)

2 Side 2 av 15 Prosessen Pinch temperatur er altså: T Pinch = 1ºC / 120ºC. Det er kald strøm som med sin start-temperatur på 120ºC (og en stor -verdi på kw/ºc) som forårsaker prosessen Pinch punkt. b) Minimum antall enheter ved dekomponering ved Pinch (Maximum Energy Recovery MER) og minimum antall enheter når vi tilstreber en viss om ikke maksimal varmegjenvinning er henholdsvis: U min,mer = (N over 1) + (N under 1) = ( ) + ( ) = = 7 U min = (N totalt 1) = ( ) = 5 c) Designer separate varmevekslernettverk over og under Pinch. Tegner først strømgrid for problemet med angitte -verdier og Δ-verdier for enklere bokholderi: Δ 2000 Pinch Δ C C 20 Design av nettverk over Pinch: Det er to varme strømmer som skal kjøles til Pinch, og hver av disse trenger en Pinchveksler som må tilfredsstille -regelen for varme og kalde strømmer som opererer ved og over Pinch: C,j,i Det er kun som har stor nok til å trekke de varme strømmene ned til Pinch, men har ikke stor nok til å trekke begge strømmene ned til Pinch (ved strøm-splitt). Vi må derfor splitte en varm strøm, normalt den med størst (altså ), men i dette tilfellet, ettersom denne både har betydelig større varmemengde å avgi samt at starttemperaturen er høyere enn for. Dette fører imidlertid at vi får 3 varme strømmer eller strøm-grener, og hver av disse må veksles med en kald strøm eller strøm-gren. Derfor må også en kald strøm splittes, og valget faller naturlig på med sin store. Faktisk vil ikke en splitt av fungere i dette tilfellet. splittes i to grener med -verdier α og β, mens splittes i to grener tilsvarende med -verdier γ og δ. Før vi tar stilling til -verdiene av disse splitt-strømmene, legges det på varmevekslere og duty for disse bestemmes ved bruk av tick-off regelen.

3 Side 3 av 15 Det er (nesten) vilkårlig hvilke grener som veksler varme, dog med det unntak at de to strømmene som ikke er splittet, og ikke kan veksle varme med hverandre. Veksler vilkårlig med γ-grenen av og videre δ-grenen av med α-grenen av. Da gjenstår det å veksle β-grenen av med. Duty på vekslerne faller på plass når tick-off regelen benyttes: Veksler mellom og -γ: Q I = min (0, 10) = 0 kw Veksler mellom -α og -δ: Q II = min (2000, (10-0)) = 900 kw Veksler mellom -β og : Q III = min (( ), 10)) = 1 kw Resten av oppvarmingen av må dekkes med damp: Q = 10 1 = 0 kw Normalt burde strøm-splittene hatt verdier som tilstreber at hver varmeveksler har et -forhold mellom varmt og kaldt medium lik forholdet mellom samlekurvene i det aktuelle området. Dette ville ført til følgende relasjon: α δ β 2 = = = γ i j i Cj Splittingen av skjer imidlertid inn mot Pinch, og dermed vil α og β være fastlagt av at temperaturen ut av vekslerne på disse grenene må være lik varm Pinch temperatur; i motsatt fall vil vi få brudd på kravet til ΔT min. Dermed vil også optimaliseringen av γ og δ bli redusert til en lokal optimalisering som ikke påvirker resten av nettverket. Som en god startverdi benyttes ofte: γ δ = 2 α Finner først verdier for α og β som vil være knyttet til duty på varmevekslerne II og III: α = 900 kw / (180 1)ºC = 900 / = 22.5 kw/ºc β = 1 kw / (180 1)ºC = 1 / = 27.5 kw/ºc Sjekker: α + β = = kw/ºc (OK!) Splittingen av er som nevnt over gjenstand for lokal optimalisering og en god startverdi er gitt av likningen over som gir: γ δ 2 = = = α Dermed har vi: γ + δ = 2.67 δ + δ = som gir δ = kw/ºc

4 Side 4 av 15 Den andre grenen av blir dermed: γ = kw/ºc Med dette er -kravene oppfylt ettersom γ > og δ > 22.5 En av fordelene med disse startverdiene for splittede strømmer er at de automatisk oppfyller -kravene, og dermed altså gir tilstrekkelig drivende krefter. Dette illustreres ved at (1ºC) har en betydelig lavere start-temperatur enn (180ºC), og man kunne være fristet til å tro at temperaturen i γ-grenen av skulle kunne gi problemer med kravet til ΔT min. Temperaturkravet kan uttrykkes på følgende måte: QI Tγ 1 ΔTmin eller Tγ 130 C hvor Tγ = γ Resultatet er at γ, som jo er oppfylt ettersom γ = Beregner temperaturen i s γ-gren: T γ = / = C Tilsvarende argumentasjon kan gjøres for δ-grenen av : QII Tδ 180 ΔTmin eller Tδ 1 C hvor Tδ = δ Resultatet er at δ 22.5, som jo er oppfylt ettersom δ = Beregner temperaturen i s δ-gren: T δ = / = C Tar vi med at temperaturen til før dampoppvarmeren er 147.5ºC er design over Pinch fullført, og det resulterende nettverket oppfyller målsetninger fra spørsmål (a) og (b): Q = 0 kw = Q,min og U = 4 = (N over 1) altså OK! Design av nettverk under Pinch: Under Pinch er det kun en kald strøm () som skal varmes til Pinch-temperatur, slik at det her er kun en Pinch-veksler. Kald strøm har lavere -verdi enn begge de to varme strømmene, altså er både og kandidater til å veksle varme med like under Pinch. Det finnes gode argumenter for begge alternativene. Velges - får vi en prosess/prosess-veksler (20 kw) og to kjølevannskjølere ( kw og 1200 kw). Dette gir god regulering om ønskelig, men også (tilsynelatende) et enkelt utgangspunkt for å fjerne vekslere (spørsmål d) med en såpass liten kjølevannsveksler. Velges - får vi tilsvarende to prosess/prosess-vekslere og en kjølevannskjøler. Dette alternativet gir også størst drivende krefter i Pinch-veksleren, ettersom har en noe større enn. I begge tilfellene får vi en veksler mellom og og dette er en match som også finnes over Pinch.

5 Side 5 av 15 Ettersom det ikke er klare fordeler med det ene eller andre alternativet, samt at det er vanskelig å forutsi hvilket alternativ som gir de beste mulighetene for å redusere antall enheter og derved forenkle nettverket (spørsmål d) vil begge alternativer bli videreført. De to nettverkene (såkalte MER design) er vist nedenfor og er karakterisert ved følgende forskjeller (de er identiske over Pinch): Design MER-(i): Design MER-(ii): To kjølevannskjølere under Pinch En kjølevannskjøler under Pinch MER-(i): α β II III Pinch IV 92ºC Ca 1 C ºC 153.0ºC ºC 1 I 0 γ δ 20 Cb 1200 C MER-(ii): α β II III Pinch V 116ºC C 1300 I IV 1 C ºC 153.0ºC ºC 1 0 γ δ 90ºC C d) Ser først på en optimalisering/forenkling av design MER-(i):

6 Side 6 av 15 Antall løkker er gitt av: L = U U = 7 5 = 2 min A: (III) (IV) B: (II) (I) (Cb) CW (Ca) Strategien er å fjerne de minste enhetene (vekslerne) først, da disse har høyest kostnad pr. kvadratmeter heteflate, samt at en fjerning av slike vekslere gir mindre dramatiske endringer i nettverket (mht. drivende krefter) enn når man fjerner større varmevekslere. Første kandidat er derfor kjølevannskjøler Ca som i utgangspunktet kan fjernes ved hjelp av løkke (B). Dette fører til at temperaturen på inn til veksler IV vil synke fra 1 til 138ºC, hvilket innebærer at vekslerne II, III og IV alle vil får ΔT < ΔT min. Følgende sti kan rette opp de drivende kreftene for varmeveksler IV: C: ST () (IV) (II) (I) (Cb) CW Problemet med drivende krefter vil da forsvinne for veksler IV og III, men med en enda lavere temperatur for inn på veksler IV øker problemene for veksler II som har kald innløpstemperatur (strøm ) på 120º. Nye temperaturer i varm ende av veksler IV blir 130ºC og 110ºC. Når de to grenene på skal veksle varme med kalde strømmer som har innløpstemperaturer på henholdsvis 110ºC og 120ºC, må temperaturen på de to grenene av etter varmeveksling være tilsvarende på henholdsvis 130ºC og 1ºC. Det burde da være åpenbart at vi aldri kan få en blandingstemperatur på 130ºC. Dette viser at kjølevannskjøler Ca ikke kan fjernes fra nettverket på en slik måte at de drivende krefter kan gjenopprettes. Dampoppvarmeren (med duty på 0 kw) kan selvsagt ikke fjernes da den ikke er med i noen løkke (vi har kun en heater), og målsetningen for minimum energibruk har jo fortalt oss at minst 0 kw ekstern oppvarming er nødvendig. Dette må jo nødvendigvis realiseres gjennom en heater (dampoppvarmer). Prøver derfor å fjerne den neste (i stigende duty) enheten som er veksler I med en duty på 0 kw. Veksler I kan ikke fjernes ved hjelp av løkke B, ettersom dette ville føre til en negativ duty for kjølevannskjøler Ca. Ettersom veksler I ikke inngår i løkke A eller noen annen løkke er dermed eneste mulighet å benytte en sti for å fjerne enheten. Følgende sti kan benyttes til dette: D: ST () (III) (II) (I) (Cb) CW Q Q III Q II Q I Q Cb = Q + 0 = 1 kw = Q III 0 = 0 kw = Q II + 0 = 10 kw = Q I 0 = 0 kw = Q Cb + 0 = 1800 kw Straffen i energibruk for å fjerne denne enheten blir derfor y = x= 0 kw. Resultatet er vist i nettverket nedenfor som betegnes design (i)-a:

7 Side 7 av 15 α β II III Pinch IV 92ºC Ca Cb C ºC 0 20 C Nye verdier må beregnes for α og β ettersom duty er endret på vekslerne II og III: α = 10 kw / (180 1)ºC = 10 / = 37.5 kw/ºc β = 0 kw / (180 1)ºC = 0 / = 12.5 kw/ºc Neste veksler som kan fjernes er veksler III som etter endringene i nettverket har en duty på 0 kw. Denne veksleren fjernes ved hjelp av løkke A: Q III Q IV = Q III 0 = 0 kw = Q IV + 0 = 2900 kw Det resulterende nettverket er som følger: II IV 92ºC Ca Cb C 132.5ºC C Vi ser at det er problemer med drivende krefter i varm ende av veksler IV, hvor vi har ΔT = = 17.5ºC < ΔT min. Følgende sti kan benyttes til å gjenopprette ΔT min :

8 Side 8 av 15 E: ST () (IV) (Ca) CW Strøm vil ha uendret temperatur inn på veksler IV gjennom manipulering av sti (E), slik at temperaturen til kald strøm ut fra veksler IV må senkes til 130ºC. Dette innebærer at veksler IV må redusere sin duty med y = 2.5 = kw, hvilket betyr at dampbehovet øker til 1200 kw mens kjølevannsbehovet for strøm øker til 200 kw, mens kjølingen av strøm er uendret på 1800 kw, altså total ekstern kjøling i nettverket er på 2000 kw. Nettverket tegnes ikke på nytt, det har samme struktur som nettverket over, med de nevnte endringene. I tillegg kommer at temperaturen på strøm inn til kjøler Ca øker fra 92 til 94ºC. Resultatet betegnes som Design (i)-b. Ser nå på en optimalisering/forenkling av design MER-(ii): Løkkene er i dette tilfellet som følger: A: (III) (V) B: (II) (I) (IV) (V) Minste veksler som er kandidat til å bli fjernet (dampoppvarmeren kan ikke fjernes da den ikke inngår i noen løkke) er veksler I med duty på 0 kw. Fjerner denne veksleren ved hjelp av løkke (B): Q II Q I Q IV Q V = Q II + 0 = = 10 kw = Q I 0 = 0 0 = 0 kw = Q IV + 0 = = 1800 kw = Q V 0 = = 0 kw Det resulterende nettverket er vist nedenfor: α β II III 128 C V 116ºC C 1300 IV 10 1 C ºC 1 75ºC C Veksler II og III har nå problemer i kald ende ved at ΔT = 8ºC. Selv om en justering av splittforholdet for kunne gitt tilstrekkelige drivende krefter for en av vekslerne, kan

9 Side 9 av 15 vi selvsagt ikke gjenopprette ΔT min for begge vekslerne. Vi kan derimot gjenopprette de drivende kreftene ved hjelp av følgende sti: C: ST () (III) (C) CW Q Q III Q C = Q + y = Q III y = Q C + y Verdien av y finnes ved at manipuleringen må heve temperaturen til etter blandingspunktet fra 128 til 1ºC: y = (1 128) = 0 kw, altså en situasjon hvor y = x. Det resulterende nettverket betegnes Design (ii)-a og tegnes ikke da det er identisk med nettverket over, med kun endring i noen verdier for duty og temperaturer. De 3 enhetene involvert i sti (C) får nye verdier for duty: Q Q III Q C = Q + 0 = = 1 kw = Q III 0 = 1 0 = 0 kw = Q C + 0 = = 1900 kw Nye verdier må beregnes for α og β ettersom duty er endret på vekslerne II og III: α = 10 kw / (180 1)ºC = 10 / = 37.5 kw/ºc β = 0 kw / (180 1)ºC = 0 / = 12.5 kw/ºc Fortsetter ved at veksler III fjernes ved bruk av den enkle løkken (A) med veksler V: Q III Q V = Q III = Q V 0 = 0 0 = 0 kw + 0 = = 1 kw Resultatet er at strømsplitten på forsvinner, og at vi får problemer med de drivende kreftene i varm ende av veksler IV, da varm innløpstemperatur () er 1ºC, mens kald utløpstemperatur () er 132.5ºC. Benytter følgende sti for å gjenopprette de drivende kreftene i veksler IV: D: ST () (V) (C) CW Temperaturen på må reduseres fra til 130ºC, slik at justeringen i stien (økning i damp og kjølevann) blir: y = ( ) = kw. Det resulterende nettverket betegnes Design (ii)-b og er vist etter den oppsummerende tabellen over nettverkene som er utviklet i spørsmål (c) og (d). Oppsummert er det altså utviklet 2 MER-nettverk hvorav begge er utviklet videre til to nye nettverk med færre enheter men med en økning i energiforbruket (ekstern oppvarming og avkjøling). Tabellen nedenfor angir de viktigste karakteristika ved de alternative nettverkene:

10 Side 10 av 15 Design Enheter Splitt Kjølere Oppvarming (kw) Avkjøling (kw) MER-(i) (i)-a (i)-b MER-(ii) (ii)-a (ii)-b Uten økonomiske data er det selvsagt vanskelig å evaluere disse alternative løsningene. De to MER-nettverkene har en komplisert struktur med 2 strømsplitt og 7 vekslere, som jo er mye for et såpass lite problem (2 varme og 2 kalde strømmer). De to mellomløsningene med 6 enheter og 1 strømsplitt fører til en betydelig økning i utilityforbruket, mens de to løsningene med kun 5 enheter og ingen strømsplitt bare gir en marginal økning i ekstern oppvarming. Ut fra dette, samt av hensyn til nettverkets regulerbarhet rangeres Design (i)-b som den beste, da denne har 2 kjølevannskjølere, mens den tilsvarende Design (ii)-b (vist nedenfor) anses som nest beste løsning. II IV V 130ºC C C C C Under eksamen kom en av studentene opp med en løsning som muligens er bedre enn fasiten som er skissert over. Bakgrunnen var en annen løsning for MER-nettverket: II I III 85ºC Pinch IV 92ºC Ca Cb C 0 C 10 20

11 Side 11 av 15 Dette nettverket kan videreutvikles ved å fjerne veksler (I) ved hjelp av løkken denne enheten danner sammen med veksler (IV), altså ved at x = 10 kw. Dette er langt fra den minste veksleren, men fører til et meget interessant nettverk når stien fra damp () til kjølevann (Ca) via veksler (II) benyttes. Ved å velge y = 0 10 oppnås det både at de drivende kreftene blir OK samtidig som vi fjerner nok en enhet (II). Det resulterende nettverket med kun 5 enheter og kun 900 kw damp er vist nedenfor: III IV ºC Ca Cb C C C 00 Dersom vi glemmer kravet til ΔT min kan dette nettverket videreutvikles til en løsning som overhodet ikke benytter damp, og som består av kun 4 enheter: III 125 C IV ºC Ca Cb C 10 C 00 Vi må selvsagt betale en straff for denne glimrende løsningen som har absolutt minimum eksternt energiforbruk (vi har nådd terskelsituasjonen med null damp og minimale kjølevannsbehov) og absolutt minimum antall vekslere (vi må nødvendigvis ha minst en veksler på hver av de 4 prosess-strømmene, så mindre enn 4 vekslere er ikke mulig med mindre vi benytter multistrømsvekslere, noe som foreløpig kun benyttes i kryogene (lavtemperatur) prosesser. Straffen i dette tilfellet vil være arealbehovet til veksler (III) som opererer med h.h.v. 5 og 15ºC i kald og varm ende.

12 Side 12 av 15 OPPGAVE 2 (30%) Starter med å tegne Varmeoverskuddskurven (Grand Composite Curve) for den såkalte bakgrunnsprosessen, altså prosessen som representeres av varmekaskaden i figuren. Tegner også inn kolonnen som et rektangel i figuren, samt antyder hvor varmepumpens fordamper og kondenser befinner seg sånn omtrentlig: T'(ºC) Condenser Evaporator Dist. Column a) Fra Varmekaskaden finner vi følgende om minimum utilitybehov for bakgrunnsprosessen som også er benyttet til å etablere figuren over: Q,min = 1200 kw, Q C,min = 1200 kw og T Pinch = 130ºC / 110ºC Summerer vi dette med kolonnens behov for oppvarming får vi følgende energibehov uten integrasjon av kolonnen og uten bruk av varmepumpe: Q,tot = = 1700 kw, Q C,tot = = 1700 kw b) Vi starter med å vurdere integrasjon av destillasjonskolonnen. Denne skal tegnes inn sammen med bakgrunnsprosessens Varmeoverskuddskurve i modifiserte temperaturer som vist i figuren over. Kokeren er en kald strøm og skal derfor tegnes inn ved en temperatur (modifisert) som er 0.5 ΔT min høyere enn virkelig temperatur (altså ved 210ºC). Tilsvarende er kondenseren en varm strøm og tegnes inn ved en temperatur (modifisert) som er 0.5 ΔT min lavere enn virkelig temperatur (altså ved 1ºC). Som det framgår av figuren over kan dermed kolonnen skyves helt til høyre (inntil lommen), slik at løftehøyden for varmepumpen blir lavest mulig. Etter denne vellykkede integrasjonen av destillasjonskolonnen har bakgrunnsprosessen et gjenværende energibehov på: Q = = 700 kw Q (kw) Neste trinn vil dermed være å se på bruk av varmepumpe for å dekke dette gjenværende behovet på 700 kw. Kondenseren til varmepumpa er dermed gitt ved at duty er kjent (700 kw), og at temperaturen (i modifisert skala) kan finnes ved lineær interpolasjon:

13 Side 13 av 15 T ' = T ' = = C Kondenserens varmepumpe (dette er en varm strøm) har derfor virkelig temperatur: T VP,kond = = 142.5ºC Fordampertemperaturen kan finnes ved iterasjon (prøve og feile) ettersom både duty og temperatur er ukjent, eller gjennom en analystisk løsning som er mulig i dette tilfellet ettersom Varmeoverskuddskurven er rettlinjet i det aktuelle området under Pinch. Den iterative metode går ut på å gjette fordampertemperatur (modifisert), lese av eller beregne fordamperduty som kan hentes ut ved denne temperaturen, beregne COP for varmepumpen (Carnot) og dermed finne arbeidet i varmepumpen. Sammen med fordamperduty får man dermed et uttrykk for kondenserduty som sammenliknes med det som skal leveres (700 kw). Ny temperatur gjettes og prosedyren fortsetter inntil den beregnede kondenserduty stemmer overens med fasiten på 700 kw. Den analytiske metode starter med å etablere en relasjon mellom modifisert temperatur og fordamperduty under Pinch: 120 T' Q T' 120 Q / = = Virkelig temperatur i varmepumpens fordamper blir dermed: ( ) T = 120 Q / 5 = 115 Q / Setter opp uttrykk for varmepumpens COP ved hjelp av duties og (siden det er oppgitt at den fungerer som en ideell Carnot syklus) temperaturer: QVP,kond QVP,kond TVP,kond COP = = = W Q Q T T VP,kond VP,kond Setter inn for gitte størrelser samt den utledede relasjonen mellom temperatur og duty i varmepumpens fordamper: Q = 700 kw, T = C, Q = (115 T ) VP,kond Innsatt i COP-uttrykket gir dette: = 700 (115 T ) T er er fordampertemperaturen eneste ukjente, og løsningen er: T = C

14 Side 14 av 15 Sjekker resultatet på følgende måte: T = C T' = C Q = (120 T' ) = kw T COP T T VP,kond = = = VP,kond VP,kond W = Q / COP = 700 / = kw Q = = kw (q.e.d.) Optimal konfigurasjon er altså at destillasjonskolonnen integreres ved høyest mulig temperatur og skyves maksimalt mot høyre for å bedre arbeidsvilkårene for varmepumpen (redusere løftehøyden). c) Energibehovet for den integrerte prosessen og ved bruk av varmepumpe blir nå: Q = Q Q Q + Q = = 0 kw,integrert,min C VP,kond R Q = Q Q = = kw C,integrert C,min d) Varmepumpen har følgende karakteristika: Effektfaktor: COP = Kraftbehov: W = kw Oppsummert oppnås en besparing på grunn av integrasjonen av destillasjonskolonnen og bruk av varmepumpen som kan beregnes til følgende: Δ Q = = 1200 kw Δ Q = = kw C Δ W = kw At besparelsen i kjølevann er (72.72 kw) mindre enn besparelsen i dampforbruk skyldes selvsagt at varmepumpen har en netto tilførsel av energi til systemet på kw. OPPGAVE 3 (10%) a) De 4 heuristiske reglene for å finne fram til lovende sekvenser av destillasjonskolonner for å separere en multikomponent blanding i rene kjemiske komponenter er som følger:

15 Side 15 av 15 : Favoriser separasjon av flyktigste komponent (betyr at letteste komponent tas ut som produkt i toppen av kolonnen som betraktes). : Favoriser nær-ekvimolar separasjon (betyr at man skal tilstrebe at destillatmengde og bunnproduktmengde skal være nærmest mulig på molar basis). 3: Favoriser separasjon av rik komponent (betyr at man skal forsøke å separere i topp eller bunn av kolonnen en komponent som har stor molfraksjon). 4: Favoriser enkel separasjon (betyr at man skal velge splittpunktet i kolonnen der hvor separasjonen mellom de korresponderende nøkkelkomponenter - LK/K - er enklest mulig målt etter visse kriterier som relativ flyktighet, forskjell i kokepunkter, etc.). I tillegg nevnes i faget en for industrien viktig heuristisk regel som har mye til felles med 4, men som formuleres motsatt : 5: Utsett høy renhet separasjon (betyr at topp-produkt (vanligst) eller bunnprodukt skal gjenvinnes med høy renhet - molfraksjon). b) I Pinch Design Metode er det aktuelt å splitte strømmer av 3 ulike årsaker: i) Ved identifisering av de såkalte Pinch-vekslerne er det ofte tvingende nødvendig å splitte strømmene for å tilfredsstille kravet til drivende krefter og for å respektere dekomponenringen ved Pinch som er en forutsetning for å oppnå minimum energiforbruk. ii) Parallell varmeveksling (splitting av strømmer) kan være en måte å unngå repetert varmeveksling mellom de samme strømmene og derfor en metode til å oppnå minimum antall enheter (varmevekslere). iii) Parallell varmeveksling (splitting av strømmer) kan være en måte å bedre fordelingen av drivende krefter og dermed en metode for å minimere arealbehovet. Trondheim, Truls Gundersen