WWW.DISS.SELUK.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА
(Авторефераты, диссертации, методички, учебные программы, монографии)

 

Pages:     || 2 |

«Баки ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ В ПРОЦЕССАХ РЕКТИФИКАЦИИ БИНАРНЫХ И МНОГОКОМПОНЕНТНЫХ СМЕСЕЙ ...»

-- [ Страница 1 ] --

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего

профессионального образования «Московский государственный университет

тонких химических технологий имени М.В. Ломоносова»

На правах рукописи

Аббаси Моханд Кадир Баки

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ В ПРОЦЕССАХ РЕКТИФИКАЦИИ БИНАРНЫХ И

МНОГОКОМПОНЕНТНЫХ СМЕСЕЙ

05.17.08-Процессы и аппараты химических технологий Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель: доктор технических наук профессор Захаров М.К.

Москва 2014 Оглавление Введение

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ НАУЧНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ ПО ВОПРОСАМ

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЯ ПРИ РЕКТИФИКАЦИИ

1.1.  Термодинамически обратимая ректификация

1.1.1.  Основные положения термодинамически обратимой ректификации.... 9  1.1.2. Практическая реализация принципов термодинамически обратимой ректификации

1.2.  Рекуперация теплоты уходящих потоков и применение тепловых насосов в процессах ректификации

1.3.  Другие энергосберегающие схемы разделения методом ректификации.... 21  1.3.1.  Ступенчатый отвод и подвод тепла

1.3.2.  Разрезные колонны

1.3.3.  Схемы с обратимым смешением потоков

1.3.4.  Схемы неадиабатической ректификации

1.3.5.  Конденсационно-испарительная схема разделения

1.4.  Многоцелевые колонны и процесс интеграции

1.5.  Внутренне тепло-интегрированные колонны HIDiC

1.6.  Многоколонная ректификационная установка при разделении бинарных смесей

1.7.  О минимальных затратах энергии в ректификационных колоннах Петлюка

Заключение

ГЛАВА 2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ЗАТРАТ ТЕПЛОТЫ ПРИ

РЕКТИФИКАЦИИ БИНАРНЫХ СМЕСЕЙ

2.1. Количественная оценка качества разделения бинарных смесей

2.2 Оценка затрат теплоты при разделении бинарной смеси методом ректификации

2.3.Теоретический анализ затрат теплоты на ректификацию при различных состояниях исходной бинарной смеси [44]

2.4 Сравнение реальных затрат теплоты на ректификацию при подаче питания в виде парожидкостной смеси с разной долей пара [47]

ГЛАВА 3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ВНУТРЕННЕГО

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЯ ПРИ РЕКТИФИКАЦИИ

3.1. Тепломассообмен на тарелках

3.2. Внутреннее энергосбережение в колонне

3.3. Внутреннее энергосбережение в системе колонн

ГЛАВА 4. РАСЧЕТНО-ВЫЧИСЛИТЕЛЬНЫЙ ЭКСПЕРИМЕНТ.................. 97  4.1 Энергосбережение и затраты теплоты при ректификации бинарных смесей

4.1.1. Подача в колонну исходной смеси при температуре кипения................. 97  4.1.2.  Влияние агрегатного состояния исходной смеси на внутреннее энергосбережение и затраты теплоты при ректификации

4.2. Энергосбережение и затраты теплоты при ректификации тройных смесей

Заключение

Список основных сокращений и условных обозначений

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Проблема уменьшения энергозатрат в различных отраслях промышленности относится и к химическим производствам, в которых значительная доля затрат принадлежит процессам разделения смесей как при получении чистых готовых продуктов, так и на стадиях подготовки сырья.

Среди существующих методов разделения жидких смесей процесс ректификации является одним из наиболее энергоёмких из-за высокой теплоты парообразования компонентов смеси. В научной литературе вопрос разработки энергосберегающих способов ведения процессов ректификации рассматривается многими учёными.

Работа по поиску оптимальных энергосберегающих способов ведения процесса ректификации будет более плодотворной, если знать как влияют на затраты теплоты в кипятильнике ректификационной колонны следующие факторы:

- способность жидких смесей разделяться методом перегонки на отдельные компоненты;

- чистота получаемых продуктов разделения;

- энергетический уровень исходной смеси.

Цель данной работы – исследование влияния различных параметров ведения процесса ректификации на затраты теплоты в кипятильнике и разработка энергосберегающих способов организации процесса.

Для этого были поставлены следующие задачи:

- исследовать влияние различных факторов на затраты теплоты в кипятильнике;

- изучить внутреннее энергосбережение в ректификационной колонне;

- выявить зависимость затрат теплоты на разделение жидких смесей методом ректификации от внутреннего энергосбережения в колонне.

Научная новизна.

1. Предложена количественная оценка качества разделения (критерий разделения), величина которой для бинарных смесей зависит от составов исходной смеси и продуктов разделения.

2. Введена новая характеристика способности жидких бинарных смесей разделяться методами перегонки.

3. Проанализированы зависимости минимальных удельных затрат теплоты в кипятильнике ректификационных колонн от разделяемости и состава исходной смеси, а также от чистоты получаемых продуктов.



4. Найдено граничное значение коэффициента избытка флегмы, больше которого предварительная конденсация исходной парожидкостной смеси приводит к уменьшению затрат теплоты в кипятильнике.

5. Выявлен механизм внутреннего энергосбережения на тарелках ректификационных колонн.

6. Предложены выражения для количественной оценки внутреннего энергосбережения в отдельной колонне и ректификационной установке из нескольких колонн.

Теоретический анализ затрат теплоты на разделение бинарных смесей при различных составах и состояниях исходной смеси позволил выявить ряд моментов, имеющих практическую значимость. Например, найдены условия, при которых для уменьшения затрат теплоты в кипятильнике исходная паровая смесь перед подачей в ректификационную колонну должна быть предварительно сконденсирована.

Основная практическая значимость работы заключается в том, что выполненный анализ внутреннего энергосбережения и предложенные количественные оценки этого явления позволяют наилучшим образом организовать потоки жидкости и пара внутри энергосберегающих схем ректификации.

При решении поставленных задач в работе использованы фундаментальные положения теории процессов ректификации, методы математического описания тепло– и массообмена на тарелках ректификационных колонн. Полученные теоретические зависимости подтверждены расчётно–вычислительным экспериментом.

При выполнении расчётно–вычислительного эксперимента использовали лицензионное программное обеспечение Aspen Plus.

Результаты работы доложены на двух конференциях:

- IV Всероссийская конференция по химической технологии, Москва, 2012.

- III Международная научно–техническая конференция «Нестационарные, энерго– и ресурсосберегающие процессы и оборудование в химической, нано– и биотехнологии», Москва, 2013.

АНАЛИЗ НАУЧНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ ПО ВОПРОСАМ

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЯ ПРИ РЕКТИФИКАЦИИ

Продукция химической, нефтеперерабатывающей и ряда других отраслей промышленности отличается повышенным сырьевым и энергетическим индексом [1, 2]. Относительное энергопотребление в России при производстве базовых химических продуктов превышает зарубежное на 30-50% [2], в частности при производстве кальцинированной соды на 20%, при проведении каталитического крекинга – на 60%. Энергопотребление при производстве аммиака в России составляет 9,6–10,3 Гкал/т против 6,7–7,0 Гкал/т в зарубежье, а метанола – 11,2– 12,6 Гкал/т против 7,0-7,5 Гкал/т, соответственно [2].

Поэтому одной из важнейших задач является снижение энергоемкости всех технологических процессов и, прежде всего, наиболее энергоемких. Процесс ректификации наряду с выпариванием и сушкой относится к числу наиболее энергоемких. Энергоемкость всех этих процессов связана с необходимостью испарять один или несколько компонентов смеси, затрачивая при этом, как минимум, теплоту парообразования.

Ректификация – это процесс разделения бинарных или многокомпонентных смесей в результате многократного испарения жидкости и конденсации пара по высоте ректификационной колонны при движении жидкости сверху вниз – от дефлегматора к кубу. При этом жидкость обогащается высококипящими (труднолетучими) компонентами, а пар, поднимающийся вверх, - низкокипящими (легколетучими) компонентами.

В научной литературе имеется значительное число работ [3-8, 12-28,31-33], связанных с изучением затрат энергии (чаще всего – тепловой) на процессы разделения методом ректификации и поиском путей их уменьшения.

ректификационных установках является использование теплоты уходящих (горячих) потоков для нагревания входящих [1,3-5]. Ограничением в использовании рекуперативного теплообмена является минимальная движущая сила процесса теплопередачи на уровне 3-5 С – в противном случае размеры теплообменника становятся неоправданно большими, а их работа – неустойчивой.

каскадирование тепла, т.е. большая часть пара из верха высокотемпературной колонны конденсируется в кипятильнике низкотемпературной колонны, полностью заменяя греющий водяной пар. Экономический эффект зависит от разности температур в кипятильнике и флегмового числа. Наиболее полный анализ этого способа энергосбережения приведен в [6, 7].

В отсутствие возможности использования пара из верха колонны для обогрева других аппаратов его часто сжимают в компрессоре с получением пара более высокого потенциала, достаточного для того, чтобы применять сжатый пар в кипятильнике той же колонны. Этот принцип теплового насоса дает существенную экономию в суммарных энергозатратах [4, 8-10].

При разделении трудноразделяемых смесей (с малой относительной летучестью компонентов или имеющих азеотропный состав) методом экстрактивной ректификации [11,12] с целью снижения затрат тепловой энергии применяют комплексы с частично связанными тепловыми и материальными потоками (ЧСТМП), которые в случае разделения бинарной смеси представляют собой одну сложную колонну с боковой укрепляющей секцией [13-15]. При этом экономия энергии составляет от 4 до 32% [16].

Среди способов экономии затрат в процессе ректификации, не требующих реконструкции аппаратов, можно выделить следующие[4]: оптимизация орошения и давления; уменьшение разности температур при испарении сырья и конденсации продуктов; повышение эффективности массообмена и снижение гидравлических сопротивлений; углубление отбора тепла отходящих потоков, улучшение теплоизоляции и другие способы.

Оптимизация орошения состоит в поддержании расходов флегмы, необходимых для получения требуемой чистоты целевых продуктов. Снижение энергозатрат при оптимизации орошения (только за счет поддержания оптимального флегмового числа) составляет тот же порядок, что и при замене контактных устройств - до 13% [4].

Подача флегмы и питания в колонну с определенной циклической закономерностью позволяет снизить энергозатраты более чем на 20% [4].

Одним из главных направлений в разработке энергосберегающих схем процесса ректификации является приближение реального процесса к термодинамически обратимой ректификации [4,17-22]. Согласно расчету, приведенному в [20], термодинамический к.п.д. процесса ректификации для разделения эквимолярной смеси бензола и толуола составляет всего 14,7% при работе с минимальным флегмовым числом. При рабочих флегмовых числах термодинамическая эффективность процесса ректификации существенно ниже [20]. По приведенным в [21] данным термодинамическая эффективность процесса ректификации составляет от 4 до 20% (в усовершенствованных схемах ректификации – с использованием внешнего энергосбережения). Подробный анализ низкой термодинамической эффективности ректификационных колонн приведен в [22], где дана оценка величин различных источников необратимости.

Следует отметить, что наибольшая потеря термодинамической эффективности обусловлена необратимостью процессов при адиабатической ректификации в сравнении с обратимой [22].

Различные способы приближения к обратимой ректификации и их практическая реализация рассмотрена в ряде работ [23-25]. Так, по приведенным в [23] данным реализованное усовершенствование обычной колонны, обеспечившее передачу теплоты от всей (по высоте) укрепляющей части колонны к отгонной за счет разных давлений, позволило уменьшить затраты теплоты на 62%.

Далее более детально рассмотрим отдельные способы энергосбережения и начнем с термодинамически обратимой ректификации.

1.1.1. Основные положения термодинамически обратимой ректификации При обычной адиабатической ректификации в колоннах конечной протяженности в каждом сечении имеет место неравновесность между паром, поднимающимся с нижележащей ступени контакта, и жидкостью, стекающей с вышележащей ступени. В любом сечении колонн с дифференциальным изменением состава фаз по высоте (пленочные, насадочные) в принятых условиях также наблюдается неравновесность.

эффективности как дискретного типа изменения состава фаз, так и непрерывного, термодинамическое равновесие достигается только в зонах постоянных концентраций, где процесс ректификации становится обратимым.

Если равновесие фаз имеет место в каждом сечении колонны любого типа, то осуществляется термодинамически обратимый процесс ректификации [22].

Такой процесс характеризуется бесконечным числом ступеней разделения (бесконечной протяженностью колонны), бесконечно малой скоростью изменения состава контактирующих фаз и их количеств, дифференциальным подводом тепла или холода по высоте аппарата. Подробный термодинамический анализ затрат энергии на разделение выполнил Бенедикт [26].

Допустим, подвергается ректификации бинарная зеотропная смесь состава х1, при этом получают П молей дистиллата, L0 молей кубового остатка, состава х и х0 соответственно. Очевидно, общий материальный баланс можно записать в виде:

Обозначив через D - количество паров и через L - количество флегмы, уравнение рабочих линий для укрепляющей и отгонной частей колонны можно записать в форме:

где m = L/D, m' = (L+L1)/D (при питании кипящей жидкостью).

Если теперь осуществлять процесс ректификации так, чтобы в любой точке колонны составы паров и жидкости были равновесны, т.е. связаны соотношением y = kx, то, очевидно, величина т будет переменной, изменяющейся вдоль высоты аппарата по определенному закону. Положение множества рабочих линий, каждая из которых соответствует своей величине т, показано на рис. 1.1.

Рис. 1.1. Зависимость соотношения потоков пара и жидкости от состава при Рис. 1.2. Зависимость числа молей потока жидкости по высоте аппарата при На рис. 1.2 изображена зависимость числа молей потока жидкости по высоте аппарата. Из рисунков видно, что y = x2 при m = 0, что соответствует L = 0 на уровне y=x2. Что касается отпарной части колонны, то на уровне x = x0 равна нулю величина 1/m', что соответствует условию D = 0. Отметим, что, если верхним (нижним) продуктом является чистый компонент, поток жидкости (пара) на уровне отбора продукта не равен нулю. Из рис. 1.1 видно, что при y2 = l величина т равна угловому коэффициенту касательной к линии равновесия в точке y2 = l.

Аналогичным образом при x0 = 0 величина т' равна угловому коэффициенту касательной к линии равновесия в точке x0 = 0.

В результате на уровне дистиллята поток флегмы в рассматриваемом случае равен нулю, так же как на уровне кубового продукта равен нулю поток пара.

Изменяющиеся по высоте потоки жидкости и пара получаются за счет распределенного по высоте отгонной (отпарной) части дифференциального дифференциального подвода холода. Таким образом, в укрепляющей части идет преимущественно парциальная равновесная конденсация компонентов из пара в жидкость, а в отпарной части - преимущественно парциальное равновесное испарение компонентов из жидкости в паровую фазу.

равновесный неэквимолярный массообмен между фазами в условиях, когда сопротивление как со стороны жидкой фазы, так и со стороны паровой равно нулю. Последнее означает, что граничные концентрации уГ1 и хГ1 равны соответственно концентрациям в ядрах потока у1 и х1, а сам процесс массопереноса идет обратимо.

На рис. 1.3 приведены профили концентраций для рассматриваемого процесса в окрестности границы раздела фаз. Учитывая, что в общем случае для неравновесного массопереноса справедливы уравнения:

где dq1 - число молей первого компонента, переданных из фазы в фазу, a dF - элемент поверхности межфазного контакта, очевидно, что в условиях, принятых выше, уГ = у и х = хГ, dq1 = 0. Последнее означает, что при принятых условиях в реальном процессе количество переданной из фазы в фазу массы компонентов должно равняться нулю, что в свою очередь говорит о практической неосуществимости процесса обратимого массопереноса, так же как и настоящего процесса обратимой ректификации. Однако изучение такого процесса, с одной стороны, позволяет глубже познать особенности любого реального процесса ректификации, а с другой, указывает направление, в котором как будет показано ниже, желательно, изменять процесс обычной ректификации для улучшения ее термодинамического коэффициента полезного действия. Следует отметить, что, если в процессе ректификации осуществлять промежуточный подвод тепла и холода по высоте колонны, то реальный процесс ректификации можно приблизить к идеальному обратимому процессу с любой степенью точности.

1.1.2. Практическая реализация принципов термодинамически обратимой Основные идеи обратимой ректификации были положены в основу создания ректификационных схем разделения со связанными тепловыми потоками, которые отличаются от ранее известных. Представленный в данной главе анализ процесса обратимой ректификации неидеальных и в том числе азеотропных смесей позволяет более глубоко осмыслить механизм действия ограничений физико-химического характера, влияющих на процесс ректификации в целом и, в частности, позволяющих правильно понимать ряд промежуточных режимов ректификации, к которым, например, относится режим минимальной флегмы.

К сожалению, на практике могут быть реализованы только некоторые особенности гипотетического процесса обратимой ректификации. К таким особенностям, в частности, относится распределенный подвод тепла к отгонной и отвод тепла от укрепляющей частей колонны. В настоящее время этот подход разрабатывается, в основном, теоретически в рамках исследований по повышению термодинамической эффективности разделения, главным образом, бинарных смесей с малой относительной летучестью компонентов. Колонны с внутренним теплоинтегрированием (по-английски сокращенно HIDiC) были предложены еще в середине 70-х годов прошлого века и с тех пор постоянно привлекают внимание исследователей [23, 27]. Эти системы, комбинируя в себе принцип теплового насоса и неадиабатической ректификации, позволяют максимально снизить затраты энергии на разделение. По оценкам, проведенным в техническом университете Дельфта (Нидерланды), снижение энергопотребления при использовании классического теплового насоса может достигать 50%, а при использовании HIDiC от 60 до 90%. Тем не менее, до настоящего времени системы HIDIC, в отличие от более традиционных методов теплоинтеграции, не находят широкого применения в промышленной практике из-за сложности экспериментальных данных по энергоэффективности, полученных на опытных или полупромышленных установках.

Для реализации другой особенности обратимой ректификации, а именно, разделения по первому классу фракционирования с полностью распределенными между кубом и дистиллятом компонентами с промежуточной относительной летучестью, были предложены [28] комплексы с полностью связанными тепловыми и материальными потоками (FTCDS), однако только в последнее промышленном масштабе. Предлагается использовать комплексы со связанными тепловыми и материальными потоками в технологиях, связанных с переработкой нефти, в частности, в процессе выделения ароматических соединений (бензол, толуол, ксилолы) из продуктов риформинга. Расчеты авторов [28] показали, что энергозатраты при этом могут снизиться на 8–24%.

К сожалению, FTCDS обладают рядом недостатков, которые осложняют их применение в технологиях разделения углеводородных газов, в частности, это требование одинакового давления во всех элементах комплекса.

Другой проблемой, которая возникает при практической реализации комплексов с полностью связанными тепловыми и материальными потоками, является стабильность их работы и управляемость. Анализ литературы показал, что эти показатели являются функцией структуры FTCDS, т.е. функцией распределения отдельных секций комплекса между реальными колоннами. Одним из направлений повышения устойчивости и управляемости FTCDS является уменьшение числа связывающих аппараты паровых потоков.

Как следует из литературных данных [27], системы с полностью связанными тепловыми и материальными потоками реализуются на практике, в основном, как одна сложная колонна с перегородкой (Dividing-Wall column, DWC), причем, значительный толчок развитию этого направления дала разработка конструкции аппарата с «нефиксированной» перегородкой.

DWC по структуре потоков близки к схемам с полностью связанными тепловыми и материальными потоками. Впервые колонны с перегородкой были предложены для снижения энергопотребления при ректификации еще в середине 20 века. При этом теоретическое обоснование снижения энергозатрат на разделение отсутствовало. Только с разработкой теории обратимой ректификации и выявлением структуры комплексов FTCDS стало ясно [27], что эти два варианта организации разделения многокомпонентных смесей представляют собой практически идентичные с точки зрения термодинамики (но конструктивно различающиеся) технические решения.

В настоящее время DWC являются уже достаточно распространенными техническими решениями, и все больше и больше привлекают внимание промышленных корпораций. Самые крупные колонны имеют диаметр до 6 м и высоту до 100 м. Наиболее успешным опытом реализации таких технических решений обладает фирма BASF. К 2004 году только этой компанией использовалось 30 установок, имеющих в своем составе DWC. К 2009 году только фирмой BASF эксплуатировалось 70 установок DWC, а общее число их в мире превысило 100. Значительных успехов также добилась компания Linde AG, разработавшая к настоящему времени колонну DWC с высотой до 107 м и диаметром 5 м для фирмы Sasol [12].

Промежуточное положение, как по термодинамической, так и по энергетической эффективности, между технологиями классической ректификации и комплексами с полностью связанными тепловыми и материальными потоками занимают комплексы с частично связанными тепловыми и материальными потоками (PTCDS) [27]. По схеме разделения – это колонны с выносными отпарными или укрепляющими секциями. В первом случае эти схемы имеют один общий дефлегматор и несколько кипятильников, а во втором – один общий кипятильник и несколько дефлегматоров. Традиционной областью применения колонн с отпарными секциями является нефтепереработка (установки первичной перегонки нефти, каталитического крекинга, разделения ароматических углеводородов, первичной перегонки бензинов). Колонны с выносными укрепляющими секциями используются для разделения воздуха с получением азота, кислорода и аргона. В последнее время появились примеры использования сложных колонн с боковыми секциями и отборами в технологиях экстрактивной ректификации бинарных и многокомпонентных смесей[12]. Применение PTCDS как элементов технологической схемы ректификации обеспечивает снижение энергозатрат на разделение до 30% [27].

Комплексы PTCDS могут быть также реализованы в виде колонн с перегородками. Следует отметить, что при фиксированном числе ступеней разделения FTCDS могут проигрывать PTCDS по суммарным экономическим затратам. К настоящему времени предложены [27] методы синтеза и алгоритмы выбора типа комплекса с частично связанными тепловыми и материальными потоками, обеспечивающего наибольшую энергетическую эффективность. Таким образом, существует множество подходов к повышению термодинамической и энергетической эффективности процесса ректификации. К настоящему времени наиболее отработаны подходы по применению колонн с перегородками в виде комплексов с частично или полностью связанными тепловыми и материальными потоками, и именно такие технологии целесообразно рекомендовать для реализации в промышленном масштабе.

1.2. Рекуперация теплоты уходящих потоков и применение тепловых ректификационные системы, в которых снижение затрат на разделение достигается в результате теплообмена между потоками и подвода тепла и холода на промежуточных температурных уровнях (между температурами верха и низа колонны). Такие системы могут включать одну или несколько ректификационных колонн. К ним относятся системы с тепловым насосом, с промежуточным подводом холода и тепла, с несколькими вводами сырья при различных температурах и составах равновесных фаз и систем с теплообменом между конденсирующимися и испаряющимися потоками различных ректификационных колонн [4, 27]. Возможны и некоторые другие ректификационные системы, относящиеся к этому же типу, например, конденсационно-испарительная система, разрезная колонна, колонны двукратной и ступенчатой ректификации с двумя и более уровнями давления и с теплообменом между конденсирующимися и испаряющимися потоками, используемые, например, при разделении воздуха.

Основная цель использования этих систем – снижение энергетических затрат на разделение.

Вместе с тем, для азеотропных смесей комплексы с промежуточным подводом холода и тепла могут в некоторых случаях быть использованы для преодоления термодинамических ограничений процесса.

Одним из методов повышения энергопотенциала теплоносителя (пара) с целью рекуперации тепла в процессе ректификации является использование ректификационных установок с термокомпрессией пара (тепловым насосом). В них теплота фазового перехода пара, отбираемого из ректификационной колонны, идет на создание парового потока в колонне. Температура циркулирующего в системе теплоносителя, с помощью которого передается тепло с низкого уровня в конденсаторе на более высокий в кипятильнике, повышается в компрессоре.

Теплоноситель испаряется в конденсаторе, его пары сжимаются в компрессоре до давления, при котором температура конденсации теплоносителя будет выше температуры кипения кубового продукта. Затем теплоноситель направляется в кипятильник, где конденсируется, испаряя часть кубовой жидкости [4].

Реализация теплового насоса в ректификационной колонне возможна как на концевых, так и на промежуточных потоках с использованием одного из концевых потоков в качестве теплоносителя или с использованием внешнего теплоносителя (рис. 1.4).

Выбор той или иной схемы реализации теплового насоса зависит от ряда факторов: теплофизических и технологических, конструкционных и техникоэкономических.

Использование схем с тепловым насосом (рис. 1.4) и с теплообменом между конденсирующимися и испаряющимися потоками различных ректификационных колонн (рис. 1.5) не влияет на процесс ректификации, но снижает внешние термодинамические потери, связанные с подводом тепла и холода.

Системы с тепловым насосом целесообразно использовать при малой разности температур между верхом и низом колонны (близкокипящая смесь), при больших флегмовых числах и низких температурах верха колонны (дорогой хладоноситель), то есть при больших энергозатратах на разделение. Эти признаки можно использовать как эвристические при синтезе оптимальных схем разделения. Примером использования системы с тепловым насосом может служить пропан-пропиленовая колонна в некоторых установках получения этилена и пропилена.

Системы с теплообменом между конденсирующимися и испаряющимися потоками различных ректификационных колонн целесообразно (рис. 1.5а) использовать при достаточной положительной разности температур между верхом одной колонны и низом другой.

Системы с промежуточным подводом тепла и холода (рис. 1.5б) и несколькими вводами сырья при различных изотермах и составах фаз (рис. 1.5в) не только снижают внешние термодинамические потери, связанные с подводом тепла и холода, но и оказывают влияние на сам процесс ректификации.

Термодинамический выигрыш от использования таких систем получается за счет приближения процесса ректификации в отдельной колонне к термодинамически обратимому процессу, для которого внутренние потоки пара и жидкости изменяются в каждой точке по высоте колонны.

В системах с промежуточными подводами тепла и холода и с конечным числом ступеней разделения наилучшее приближение к термодинамически обратимому процессу ректификации можно получить, если подводить тепло или холод в каждую ступень разделения.

При промежуточных подводах тепла и холода (рис. 1.5б) суммарные потоки тепла и холода могут быть такими же, как и при адиабатической ректификации, однако тепло подводится при более низких, а холод при более высоких температурах. Это позволяет рекуперировать потоки при меньших затратах.

В ряде случаев тот же эффект уменьшения затрат теплоты на разделение может быть достигнут путем ступенчатой конденсации (например, в узле деметанизации установок получения этилена) или ступенчатого испарения сырья (например, на установках первичной перегонки нефти) и ввода его в колонну в нескольких точках (рис. 1.5в).

При этом также, как и при промежуточных подводах тепла и холода в колонну, тепло подводится при более низких, а холод при более высоких температурах по сравнению с их подводом в кипятильник и дефлегматор.

Ступенчатый подогрев сырья без сепарации и ввод его в ректификационную колонну в нескольких точках также приводят к уменьшению энергетических затрат на разделение в дефлегматоре и кипятильнике. Так, проведенные расчетные исследования колонны частичного отбензинивания установок АВТ показали, что при одном и том же отборе бензина с верха этой колонны и одном и том же суммарном теплосодержании сырья переход к двум вводам питания приводит к уменьшению нагрузки на печь на 6-12% [4].

Эвристическими признаками целесообразности использования систем с промежуточным подводом тепла и холода и с несколькими вводами сырья при синтезе оптимальных схем разделения являются большие энергозатраты на разделение и большая разность температур между верхом и низом колонны.

Следует иметь в виду, что применение этих систем приводит к некоторому уменьшению движущих сил процесса. Следовательно, для получения продуктов с той же чистотой, что и при обычной ректификации, необходимо большее число ступеней разделения.

При большой разнице температур между питанием и верхом колонны целесообразно использовать промежуточные холодильники и, наоборот, при большой разнице температур между питанием и низом колонны – промежуточные нагреватели.

Если исходное состояние сырья – пар, а температура верха колонны низка, рекомендуется использовать ступенчатую конденсацию и множественный ввод сырья. Если исходное состояние сырья – жидкость, а температура низа колонны высока, целесообразно использовать ступенчатое испарение и множественный ввод сырья.

Во всех рассмотренных выше случаях системы с рекуперацией тепла позволяют главным образом снизить энергозатраты на разделение за счет определенного усложнения технологии. Поэтому их использование экономически оправдано только в тех случаях, когда соответствующий разделительный элемент является «узким местом» схемы разделения, то есть имеет наиболее существенные затраты.

Особым случаем применения систем с промежуточным подводом тепла или холода является их использование для преодоления термодинамических ограничений при ректификации азеотропных смесей. Если процесс разделения при бесконечной флегме невозможен (продуктовые точки принадлежат разным областям ректификации), а при обратимой ректификации возможен (продуктовая точка и точка питания лежат в одной области обратимой ректификации для данной секции), то в некоторых случаях реальный процесс ректификации возможен только при промежуточном подводе тепла или холода. Очевидно, что в данном случае применение системы с промежуточным подводом энергии является вполне оправданным [11].

1.3. Другие энергосберегающие схемы разделения методом ректификации Несмотря на термодинамические достоинства, процессы неадиабатической ректификации сравнительно редко применяются в промышленности при разделении газовой смеси.

Противоточная конденсация применяется при выделении легколетучего компонента, например гелия, из газовой смеси, все остальные компоненты которой конденсируются. Этот процесс используется также в некоторых установках разделения газов пиролиза (например, фирмы «Линде») в узле деметанизации пирогаза [22].

Что касается противоточного испарения, то в промышленных условиях этот процесс для получения труднолетучего компонента почти не применяется. Такое положение можно объяснить недостаточной изученностью процесса и трудностями, обусловленными созданием системы подвода и отвода тепла, обеспечивающей изменение температуры хладоагента и теплоносителя в зависимости от количества переданного тепла. Дело в том, что в промышленных условиях используется в основном паровой холодильный цикл, включающий компрессию пара, его конденсацию и дросселирование, а также изобарическое испарение хладоагента. Поэтому при переменной температуре хладоагента требуется сложная многоступенчатая схема холодильной установки.

Реализация теоретически наивыгоднейшего способа с противоточной конденсацией и противоточным испарением затруднительна, однако возможен ряд сравнительно простых решений, позволяющих осуществить приближение к нему.

Ниже рассматриваются и анализируются некоторые применяемые в промышленности энергоэкономичные схемы, а также новые схемы, в которых в значительной мере возможно уменьшение энергозатрат в процессе ректификации.

Простейшим вариантом схемы, улучшающей условия массообмена, является ректификационная колонна, оборудованная, помимо кипятильника и дефлегматора, промежуточным конденсатором в укрепляющей секции и промежуточным испарителем— в исчерпывающей [22]. Эта схема изображена на рис. 1.6.

в промежуточном конденсаторе.

При ректификации многокомпонентных смесей в обычной колонне источником потерь от термодинамической необратимости, помимо процесса массопередачи, является процесс смешения (в районе ввода питания) пара питания с отгонным паром и жидкости питания с извлеченной жидкостью. Для многокомпонентной ректификации характерно значительное различие в составах смешивающихся потоков даже в случае оптимального ввода питания в колонну при равенстве температур жидкостей питания и на тарелке.

Значительное уменьшение потерь от необратимости при массообмене может быть достигнуто в схеме, предусматривающей отвод части тепла конденсации из промежуточного сечения исчерпывающей секции и подвод тепла к промежуточному сечению укрепляющей секции (рис. 1.7).

обусловленных смешением потоков, процесс ректификации необходимо проводить таким образом, чтобы пар, поднимающийся из исчерпывающей секции, не смешивался с паром питания, а жидкость питания не стекающей из укрепляющей секции.

условий совместно с осуществлением промежуточного ввода орошения и Рис. 1.7. Схема разрезной колонны. с называемой разрезной колонны [22].

При работе по этой схеме с тарелки питания отбираются отгонный пар и извлеченная жидкость, которые после изменения их агрегатного состояния дополнительных потоков питания колонны. Пирогаз, охлажденный в холодильнике, поступает в колонну в виде парожидкостной равновесной смеси. Тарелка питания колонны выполнена глухой для того, чтобы отгонный пар не смешивался с паром Рис 1.8. Схема разрезной колонны с питания.

Из верхней части исчерпывающей секции отгонный пар поступает в дополнительный конденсатор. Полученную в нем жидкость вместе с нескондесировавшимся паром направляют в среднюю часть укрепляющей секции.

Отгонный пар может отбираться полностью или частично. Концентрация водорода в отгонных парах незначительна, поэтому для их конденсации требуется более высокая температура, чем температура конденсации орошения в дефлегматоре колонны. Экономия энергии в схеме с конденсацией отгонного пара достигается в результате переноса части тепловой нагрузки в холодильном цикле с низкого (в конденсаторе) на более высокий температурный уровень.

Если в смеси, подлежащей разделению, содержится значительное количество компонентов более тяжелых, чем тяжелый ключевой компонент (например, при стабилизации продуктов нефтепереработки), то для уменьшения термодинамических потерь при ректификации может быть применена схема, приведенная на рис. 1.8. В ректификационной колонне, перерабатывающей исходную смесь, над тарелкой питания установлен карман; стекающую в него извлеченную жидкость частично или полностью направляют в испаритель. Далее поток вводится в среднюю часть исчерпывающей секции колонны. Содержание труднолетучих компонентов в извлеченной жидкости невелико, поэтому температура ее испарения будет ниже, чем температура в кубе колонны.

В качестве теплоносителей в испарителе могут применяться кубовый продукт стабилизации, горячий конденсат и другие источники дешевого низкопотенциального тепла, что приводит к уменьшению расхода теплоносителя в кубе колонны.

При разделении многокомпонентных смесей в абсорбционно-отпарных колоннах [22] питание обычно представляет собой парожидкостную смесь. Если в ректификационной колонне жидкость питания богаче тяжелыми компонентами, чем извлеченная жидкость, то в абсорбционно-отпарной колонне, наоборот, в результате подачи абсорбента жидкость, стекающая из абсорбционной секции, будет состоять из более труднолетучих компонентов по сравнению с жидкостью питания.

полученный пар образует нижний поток питания колонны. Энтальпия этого парового потока питания больше энтальпии жидкостной части исходной смеси.

Поэтому тепловая нагрузка на кипятильник разрезной колонны будет меньше, чем в обычной абсорбционно-отпарной колонне.

В качестве теплоносителей в испарителе могут применяться источники эксплуатационных затрат в рассматриваемой схеме.

разделения состоит в применении обычной адиабатической ректификации для схемы с обратимым смешением потоков.

термодинамически оптимальной многокомпонентных смесей был посвящен ряд работ [22, 23, 27].

методом выбора оптимального является сравнительный технико-экономический расчет Естественно предположить, что термодинамически оптимальной используются преимущества обратимого процесса. Можно вариантов схем, более или менее полно использующих особенности обратимой ректификации.

На рис. 1.10 эти варианты показаны на примере разделения тройной смеси ABC. Для всех вариантов характерно одно из основных свойств обратимой ректификации: в каждой секции исчерпывается не более одного компонента (все колонны первого класса фракционирования). Тем самым обеспечивается обратимость при смешении потоков в районе ввода питания.

В вариантах II, IIIб и IV непродуктовые колонны не имеют собственных дефлегматоров и кипятильников, а флегмовые потоки образуются за счет отбора из смежных колонн. При этом исключается необратимость при смешении потоков на концах колонн.

В вариантах IIIа, IIIб и IV отдельные двухсекционные колонны объединяются таким образом, что каждый продукт получается в одной точке. Это позволяет свести к минимуму количество подводимой энергии. Вариант IV многокомпонентной смеси на чистые компоненты в одной сложной колонне. В этом варианте наилучшим образом используется объем ректификационных колонн.

Предложенный способ разделения можно назвать способом разделения с обратимым смешением потоков [22]. В термодинамическом отношении он характеризуется наличием только полезных термодинамических потерь при массопередаче на каждой тарелке. Бесполезные термодинамические потери при смешении потоков в районе питания и на концах колонн отсутствуют.

многокомпонентной ректификации. Крайние случаи распределения соответствуют условиям, когда верхний или нижний продукты содержат только один компонент. При этом предлагаемая схема переходит в обычную. Возможно также промежуточное распределение компонентов.

Таким образом, схемы с обратимым смешением потоков являются термодинамически оптимальными схемами ректификации многокомпонентных смесей. Применение их не требует разработки какой-либо новой специальной аппаратуры.

Несколько более сложно автоматическое регулирование процесса для второго и третьего вариантов, поскольку в этом случае все колонны представляют собой одну взаимосвязанную систему. Если разделение проводится при атмосферном давлении, то термодинамическая эффективность вариантов II и III в некоторых случаях может снижаться вследствие гидравлического сопротивления системы. Например, в варианте IIIб колонна BC работает при повышенном давлении, что приводит к уменьшению относительных летучестей компонентов и увеличению температуры в кубе (это имеет значение при большом числе тарелок). Для того, чтобы и в этом случае полностью использовать термодинамические преимущества схемы с обратимым смешением потоков, необходимо применять новые типы тарелок, отличающиеся низким гидравлическим сопротивлением.

Однако указанный недостаток проявляется только в том случае, когда смесь BC более близкокипящая (имеет меньшую относительную летучесть компонентов), чем смесь AB. В других случаях определяющей затраты тепла является верхняя колонна AB, работающая в тех же условиях, что и при обычной схеме разделения. Повышение давления в нижней колонне не приводит при этом к увеличению необходимых затрат тепла, а термодинамически проявляется только в возрастании температуры куба.

Наибольший термодинамический эффект можно получить, сочетая способ разделения при обратимом смешении потоков с неадиабатическим ведением процесса ректификации. Именно при таком предполагаемом методе разделения возможно наиболее эффективное использование различных вариантов неадиабатической ректификации.

Простейшим способом уменьшения работы разделения является введение промежуточных дефлегматоров и кипятильников. Если взять за основу вариант IIIб схемы (рис. 1.10) и установить только по одному промежуточному дефлегматору и кипятильнику, то работа разделения трехкомпонентной смеси в некоторых случаях уменьшается в два-три раза [22]. При этом число уровней промежуточных теплообменников).

Большое значение в этом случае имеет определение оптимальной дополнительный дефлегматор и кипятильник на концах колонны разделения тройной смеси, то мы получим вариант III а (рис. 1.10).

Специфические особенности разделения с обратимым смешением потоков дают возможность получать большой эффект при различных вариантах неадиабатической ректификации [22].

например, при разделении тройной смеси ABC укрепляющая секция колонны ABC и исчерпывающая исчерпывающая секция колонны ABC и укрепляющая колонны BC работают приблизительно в одном позволяет осуществить теплообмен между потоками в промежуточных непосредственно, так и при помощи перепадами давлений 1.11а,б,в,г).

Еще больший эффект дало бы попарное объединение укрепляющих и исчерпывающих секций так, чтобы по всей их высоте между ними осуществлялся теплообмен и чтобы они работали как противоточные конденсаторы-испарители (рис. 1.11д). Перепады давлений и, следовательно, затраты энергии на сжатие при этом могут быть минимальными. При идеальном теплообмене процесс в указанных выше секциях мог бы в некоторых случаях происходить совсем без перепадов давления, т.е. без внешних затрат энергии.

В случае разделения тройной смеси ABC можно также объединить в один конденсатор-испаритель укрепляющую секцию колонны AB и исчерпывающую секцию колонны BC (рис. 1.11е). При этом в системе будут три различных давления, так что каждый продукт получают при своем давлении: продукт A – при наибольшем, а продукт C – при наименьшем. Основываясь на этом принципе можно уменьшать работу разделения до значений, близких к термодинамически минимальной работе.

1.3.4. Схемы неадиабатической ректификации Замена адиабатической ректификации на противоточную конденсацию и противоточное испарение в той или иной схеме еще не означает снижения расхода энергии. Это уменьшение может быть достигнуто при условии, что теплообмен с внешней средой в процессе неадиабатической ректификации протекает при переменных температурах хладоагента и теплоносителя, соответствующих температуре в данном сечении колонны. Если же температуры хладоагента и теплоносителя будут постоянны по всей высоте секции, то, очевидно, выигрыша в расходе энергии получить нельзя, поскольку, наряду с уменьшением потерь от необратимости процесса массообмена, в таких условиях будут увеличиваться термодинамические потери в процессе теплопередачи [22].

Рассмотрим, например, так называемую трубчатку Клода, представляющую собой вертикальный кожухотрубный аппарат. Исходная смесь (например, воздух) поступает в трубное пространство аппарата и подвергается противоточной конденсации путем испарения полученного конденсата в межтрубном пространстве. Несконденсировавшийся газ (азот) отбирают из верхней части трубчатки. Из межтрубного пространства отбирается газообразная фракция, обогащенная труднолетучим компонентом (обогащенный кислородом воздух).

Сравним эту схему со схемой, состоящей из отдельной укрепляющей колонны и дефлегматора, в котором испаряется извлеченная жидкость. При одинаковых разделительных действиях трубчатки и укрепляющей колонны и равных температурных напорах в верхних частях аппаратов перепады давлений в схемах будут одинаковыми (при заданном высоком или низком давлении в схеме). Таким образом, схема с трубчаткой Клода по расходу энергии не имеет никаких преимуществ перед схемой ректификации в укрепляющей колонне.

промежуточным между прямоточным и фракционным испарением. В связи с этим название аппарата следует считать несколько неудачным, так как под противоточным испарением массообмена, протекающий при противоточном движении фаз. В извлеченная жидкость, переливаясь по полкам, испаряется при разделения методом неадиабатической максимальной на нижней.

При разделении смесей ширококипящих компонентов разность температур начала и конца кипения извлеченной жидкости может быть значительной.

В случае схемы с трубчаткой Клода термодинамические потери в процессе теплопередачи могут быть уменьшены при использовании так называемого противоточного испарителя-дефлегматора. Данный аппарат также представляет собой трубчатку; в ее межтрубном пространстве размещены полки, по которым стекает кипящая жидкость. Пар, образовавшийся при испарении извлеченной жидкости, движется сверху вниз и выводится из нижней части межтрубного пространства.

Таким образом, в схеме с противоточным испарителем-дефлегматором теплопередача происходит при переменной температуре как в процессе конденсации, так и в процессе испарения. Вследствие уменьшения термодинамических потерь при теплообмене перепад давлений в схеме с противоточным испарителем-дефлегматором в аналогичных условиях будет меньше, чем в схеме ректификации с укрепляющей колонной. Основной недостаток схемы с противоточным испарителем-дефлегматором – невозможность ее применения для получения обеих концентрированных фракций.

Принципиальная схема разделения данной смеси на две концентрированные фракции методом неадиабатической ректификации изображена на рис. 1.12.

Укрепляющая секция колонны, служащая для разделения исходной смеси, представляет собой противоточный конденсатор 1; исчерпывающая секция – противоточный испаритель 2.

В холодильном и тепловом циклах рабочим телом, обеспечивающим поддержание переменной температуры, могли бы быть жидкость или перегретый пар. Такими потоками в установках разделения многокомпонентных смесей являются продукты фракционирования, которые должны быть охлаждены или нагреты до определенной температуры. Применение внешних (по отношению к колонне) потоков в том или другом узле установки разделения способствует увязке тепловых и материальных балансов в схеме. Следует, однако, отметить, что возможность создания схемы подвода и отвода тепла путем использования внешних потоков ограничена. Для основных колонн, в которых на разделение расходуется наибольшее количество энергии, обычно не удается подобрать теплоноситель (хладоагент) с требуемыми параметрами. Один из недостатков указанных схем – трудность регулирования технологического процесса.

Системы подвода и отвода тепла в схеме, изображенной на рис. 1.12, можно осуществить использованием в качестве рабочего тела такой смеси двух или нескольких компонентов, конденсация и испарение которой протекает в определенном интервале температур. В этом случае рабочий цикл будет состоять из компрессии смеси, ее конденсации (под высоким давлением) в укрепляющей секции колонны, дросселирования полученной жидкости и испарения ее (под низким давлением) в исчерпывающей секции колонны.

При применении газа в качестве рабочего тела цикл состоит из компрессии, охлаждения горячего сжатого газового потока в исчерпывающей секции, расширения его в детандере и нагрева в укрепляющей секции. Несмотря на значительные в последнее время усовершенствования газового холодильного цикла, он продолжает оставаться малоэффективным. Кроме того, при использовании газа как рабочего тела имеют место низкие коэффициенты теплопередачи. Вследствие этого данный вариант схемы не представляет интереса.

Процесс неадиабатической ректификации может быть осуществлен также в виде схемы с жидким хладоносителем (рис. 1.13). Исходная смесь F поступает в разделительную колонну 1, откуда отбирают дистиллят D и кубовый остаток W. В верхнюю часть колонны подают предварительно охлажденный водный раствор хлористого кальция или какую-либо другую жидкость G0, образующую с жидкой фазой разделяемой смеси взаимно нерастворимую систему. Флегмовый поток получают в результате конденсации паров при непосредственном контакте их с жидким хладоносителем. Для создания поверхности контакта в трехфазной системе (хладоноситель – пар – углеводородная жидкость) могут быть применены ректификационные колонны с решетчатыми тарелками.

верхней (конденсационной) секции, направляют в отстойник 2, в котором Углеводородный слой поступает в хладоноситель – в регенерационную колонну 3, где он охлаждается до исчерпывающей секции проходит конденсационную секцию и применением жидкого хладоносителя небольшими термодинамическими потерями может быть достигнуто путем регенерации холода дистиллята (в бедных природных газах) или какого-либо другого низкотемпературного газового потока, теплоемкость которого близка к теплоемкости хладоносителя.

Схема с жидким хладоносителем представляет собой частный случай схемы разделения с противоточным конденсатором, когда хладоагент имеет постоянную теплоемкость.

ступенчатой ректификации и схем фракционирования в разрезных колоннах теплообменники, что является существенным достоинством указанных схем, так как облегчает их применение. Однако в этих схемах, представляющих собой только первое приближение к термодинамически совершенной схеме, лишь частично реализуются возможности уменьшения потерь от необратимости.

Наилучшей в данном случае является схема с противоточной конденсацией в укрепляющей секции и противоточным испарением в исчерпывающей секции колонны.

Известен ряд различных по конструкции аппаратов, предназначенных для проведения процессов неадиабатического противоточного массообмена. Для осуществления процессов абсорбции применяют ректификационную колонну, на тарелках которой размещают поверхности теплообмена, например в виде горизонтального змеевика. Последний, собранный с определенными зазорами между витками, может работать как провальная тарелка. Опыты, проведенные М.Э. Аэровым, Т.А. Быстровой, Е.П. Даровских и Л.Е. Сум-Шиком [30], показали, что при использовании воды в качестве теплоносителя коэффициент теплопередачи змеевиковой тарелки составляет в среднем 1390 Вт*м-2*град-1;

к.п.д. тарелок равен 0,6 – 0,8. Недостатком конструкции колонны с теплообменными тарелками являются малая поверхность теплопередачи в единице объема аппарата и сложность изготовления ввиду большого числа соединений.

1.3.5. Конденсационно-испарительная схема разделения При разработке экономичной, практически осуществимой схемы разделения необходимо обеспечить:

применение противоточной конденсации в укрепляющей секции колонны;

применение противоточного испарения в исчерпывающей секции;

изменение температуры хладоагента и теплоносителя в зависимости от количества переданного тепла;

простоту холодильного цикла и системы подвода тепла.

противоточной конденсацией и противоточным испарением достигается созданием такой системы, в которой тепло, отводимое при противоточной конденсации паровой смеси, богатой легколетучим компонентом, непосредственно передается жидкости, обогащенной труднолетучим компонентом и подвергающейся противоточному испарению. Подобную передачу тепла можно осуществить в том случае, когда давление конденсации выше давления испарения. Выполнение этого условия при совмещении противоточной конденсации и противоточного испарения в одном аппарате приводит к принципиальной схеме разделения, изображенной на рис. 1.14.

Такая установка называется конденсационно-испарительной; она включает компрессор 1 и конденсационно-испарительную колонну 2, представляющую собой кожухотрубный аппарат с развитой поверхностью фазового контакта как в трубах, так и в межтрубном пространстве. Исходный газ вместе с циркуляционным потоком, сжимаемым в компрессоре, поступает в трубчатку колонны, где смесь подвергают противоточной конденсации под высоким давлением. В результате этого из верхней части трубок отбирают газообразный концентрированный легколетучий компонент (в случае многокомпонентной смеси – фракцию легколетучих компонентов), из нижней – жидкость, обогащенную труднолетучим компонентом, которая дросселируется до низкого давления и подается в верхнее сечение межтрубного пространства колонны.

В межтрубном пространстве осуществляется процесс противоточного испарения за счет тепла, выделяющегося при противоточной конденсации и передаваемого через стенки трубок.

Продуктами противоточного испарения являются концентрированный труднолетучий компонент, отбираемый из нижней части колонны, и выходящий сверху пар, состав которого близок к составу исходного газа. Отгонный пар из колонны направляют в циркуляционный компрессор, сжимают там до давления, при котором ведется противоточная конденсация, и добавляют к исходному газу.

циркуляционного потока на входе в энтальпия исходного газа должна продуктов разделения в виде газа Рис. 1.14. Принципиальная схема разделения исходная смесь также должна конденсационно-испарительным способом находиться в газообразном состоянии. Для получения одного или обоих продуктов в жидком виде необходимо либо частично ожижить исходную смесь, либо подвести холод со стороны к тому узлу системы, где это будет удобно.

Чтобы показать энергетические преимущества конденсационноиспарительной схемы, достаточно сравнить ее с ректификационной схемой, в которой используется принцип теплового насоса с труднолетучим компонентом в качестве рабочего тела. Предположим, что давление исходного газа и количества циркулирующего потока в обеих схемах равны. Тогда давление сжатия и всасывания выше, чем в ректификационной схеме, так как это давление соответствует температурам испарения: в первом случае – жидкости, содержащей легколетучий компонент, а во втором – концентрированного труднолетучего компонента. Таким образом, работа компрессора в конденсационноиспарительной схеме будет меньше по сравнению с ректификационной схемой.

По конденсационно-испарительной схеме при фиксированном давлении в межтрубном пространстве и постоянной минимальной разности температур в трубчатке давление всасывания для циркуляционного компрессора зависит от состава исходной смеси. Для бинарной смеси с высоким содержанием легколетучего компонента в питании (но не выше, чем в остаточном газе) давление в межтрубном пространстве определяется температурой испарения труднолетучего компонента в нижней части трубчатки. Это объясняется тем, что в верхних сечениях межтрубного пространства температура стекающей жидкости, богатой легколетучим компонентом, будет ниже. Следовательно, при высоком содержании легколетучего компонента в питании, когда исходный газ имеет наименьшую температуру точки росы, давление всасывания для циркуляционного компрессора минимально.

По мере уменьшения количества легколетучего компонента в исходной смеси температура точки росы пара, поступающего в трубчатку, увеличивается, поэтому давление, при котором происходит испарение труднолетучего компонента (при постоянной разности температур), возрастает. Температура испарения жидкости в верхнем сечении трубчатки (сечение ввода жидкости, обогащенной легколетучим компонентом) при этом также увеличивается как вследствие повышения давления, так и в результате уменьшения концентрации легколетучего компонента в питании.

1.4. Многоцелевые колонны и процесс интеграции Многоцелевой процесс предполагает работу различных секций при разных давлениях, чтобы обеспечить внутренний теплообмен между секциями. Такой метод хорошо подходит при реконструкции существующих заводов, где возможно уменьшение затрат теплоты без полной замены колонн. Отметим, что еще одним важным вопросом как в реконструкциях схемы, так и в разработке новых заводов является улучшение тепловых уровней в ректификационных установках к имеющимся тепловым уровням. Это может дать существенную выгоду, если обеспечить хорошую рекуперацию теплоты, или, если тепло получается за счет экзотермических реакций, как например, на заводе по производству метанола.

эффективным, чем подача теплоты в кипятильник. Но он может быть полезным в некоторых случаях. Например в случае, когда предварительный нагрев может быть сделан путем использования низкопотенциального тепла, сохранив более высокотемпературный теплоноситель для кипятильника.

Рис. 1.15. Колонны двойного действия с теплоинтегрированными кипятильниками и В колоннах двойного действия, как показано на рис. 1.15, давление регулируется на двух уровнях (pH-высокое, pL-низкое), чтобы обеспечить конденсаторами. Возможность такого подхода зависит от диапазона температур, при котором обеспечивается минимальная потребность в тепловой энергии.

Именно на это следует обращать внимание при сравнении эффективности схем.

1.5. Внутренне тепло-интегрированные колонны HIDiC Особой разновидностью конденсационно-испарительного способа разделения жидких смесей является система с внутренне теплоинтегрированными колоннами HIDiC, где компрессор сжимает пар из отпарной части колонны для подачи его в укрепляющую часть с повышенным давлением.

Таким образом, тепло может быть передано внутренне из укрепляющей секции в отпарную секцию, как показано на рисунке 1.16. Из-за нагревания и охлаждения паровой поток будет максимальным вблизи тарелки питания и снижаться к концам. Это приводит к непрерывному изменению поперечного сечения по высоте.

Рис. 1.16. Система с внутренне тепло-интегрированными колоннами HIDiC.

Система с внутренне тепло-интегрированными колоннами существенно снижает необратимые потери смешения внутри секций и, таким образом, снижает потребность во внешнем теплоснабжении. При этом нужно затратить работу сжатия и при оценке этого способа энергосбережения учитывать сумму затрат энергии в компрессоре и эксплуатационных (тепловых) затрат. Метод HIDiC пользуется повышенным вниманием в Японии [23, 24].

1.6. Многоколонная ректификационная установка при разделении Поскольку в процессе ректификации энергетические затраты существенно преобладают над капитальными, то экономия энергетических затрат обычно приводит к положительному экономическому эффекту в целом.

Рис. 1.17. Принципиальная схема двухколонной ректификационной установки:

1, 12, 14 – емкости; 2 – насос; - 3 – подогреватель; 4, 7 – кипятильники; 5, 8 – ректификационные колонны; 6 – дроссель; 9, 11, 13 – конденсаторы; 10 – сепаратор.

энергетические затраты связаны с расходом греющего пара в кипятильнике (кубе колонны) и в подогревателе исходной смеси. Возможны различные способы экономии греющего пара. Наиболее простым из них является рекуперация теплоты кубового остатка для подогрева исходной смеси. В тех случаях, когда невозможна простая рекуперация, для использования низкопотенциального теплоносителя, например паров, выходящих из колонны в верхней части, применяют тепловой насос [9, 10].

Выпаривание, также как и ректификация, тоже является энергоемким процессом. При этом в выпаривании наряду с традиционными способами экономии энергетических затрат применяется рекуперация теплоты упаренного раствора для подогрева исходного раствора, использование теплового насоса, широко применяются многокорпусные выпарные установки, где для обогрева последующих корпусов используется пар, получаемый в предыдущих корпусах [1, 29].

По аналогии с многокорпусной выпарной установкой предложены [6, 7] различные варианты многоколонной (двухколонной) ректификации при обогреве последующей колонны парами, выводимыми сверху предыдущей, и за счет работы колонн под разными давлениями.

Для оценки экономической эффективности применения двухколонной ректификации по сравнению с одноколонной, в работе [7] был рассмотрен один из возможных вариантов разделения бинарной зеотропной смеси: кубовый остаток из первой колонны подается во вторую, в которой происходит окончательное разделение смеси на продукты требуемого качества. Принципиальная схема такой двухколонной ректификационной установки представлена на рис. 1.17.

Первая колонна 5 работает под большим давлением, поэтому пары, выводимые сверху первой колонны, пригодны для обогрева кипятильника второй колонны 8. Иначе, кипятильник второй колонны служит конденсатором паров, выводимых из первой. Кубовый остаток из первой колонны через дроссель 6 (для поддержания требуемой разности давлений между колоннами) подается на питание второй. При этом после дросселя часть жидкости испаряется, и поэтому во вторую колонну поступает парожидкостная смесь.

Для получения такого же количества дистиллята, что и в одноколонной установке, работающей при тех же условиях (при том же количестве и составе исходной смеси, при тех же концентрациях дистиллята и кубового остатка), смешивают потоки дистиллята из первой и второй колонн в емкости 12. Причем, так как после дросселирования потока дистиллята из первой колонны образуется парожидкостная смесь, то пар отделяется в сепараторе 10 и конденсируется в конденсаторе 11.

Очевидно, что в двухколонной установке греющий пар затрачивается только в первой колонне, где происходит неполное разделение смеси, а полностью до требуемых составов верхнего и нижнего продуктов смесь разделяется уже во второй колонне, обогреваемой парами дистиллята из первой.

Поэтому затраты греющего пара в кипятильнике первой колонны в двухколонной установке будут ниже, чем в одноколонной, работающей при тех же исходных данных.

Следует учесть, что за счет большего давления в колонне 5 увеличивается температура кипения исходной смеси, а следовательно, увеличивается и расход пара в подогревателе 3. Естественно, что в случае двухколонной установки существенно возрастают и капитальные затраты.

Для оценки экономической эффективности и определения условий целесообразного использования многоколонной ректификации, в работе [7] был проведен расчет, в котором в качестве модели была взята двухколонная ректификационная установка для разделения бинарной зеотропной смеси бензолтолуол. При этом были приняты следующие допущения:

- смесь бензол-толуол близка по своим свойствам к идеальной и подчиняется закону Рауля;

- мольные потоки паровой и жидкой фаз постоянны по высоте в каждой из колонн (так как величины теплот парообразования для бензола и толуола имеют близкие значения).

Кроме того, концентрации дистиллятов первой и второй колонн приняты одинаковыми.

Во второй колонне принято атмосферное давление. Давление в первой колонне варьировали [7] в определенных границах, которые определяются температурой конденсации паров, уходящих из первой колонны. Минимальное давление определяется минимальным температурным напором, необходимым для обеспечения устойчивой работы рекуперативного теплообменника.

Максимальное давление определяется либо условиями нормальной работы рекуперативного теплообменника, так как при очень высоких температурах конденсации пара в рекуперативном теплообменнике может наступить кризис кипения, либо необходимостью применения специальных теплоносителей (более дорогих, чем греющий пар) в кубе первой колонны при высоких температурах кипения, обусловленных высоким давлением. Учитывая эти соображения, в расчетах [7] приняли минимальное давление в первой колонне p`=3 ат, максимальное p``=5 ат.

С увеличением давления p` расход теплоты в кипятильнике уменьшается, но одновременно с этим растет расход теплоты в подогревателе исходной смеси и расход электроэнергии в центробежных насосах 2 и 2`. Таким образом, должно существовать оптимальное давление в первой колонне, при котором экономия суммарных энергетических затрат в двухколонной установке по сравнению с одноколонной максимальна. При этом двухколонную ректификационную установку сравнивали с одноколонной, работающей при тех же исходных данных и под атмосферным давлением, как наиболее простым вариантом проведения данного процесса.

Поиск оптимального режима работы двухколонной установки осуществлялся на основании энергетических затрат. При этом считали, что суммарные энергетические затраты складываются из расходов греющего пара в кипятильнике и подогревателе и из затрат электроэнергии в центробежных насосах.

В работе [7] приведены расчеты суммарных энергетических и приведенных затрат, в результате которых выявлено, что оптимальным давлением в первой колонне является минимальное давление, обеспечивающее эффективную работу рекуперативного теплообменника, так как экономия теплоты в кипятильнике первой колонны с ростом p` растет медленнее, чем необходимый расход теплоты в подогревателе исходной смеси. Причем экономия энергетических затрат при использовании двухколонной ректификации приближается к 20%, а относительно приведенных затрат переход от одноколонной к двухколонной ректификационной установке дает экономию около 10%.

Очевидно, что применение трехколонной ректификации при определенных условиях может дать больший экономический эффект.

Практически максимальное число колонн при ректификации бинарных смесей (как и при выпаривании растворов) вряд ли будет превышать 3 – 4 из-за уменьшения движущей силы процесса теплопередачи и увеличения размеров рекуперативных теплообменников.

1.7. О минимальных затратах энергии в ректификационных колоннах Для количественной оценки энергопотребления в работе [27] используют понятие минимальной энергии или минимального расхода пара (Vmin), где допускаются секции с бесконечным числом тарелок. Таким образом, эти величины независимы от заданных условий проектирования установки. На практике реальное число тарелок выбирается на основе требуемой чистоты разделения и минимума суммы капитальных затрат (стоимости оборудования) и эксплуатационных затрат (стоимости энергии).При этом реальные затраты энергии будет несколько выше минимальной. Тем не менее, Vmin является простой и удобной мерой, используемой для сравнения энергопотребления в различных схемах ректификации.

Диаграмма минимальной энергии Vmin может быть использована [27] для оценки разделения многокомпонентных смесей. Сначала рассмотрена единственная двухпродуктовая колонна с многокомпонентным питанием (F).

Минимальное энергопотребление для заданного качества продукта косвенно определяется минимальным потоком пара через тарелку питания в колонне с бесконечным числом тарелок.

Рис. 1.18. Расширенные схемы Петлюка для четырех продуктов.

Соответствующий тепловой поток для образования этого потока пара может быть получен умножением на теплоту парообразования. Рассмотрен случай с постоянным давлением. Тогда при работе в стационарном режиме есть две степени свободы. Выбран расход пара на единицу питания (V/F) и поток продукта сверху на единицу питания (D/F). Для каждой данной пары (D/F, V/F) все другие характеристики процесса полностью определяются, в том числе все потоки и составы продуктов. Энтальпия питания определяется долей жидкой фракции (q).

Vmin-диаграмма на рис.1.19 показывает, как компоненты смеси для питания тройной смесью (ABC) распределяются на верхние и нижние продукты в простой двухпродуктовой «бесконечной высоты» ректификационной колонне в зависимости от рабочей точки (D/F, V/F). Для значений V/F выше верхней ломаной линии (подобной «горе») границы в диаграмме ([0,0-PAB-PAC-PBC-[1,1-q]), колонна использует слишком много пара, то есть мы тратим впустую энергию.

Значения на пиках дают поток пара Vmin для соответствующих вариантов разделения с получением одного компонента требуемой чистоты. Если поток пара V падает ниже линии для данного D, то еще один компонент станет распределенным, поскольку пересечена граница линий.

Рис.1.19. Vmin-диаграмма для трехкомпонентного питания.

Узлы (внизу долин) являются Vmin для так называемых «предпочтительных разделений», где выполняется разделение между двумя ключевыми компонентами с распределенным промежуточным компонентом. Чтобы найти диаграмму для многокомпонентного питания, нужно только определить четкое разделение между каждой парой ключевых компонентов. То есть, для n компонентов (n>1), можно найти полную диаграмму, вычисляя 1+2+3…+n-1=n(nточки. Для трехкомпонентного примера нужно только три точки: PAB: четкое A/B, PBC: четкое B/C и PAC: четкое A/C. PAC является «предпочтительным разделением» [27], которое является рабочей точкой с минимальной энергией для четкого разделения между A и C, в то время как промежуточный компонент B распределен по обоим концам колонны. В любой рабочей точке на уровне или выше V- образного PAB-PAC-PBC мы также получаем четкое разделение A/C, но с более высокой энергией, чем конкретно в PAC.

Диаграмма для реальных смесей может быть просто получена с помощью моделирования многокомпонентного питания в двухпродуктовой колонне с большим числом стадий. Моделирование проводится для различных значений продуктовых разделений (D/F), также вычисляются соответствующие значения Vmin/F, чтобы получить указанной высокой степени очистки (или желаемой чистоты) продукт. Термин Vmin означает, что минимальный V соответствует бесконечному количеству стадий, но на практике можно получить значение близкое к Vmin с конечным числом стадий. Также отметим, что в ректификации значение Vmin слабо зависит от чистоты при четком разделении. Таким образом, на практике могут быть учтены [27] небольшие примеси тяжелокипящего компонента вверху и легкокипящего компонента – внизу для каждой пары компонентов. Заметим,что в случае бинарной смеси будет только один пик.

Для идеальных смесей с постоянной относительной летучестью и постоянным молярным расходом можно получить Vmin-диаграмму без осуществления моделирований, отнимающих много времени. Здесь, для бесконечного числа стадий можно использовать классические уравнения Ундервуда, а Vmin-диаграмма может быть вычислена непосредственно из свойств питания.

В недавних публикациях [31, 32] предложен эффективный метод расчёта оптимальных вариантов колонн с разделяющей перегородкой (DWC), в том числе с использованием хорошо известного метода Фенске-Ундервуда-Джиллиленда [33].

Проведенный обзор научной литературы по вопросам энергозатрат и способам энергосбережения показал, что реальные режимы работы ректификационных установок характеризуются низкой термодинамической эффективностью - на уровне 10 - 20%. Предлагаемые решения по снижению затрат энергии при ректификации направлены, в основном, на приближение условий проведения реальных процессов к режиму термодинамически обратимой ректификации. В лучших предложенных вариантах энергосбережение достигает 50 - 60%.

Вместе с тем, при разработке энергосберегающих способов ведения процесса ректификации важно также учитывать эффективность использования пара, поднимающегося по колонне, а именно: его многократную конденсацию (по числу тарелок в колонне) с передачей выделяющейся при этом теплоты встречному потоку жидкости для ее испарения.

На основе результатов литературного обзора по вопросам энергосбережения при ректификации были сформулированы следующие задачи:

1. Исследовать влияние различных факторов на затраты теплоты в кипятильнике, в том числе:

- способность жидких смесей разделяться методом перегонки;

- чистота получаемых продуктов разделения;

- энергетический уровень исходной смеси.

2. Изучить внутреннее энергосбережение в ректификационной колонне.

3. Выявить зависимость затрат теплоты на разделение жидких смесей методом ректификации от внутреннего энергосбережения в колонне.

ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ЗАТРАТ ТЕПЛОТЫ ПРИ РЕКТИФИКАЦИИ

БИНАРНЫХ СМЕСЕЙ

Современные нефтеперерабатывающие, нефтехимические и химические предприятия являются крупными потребителями энергоресурсов всех видов.

Значительная доля энергозатрат приходится на разделение жидких смесей как при получении чистых готовых продуктов, так и на стадиях подготовки сырья. Среди существующих методов разделения жидких бинарных смесей (кристаллизация, перегонка, мембранное разделение и др.) процессы перегонки являются одними из самых энергоёмких. На этот метод разделения идут в тех случаях, когда другие методы оказываются неприемлемыми. Энергоёмкость процессов перегонки связана, прежде всего, с большой теплотой парообразования (по сравнению, например, с теплотой плавления) компонентов разделяемой смеси. Среди методов перегонки наиболее энергосберегающим является метод ректификации, применяемый, как правило, при получении достаточно чистых продуктов. При этом энергозатраты на разделение смеси зависят от качества получаемых продуктов [34] и от их способности разделяться методами перегонки.

Одним из важных направлений снижения энергетических затрат является оптимизация процесса ректификации, приняв в качестве критерия минимум энергетических затрат.

Нормальная работа ректификационной колонны с получением дистиллята и кубового остатка заданных составов может быть организована при различных состояниях сырья, подаваемого в колонну. Смесь может подаваться в колонну недогретой до температуры кипения, в виде кипящей жидкости, в виде парожидкостной смеси, в виде насыщенного пара и, наконец, в виде перегретого пара. Тепловое состояние сырья существенно влияет на потоки пара и жидкости в секции питания колонны (в секции питания встречаются потоки сырья, флегмы из укрепляющей части колонны и пара из отгонной части колонны – все эти потоки и их составы взаимосвязаны) и на работу колонны в целом, обусловливая отвод определенного количества теплоты в конденсаторе и подвод теплоты в кипятильнике.

При изменении состояния вводимого сырья будут изменяться тепловые потоки в кипятильнике и конденсаторе. Так при подаче более холодного сырья количество теплоты, отбираемой в конденсаторе должно уменьшиться. Это приведет к уменьшению потока флегмы в укрепляющей части колонны, а количество теплоты, подводимого в кипятильнике должно увеличиться [35].

2.1. Количественная оценка качества разделения бинарных смесей Оценить качество разделения смеси на индивидуальные компоненты можно различными способами [1, с.884]: по выходам каждого компонента и чистоте каждого продукта разделения, на базе энтропийного критерия разделения [1, с.887] и т. п. Для бинарных смесей достаточно удобен технологический критерий разделения Еp, характеризующий одновременно чистоту и выход. Он представляет собой разность выходов в данный продукт целевого компонента и примеси. Формула для его расчёта применительно к ректификации бинарной смеси найдена в [36].

При разделении L1 бинарной смеси низкокипящего компонента (НКК) и высококипящего (ВКК) с мольной концентрацией НКК в ней х1 на верхний продукт в количестве П с преимущественным содержанием в нём НКК - х2, и нижний продукт в количестве Loс незначительным содержанием НКК - х (рис.2.1) технологический критерий разделения Еp по верхнему продукту может быть найден следующим образом.

Из материальных балансов и по НКК находим:

Количество НКК в верхнем продукте равно Пх2, а его выход (по отношению к исходному содержанию L1х1) составляет:

Выход примеси (ВКК) в верхнем продукте соответственно:

Согласно определению критерия разделения Ер после вычитания (2.5) из (2.4) и преобразований получаем Видно, что критерий разделения в соответствии с полученным выражением зависит лишь от концентрации НКК в исходной смеси и в получаемых продуктах (поскольку их количества также определяются концентрациями).

Рис. 2.2. Зависимость критерия разделения Еp от степени симметричности при различных значениях: а) х2-х0 = 0,9; б) х2-х0 = 0,8; в) х2-х0 = 0,4; г) х2-х0 = 0,2.

и при х1 =0,5 величина Еp = х2 – х0, то есть в этом случае критерий разделения численно совпадает с разностью конечных концентраций.

Заметим, что при симметричном разделении и начальной концентрации НКК, отличной от 0,5, величина критерия разделения превышает разность значения Еp в этих случаях отражают факт получения более чистым одного из продуктов.

В общем случае несимметричного разделения x 2 x1 x1 x0 величина критерия разделения Еp зависит (помимо концентраций х2 и х0 в конечных концентрацией х1. Удобно принять так чтобы при симметричном разделении (х2-х1=х1-х0=(х2-х0)/ 2) величина степени симметричности =1. При несимметричном разделении в случае x1 x0 величина 0, а при x1 x 2 величина 2.

В общем случае 0 2 с учётом (2.7) получено [36] выражение:

При симметричном разделении (=1) оно, естественно, совпадает с формулой (2.7).

Зависимости критерия разделения Е от степени симметричности для различных значений х0 и х2 представлены на рис. 2.2. Видно, что при больших разностях х2-х0 (рис. 2а, б) и степенях симметричности, близких к единице (скажем, в пределах от 0,5 до 1,5), величина критерия разделения Е практически совпадает с величиной х2-х0 (отличие не превышает 10 %). При значительной несимметричности разделения ( 1,5) величина Еp меньше х2-х0 и стремится к нулю при 0 или 2. При малых разностях х2-х0 величина Еp может существенно превышать разность х2-х0 по указанным ранее причинам.

2.2. Оценка затрат теплоты при разделении бинарной смеси методом Затраты теплоты в кипятильнике ректификационной колонны Qк связаны с отводом теплоты в конденсаторе Qконд балансовым соотношением (рис. 2.3) Теплоты, подводимые и отводимые жидкостными потоками, примерно одинаковы [1, с.1037]:

Тогда из равенства (2.8) получаем QкОконд. Физически это означает: именно флегму, получаемую в конденсаторе, и надо испарять в кипятильнике; поэтому теплоты (подводимые и отводимые) в этих аппаратах примерно равны.

С допущением о равенстве Qк и Qконд можно считать Определим [38] затраты теплоты при режиме работы колонны с минимальным флегмовым числом Rmin. Как отмечается в [1, 4, 18, 35, 37], наиболее экономичные реальные режимы ректификации по своим параметрам близки к режиму минимальной флегмы. С другой стороны, режим минимальной флегмы (с постоянными по высоте колонны потоками пара и жидкости и локальным подводом теплоты - в кубе колонны и отводом - в конденсаторе) наиболее близок к термодинамически обратимой ректификации [18].

Считая разделяемую смесь идеальной, то есть подчиняющейся закону Рауля и имеющей равновесную зависимость вида:

выражение для удельного расхода теплоты qкmin (на разделение 1 кмоля исходной смеси):

Коэффициент относительной летучести компонентов смеси, входящий в уравнение (2.10), изменяется, как известно [1, 4, 35], от 1 (разделение в этом случае невозможно) до, когда второй компонент можно считать практически нелетучим по сравнению с низкокипящим. Более удобной характеристикой разделяемости смеси является параметр, определяемый в виде [34, 36]:

и изменяющийся в пределах от 0 (при = 1) до 1 (при =). Назовем его разделяемостью смеси. Из (2.12) получаем:

Подставляя в (2.10) найденное выражение для, имеем:

С учётом (2.13) выражение (2.11) для qкmin преобразуется в (2.14):

Из выражения (2.14) отчетливо видна прямопропорциональная зависимость парообразования r2 верхнего продукта. На величину также влияет состав x1 и разделяемость Р исходной смеси. Приведем выражение (2.14) к виду характеризующему минимальные удельные (на 1 кмоль исходной смеси) затраты теплоты, необходимые для полного разделения смеси.

В частном случае, принимая концентрацию НКК в исходной смеси x равной 0,5, получаем:

то есть величина удельных затрат в этом случае обратно пропорциональна разделяемости смеси Р.

Результаты расчета [38] относительных удельных затрат теплоты, считая на полное разделение смеси, приведены в таблице 2.1. Относительные удельные затраты теплоты на разделение бинарной смеси – это безразмерные числа, показывающие относительное увеличение (уменьшение) затрат теплоты по сравнению с теплотой испарения исходной смеси.

разделяемости Р при некоторых составах исходной смеси представлены на рисунке 2.4.

Для легкоразделяемых смесей (Р 1) удельный расход теплоты можно определить как:

Данное выражение удобно использовать для расчета удельных расходов теплоты при выпаривании растворов солей. Разделяемость подобных бинарных смесей равна единице, что соответствует коэффициенту относительной летучести растворителя к соли =.

Таблица 2.1. Значения относительных удельных затрат теплоты при различных совпадают со значением концентрации НКК в исходной смеси x1 и увеличиваются в 9 раз при изменении x1 от 0,1 до 0,9 кмоль НКК/кмоль смеси.

При малых значениях P уменьшается вклад x1в конечный результат расчета по (2.15) минимальных удельных затрат теплоты. При Р < 0,1 (коэффициент относительной летучести < 1,2) величиной x1 можно пренебречь с несущественной погрешностью. Тогда выражение для минимальных удельных затрат теплоты примет такой же вид, как и в случае x1= 0,5:

При маленьких разделяемостях смеси Р (0,05 – 0,1) затраты теплоты на разделение увеличиваются в несколько раз. Чем меньше разделяемость смеси Р, ректификации.

Рис 2.4. Зависимость относительных удельных затрат теплоты от разделяемости P Так, в случае x1 = 0,5 при разделяемости Р = 0,1 минимальные затраты на ректификацию увеличиваются ровно в 10 раз по сравнению с затратами на разделение смеси с разделяемостью Р = 1 (относительная летучесть компонентов = ). Увеличение затрат теплоты на ректификацию при уменьшении разделяемости смеси связано с увеличением минимального (и рабочего) флегмовых чисел и, соответственно, ростом потока флегмы, которую необходимо испарять в кубе колонны.

При небольших концентрациях x1 влияние разделяемости смеси P на затраты теплоты усиливается. Так, при x1= 0,1 с уменьшением разделяемости Р от 1 до 0,1 минимальные затраты увеличиваются в 46 раз. А при x1= 0,9 с уменьшением разделяемости смеси Р от 1 до 0,1 затраты теплоты увеличиваются уже не так значительно (лишь в 6 раз).

Практически одинаковые затраты на разделение смеси с изменением x1 от 0,1 до 0,9 кмоль НКК/кмоль смеси при малых разделяемостях смесей P объясняются большим внутренним энергосбережением процесса ректификации [38].

При средней разделяемости смеси (0,4 Р 0,6), что соответствует смеси бензол-толуол при атмосферном давлении, и концентрациях НКК в исходной смеси, близких к 0.5 кмоль НКК/кмоль смеси, относительные удельные затраты соизмеримы со скрытой теплотой парообразования смеси. Важно отметить, что этих затрат теплоты в кипятильнике достаточно для разделения исходной смеси на практически чистые компоненты. Для получения более чистых компонентов требуется, естественно, большее число тарелок в колонне. Чем больше число тарелок в колонне и флегмовое число, с которым работает колонна, тем больше внутреннее энергосбережение в процессе ректификации [39-43].

Этим и объясняется факт, что для практически полного разделения смеси часто достаточно затрачивать в кипятильнике колонны лишь одну теплоту парообразования исходной смеси [38].

2.3. Теоретический анализ затрат теплоты на ректификацию при различных Затраты теплоты на процесс ректификации, как известно [1, 4, 35, 37], зависят от флегмового числа. Рабочее флегмовое число R должно быть больше минимального R min, обеспечивающего заданное разделение при бесконечном числе тарелок в колонне:

где – коэффициент избытка флегмы; определяется на основании техникоэкономического расчета, учитывающего и затраты теплоты на процесс и стоимость оборудования ректификационной колонны.

В случае подачи исходной смеси в колонну при температуре ее кипения, предусматривая оптимальный уровень подачи, минимальное флегмовое число R min При других состояниях исходной смеси («холодная», то есть недогретая до температуры кипения, в виде пара – насыщенного или перегретого, в парожидкостном состоянии) точка пересечения линии тарелки питания [1] с равновесной линией перемещается по последней в зависимости от величины E, определяемой по формулам:

– при питании колонны недогретой (при температуре t x ) до кипения ( t 1 ) исходной смесью теплоемкостью с и теплотой парообразования r:

– при парожидкостном питании ( - доля пара):

– при питании сухим насыщенным паром:

– при питании перегретым ( t п t 1 ) паром:

Равновесная зависимость составов пара y и жидкости х для смесей, подчиняющихся закону Рауля, имеет вид где Р –разделяемость смеси.

В общем случае при подаче в колонну исходной смеси состава x концентрация x1 (абсцисса точек Х, К, ПЖ, П, ПП на рис.2.5) может быть найдена путем совместного решения уравнений (2.20) и (2.13):

После преобразований:

приходим к квадратному уравнению:

Рис. 2.5. Точки пересечения рабочих линий укрепляющей и отгонной колонн при минимальных флегмовых числах для различных состояний исходной смеси.

Решением уравнения (2.22) является:

В решении (2.23) физическому смыслу (0< x1 Qкк > QkПЖ > QkП Q ПОД Rmin < Rmin < Rmin < Rmin 2.4. Сравнение реальных затрат теплоты на ректификацию при подаче питания в виде парожидкостной смеси с разной долей пара [47] Анализ влияния агрегатного состояния исходной смеси (пар или жидкость) на затраты тепловой энергии в процессе ректификации подробно рассмотрен в [46]. Этот анализ внес определенную ясность в вопрос о целесообразности предварительной конденсации паровой смеси перед подачей её в колонну, по которому в научной литературе [22, 45] была довольно жаркая дискуссия. Нами в [47] этот вопрос рассмотрен более подробно, а именно, с учетом доли пара в исходной смеси.

Затраты теплоты на процесс ректификации, безусловно, зависят как от способности смеси разделяться методами перегонки, так и от состояния исходной смеси и качества получаемых продуктов разделения. То есть от концентраций низкокипящего компонента (НКК) в исходной смеси х1, х2 – в верхнем продукте и х0 - в нижнем продукте. Заметим, что количества получаемых продуктов П и Lo соответствуют материальным балансам (2.1) и (2.3).

При подаче исходной смеси в виде кипящей жидкости тепловой баланс записывается:

Рис. 2.7. К тепловому балансу ректификационной колонны При подаче парожидкостной смеси имеем энтальпии кипящей исходной смеси (c1t1) на величину произведения скрытой теплоты парообразования r1 на долю пара :

парожидкостном состоянии находим из (2.32) с учетом ( L 1c1 t 1 L 0 c 0 t 0 Пc 2 t 2 ) и (2.34):

Тепловой поток в конденсаторе Qконд зависит от флегмового числа R и верхнего продуктового потока П:

При заданной степени разделения (х1, х2, х0) продуктовый поток П связан с потоком исходной смеси L1 соотношением (2.3):

Рабочее флегмовое число R = Rmin.

Минимальное флегмовое число зависит от агрегатного состояния исходной смеси (рис. 2.8).

При подаче в колонну кипящей исходной смеси В случае питания колонны парожидкостной смесью Для идеальной бинарной смеси состава х1 и разделяемости Р равновесная концентрация НКК в паре определяется выражением (2.13) В случае подачи парожидкостной смеси Соответствующая составу пара ( y1 ) равновесная концентрация НКК в жидкости ( x 1 ) зависит от доли пара в исходной смеси и находится по формуле (2.23):

В соответствии с (2.24) запишем При разделении бинарной смеси минимальное флегмовое число в случае питания колонны кипящей жидкостью может быть рассчитано из уравнения (2.36):

преобразований получаем Из (2.37) следует выражение для минимального флегмового числа при питании колонны парожидкостной смесью:

Тепловые потоки в кубе ректификационной колонны составляют:

- при питании колонны парожидкостной смесью в соответствии с формулами (2.35) и (2.9) - при питании колонны нагретой до кипения жидкостью С целью упрощения анализа:

примем близкими мольные теплоты парообразования компонентов, так что можно считать r1 = r2= r;

- будем оперировать удельными расходами теплоты (отнесенными к 1 кмолю исходной смеси).

Тогда, очевидно Разделив (2.42) на (2.43), после сокращения на r и преобразований, получаем В зависимости от разделяемости смеси P, доли пара, требуемой чистоты продуктов разделения (x2, x0) и коэффициента избытка флегмы отношение qkПЖ может быть больше, меньше или равно 1 [47,48,50]. Это наглядно продемонстрировано на рис. 2.9-2.20 (принято: х2 = 0,98, х0 = 0,02).

Рис.2.9. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней Доля пара в исходной смеси =0,25; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.10. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,25; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.11. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,25; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.12. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,25; коэффициент избытка флегмы = Рис.2.13. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,5; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.14. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,5; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.15. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,5; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.16. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,55; коэффициент избытка флегмы = Рис.2.17. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,75; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.18. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,75; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.19. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней парожидкостной смесью и кипящей жидкостью.

Доля пара в исходной смеси =0,75; коэффициент избытка флегмы =1, Рис.2.20. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при питании последней Доля пара в исходной смеси =0,75; коэффициент избытка флегмы = Из рис. 2.9-2.20 видно, что при малых значениях коэффициента избытка флегмы любое количество пара, подведенного в колонну, приводит к тому, что расход теплоты в кубе становится меньше.

быть больше 1 (но только в случае больших коэффициентов избытка флегмы ).

Интересно заметить, что при сравнении удельных затрат теплоты в кубе колонны в случае пара и кипящей жидкости пересечение кривых происходило в одной точке. В данном случае (сравнение кипящей жидкости и парожидкостной смеси) пересечение кривых происходит в разных точках.

В частном случае при =1 сравним [47] минимальные затраты теплот в кубе колонны.

приняв правую и левую части неравенства:

Зависимость от представлена на рис. 2.21. Видно, что в области реальных концентраций 0 < < 1 для идеальных смесей не существует ни одного разделяемости смеси Р и доли пара ). Это значит, что дополнительный подвод теплоты при питании колонны парожидкостной смесью превышает увеличение расхода теплоты в кубе за счет большого флегмового числа по сравнению с Важной для практики эксплуатации ректификационных колонн задачей является нахождение коэффициента избытка флегмы, при котором возможно выполнение условия / >1. Граничное значение коэффициента избытка флегмы можно найти из (2.45), принимая его одинаковым для разных состояний смеси:

Р=0,1 и различных значениях х1, х2, х0 и представлены в таблицах 2.3-2.11 и на рис. 2.22-2.27.



Pages:     || 2 |


Похожие работы:

«КАШИРСКИЙ Дмитрий Валерьевич ПСИХОЛОГИЯ ЛИЧНОСТНЫХ ЦЕННОСТЕЙ Специальность: 19.00.01 – Общая психология. Психология личности. История психология (психологические наук и) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени доктора психологических наук МОСКВА 2014 2 ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ.. ГЛАВА 1. Теоретико-методологические основы исследования личностных...»

«Соколова Евгения Эрхардовна МЕТОДИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ ОРГАНИЗАЦИОННЫХ ИННОВАЦИЙ В ИНТЕГРИРОВАННЫХ ХОЛДИНГОВЫХ СТРУКТУРАХ 08.00.05 - Экономика и управление народным хозяйством: управление инновациями Диссертация на соискание ученой степени кандидата...»

«ПАНОЧКИНА ЛИДИЯ ВЛАДИМИРОВНА РАЗВИТИЕ МЕТОДОВ УПРАВЛЕНИЯ РИСКАМИ НА ЭТАПЕ БИЗНЕС-ПЛАНИРОВАНИЯ ИНВЕСТИЦИОННО-СТРОИТЕЛЬНЫХ ПРОЕКТОВ Специальность 08.00.05 – Экономика и управление народным хозяйством (специализация – Экономика, организация и управление предприятиями, отраслями и комплексами (строительство)) Диссертация на соискание ученой степени кандидата экономических наук Научный...»

«Никитенко Андрей Владимирович Активизация познавательной деятельности студентов образовательной организации высшего образования как фактор их личностнопрофессионального становления Специальность: 13.00.08 – Теория и методика профессионального образования ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата педагогических наук Научный руководитель : доктор педагогических наук, профессор Поличка А. Е. Красноярск – ОГЛАВЛЕНИЕ...»

«Карпунин Григорий Анатольевич УДК 515.164.174+514.772+519.711.7 ТЕОРИЯ МОРСА МИНИМАЛЬНЫХ СЕТЕЙ 01.01.04 — геометрия и топология ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата физико–математических наук Научный руководитель : профессор, доктор физикоматематических наук, А. А. Тужилин Москва – 2001 Оглавление Введение 1 Актуальность темы.........................»

«ШАКАРЬЯНЦ Алла Андрониковна ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ ЛЕЧЕНИЯ ОЧАГОВОЙ ДЕМИНЕРАЛИЗАЦИИ ЭМАЛИ В СТАДИИ ДЕФЕКТА МЕТОДОМ ИНФИЛЬТРАЦИИ В СОЧЕТАНИИ С РАЗЛИЧНЫМИ РЕСТАВРАЦИОННЫМИ ТЕХНОЛОГИЯМИ 14.01.14 - Стоматология ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени КАНДИДАТА...»

«Дерябина Елена Владимировна ТРАНСФОРМАЦИЯ ОРГАНИЗАЦИИ И СТИМУЛИРОВАНИЯ ТРУДА В ЖИЛИЩНО-ЭКСПЛУАТАЦИОННОМ ХОЗЯЙСТВЕ РОССИИ: ТЕОРЕТИКО-МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ И МЕТОДИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ Специальность 08.00.05 – экономика и управление народным хозяйством (экономика труда) Диссертация на соискание учёной степени доктора экономических наук...»

«Дубищев Виктор Алексеевич Военно-политическое поражение Франции в 1940 г. 07.00.03 - Всеобщая история (новая и новейшая) Диссертация на соискание учёной степени кандидата исторических наук Научный руководитель доктор исторических наук, профессор Козенко Б.Д. Самара - 2002 ОГЛАВЛЕНИЕ Стр. Введение 3. Глава первая. Внутриполитические причины поражения Франции § 1.Экономика и колониальная политика 28. § 2. Внутриполитическая...»

«Платонов Сергей Александрович ТВЕРДОТЕЛЬНЫЕ ИМПУЛЬСНЫЕ МОДУЛЯТОРЫ ГЕНЕРАТОРНЫХ ЭЛЕКТРОВАКУУМНЫХ ПРИБОРОВ СВЧ Специальность 05.12.04 “Радиотехника, в том числе системы и устройства телевидения ” Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель : кандидат технических наук, доцент Казанцев В. И. Москва, 2014 2 Оглавление Основные обозначения и сокращения Введение Глава 1. Состояние вопроса и постановка...»

«ИЗ ФОНДОВ РОССИЙСКОЙ ГОСУДАРСТВЕННОЙ БИБЛИОТЕКИ Букаева, Ирина Николаевна Обстановка совершения преступления, получение и использование информации о ней при расследовании уголовных дел Москва Российская государственная библиотека diss.rsl.ru 2006 Букаева, Ирина Николаевна Обстановка совершения преступления, получение и использование информации о ней при расследовании уголовных дел : [Электронный ресурс] : Дис. . канд. юрид. наук  : 12.00.09. ­ Тюмень: РГБ, 2006 (Из фондов Российской...»

«ИЗ ФОНДОВ РОССИЙСКОЙ ГОСУДАРСТВЕННОЙ БИБЛИОТЕКИ Лунин, Николай Николаевич Мошенничество по уголовному законодательству России: уголовно­правовая характеристика и квалификация Москва Российская государственная библиотека diss.rsl.ru 2006 Лунин, Николай Николаевич.    Мошенничество по уголовному законодательству России: уголовно­правовая характеристика и квалификация  [Электронный ресурс] : Дис. . канд. юрид. наук  : 12.00.08. ­ Орел: РГБ, 2006. ­ (Из фондов Российской...»

«МАНКЕЛЕВИЧ ЮРИЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ ПЛАЗМЕННО И ТЕРМИЧЕСКИ СТИМУЛИРОВАННОЕ ОСАЖДЕНИЕ АЛМАЗНЫХ ПЛЕНОК: МНОГОМЕРНЫЕ МОДЕЛИ ХИМИЧЕСКИХ РЕАКТОРОВ Диссертация на соискание ученой степени доктора физико-математических наук Специальность 01.04.08 – физика...»

«ИЗ ФОНДОВ РОССИЙСКОЙ ГОСУДАРСТВЕННОЙ БИБЛИОТЕКИ Гениатулина, Ирина Анатольевна Улучшение условий и охраны труда работников животноводства и птицеводства путем разработки и внедрения озонаторных установок Москва Российская государственная библиотека diss.rsl.ru 2006 Гениатулина, Ирина Анатольевна.    Улучшение условий и охраны труда работников животноводства и птицеводства путем разработки и внедрения озонаторных установок  [Электронный ресурс] : Дис. . канд. техн. наук...»

«Кубарев Вячеслав Сергеевич ОСОЗНАНИЕ ЖИЗНЕННЫХ СМЫСЛОВ В РАБОТЕ СО СНОВИДЕНИЯМИ (ТОМ 1) 19.00.01 – Общая психология, психология личности, история психологии Диссертация на соискание ученой степени кандидата психологических наук Научный руководитель : доктор психологических наук А.В. Россохин Москва – 2013 ОГЛАВЛЕНИЕ Введение Глава 1. Феномен смысла жизни и его понимание в философии и психологии:...»

«Захарова Татьяна Владимировна МОНИТОРИНГ ФАКТОРОВ РЕГИОНАЛЬНОЙ ПРОДОВОЛЬСТВЕННОЙ БЕЗОПАСНОСТИ (НА ПРИМЕРЕ ОТРАСЛИ РАСТЕНИЕВОДСТВА СТАВРОПОЛЬСКОГО КРАЯ) Специальность 08.00.05 – Экономика и управление народным хозяйством: экономическая безопасность Диссертация на соискание ученой степени кандидата экономических наук Научный руководитель доктор экономических наук профессор А.И. Белоусов Ставрополь – Оглавление Введение 1.1. Устойчивое...»

«Мизандронцева Марина Вячеславовна УПРАВЛЕНИЕ РАЗВИТИЕМ ПОЛИКОММУНИКАТИВНОЙ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЙ СРЕДЫ 13.00.01 – общая педагогика, история педагогики и образования Диссертация на соискание ученой степени...»

«МАЙ ВАН КУАН ОПТИМИЗАЦИЯ ОСНОВНЫХ ПРОЕКТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК БУКСИРОВ-СПАСАТЕЛЕЙ ДЛЯ ВЬЕТНАМА Специальность 05.08.03 – “Проектирование и конструкция судов” Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель профессор, д. т. н. Грамузов Е. М. Нижний Новгород 2014 г. ПЕРЕЧЕНЬ...»

«УСОВА ЮЛИЯ ВИКТОРОВНА ПОЛИТИЧЕСКИЕ ЭЛИТЫ СОВРЕМЕННОЙ РОССИИ: ДИНАМИКА И ПОЗИЦИОНИРОВАНИЕ Специальность 23.00.02 Политические институты, процессы и технологии Диссертация на соискание ученой степени доктора политических наук Научный консультант : доктор политических наук, профессор Б.Г. Койбаев Владикавказ, 2014 СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ ГЛАВА 1. ТЕОРЕТИКО-МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ЭЛИТОЛОГИИ В СОВРЕМЕННОЙ...»

«ДУДАРЕВА МАРИЯ ВАСИЛЬЕВНА ПАТОГЕНЕТИЧЕСКИЕ МЕХАНИЗМЫ ИММУННОЙ ДИСФУНКЦИИ У НОВОРОЖДЕННЫХ С РЕСПИРАТОРНЫМИ НАРУШЕНИЯМИ 03.03.03 – иммунология ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени доктора биологических наук Научный консультант : д.м.н., профессор Л.П.Сизякина г. Ростов-на-Дону...»

«АТАЕВА РАИСА ДУНДАЕВНА ПЕДАГОГИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ СОЦИАЛЬНОЙ АДАПТАЦИИ ПОДРОСТКОВ В ИННОВАЦИОННОЙ ГИМНАЗИИ С ПОЛИКУЛЬТУРНОЙ СРЕДОЙ 13.00.01 - общая педагогика, история педагогики и образования ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата педагогических наук НАУЧНЬШ РУКОВОДИТЕЛЬ доктор педагогических наук, профессор ГУРОВ ВАЛЕРИЙ НИКОЛАЕВИЧ Ставрополь - 2004 СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ ГЛАВА I. ТЕОРЕТИКО-МЕТОДИЧЕСКИЕ ПРОБЛЕМЫ СОЦИАЛЬНОЙ...»






 
2014 www.av.disus.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, Диссертации, Монографии, Программы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.