автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Энергосбережение в процессах ректификации бинарных и многокомпонентных смесей

На правах рукописи

Аббаси Моханд Кадир Баки

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ В ПРОЦЕССАХ РЕКТИФИКАЦИИ БИНАРНЫХ И МНОГОКОМПОНЕНТНЫХ СМЕСЕЙ

05.17.08—Процессы и аппараты химических технологий

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1ПАЙ 2014

Москва - 2014

005548104

Работа выполнена на кафедре «Процессы и аппараты химической технологии им Н.И. Гельперина» федерального государственного бюджетного образовательног учреждения высшего профессионального образования «Московски! государственный университет тонких химических технологий им. М.В Ломоносова» (МИТХТ им. М.В. Ломоносова)

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор

Захаров Михаил Константинович

Официальные оппоненты:

Ефремов Герман Иванович, доктор технических наук, профессор, профессо кафедры Проектирования технологических линий и комплексов в химическо промышленности Московского государственного машиностроительно университета (МАМИ)

Долматов Борис Борисович, кандидат технических наук, зам. техническог директора - начальник технологического отдела ООО «НПФ ЭИТЭК»

Ведущая организация:ФГБОУ ВПО «Российский химико-технологаческт

университет им. Д.И. Менделеева»

Защита состоится 17. Об. 2014 г. в _16 час. на заседании диссертационного сове Д 212.120.02 при Московском государственном университете тонких химически технологий им. М.В. Ломоносова по адресу: 119571, г. Москва, пр. Вернадског д. 86, ауд. М-119.

С диссертацией и авторефератом можно ознакомиться в библиотеке и на сай Московского государственного университета тонких химических технологий и М.В. Ломоносова www.mitht.ru

Автореферат разослан 2 Ч. 2014 г.

Учёный секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук

Анохина Елена Анатольевна

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Современные нефтеперерабатывающие, нефтехимические и химические предприятия являются крупными потребителями энергоресурсов всех видов. Значительная доля затрат тепловой энергии 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. Повышенная 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. Многократная (по числу тарелок в ректификационной колонне) конденсация пара на тарелках с одновременным испарением жидкости и образованием пара нового состава делает процесс ректификации значительно более энергосберегающим, чем другие процессы перегонки: дистилляция, выпаривание и т.п. При этом энергозатраты на разделение смеси зависят от их способности разделяться методом ректификации и от качества получаемых продуктов.

Снижение энергетических затрат процесса ректификации приводит к уменьшению себестоимости выходной продукции, повышает рентабельность производства в целом, а также улучшает экологическое состояние окружающей среды.

Цель работы. Анализ и оценка внутреннего энергосбережения в процессе ректификации и способов уменьшения затрат теплоты на разделение бинарных и многокомпонентных смесей.

Научная новизна.

Введена новая характеристика разделительной способности бинарных смесей вместо использованной ранее относительной летучести компонентов. Численные значения этой характеристики лежат в пределах от 0 до 1 для всех бинарных систем.

Предложена количественная оценка качества разделения в виде критерия Ер, зависящего от концентраций низкокипящего компонента (НКК) в исходной смеси (х)), в верхнем (х2) и нижнем (х0) продуктах.

На основе этих характеристик получено новое выражение для минимального удельного расхода теплоты в кипятильнике ректификационной колонны, позволившее выполнить полный анализ влияния разделительной способности систем и качества разделения на затраты при ректификации.

Найдены граничные значения коэффициентов избытка флегмы агр, больше которых предварительная конденсация исходной парожидкостной смеси приводит к уменьшению затрат теплоты в кипятильнике.

Предложены выражения для количественной оценки внутреннего энергосбережения в одной ректификационной колонне и в системе из нескольких колонн.

Выявлена зависимость затрат теплоты от внутреннего энергосбережения при ректификации бинарных и тройных смесей.

Практическая значимость. Предложенная в работе оценка внутреннего энергосбережения в отдельной колонне и системе из двух и более колонн позволяет сделать корректный выбор оптимальных (с энергетической точки зрения) вариантов ректификации жидких смесей.

Публикации. Основное содержание диссертационной работы отражено в 6 работах, в том числе в 3 статьях, опубликованных в журналах, включенных в перечень научных изданий ВАК РФ и тезисах 3-х докладов на научных конференциях.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы были представлены на 2 научных конференциях: IV Всероссийская конференция по хим.технологии, Москва, 2012; Два доклада на III Международной научно-технической конференции «Нестационарные энерго- и ресурсосберегающие процессы и оборудование в химической, нано- и биотехнологии».

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка условных обозначений и библиографии. Диссертация изложена на 122 страницах машинописного текста, содержит 21 таблицу и 57 рисунков. Список литературы включает 52 наименования.

Во введении обоснованы актуальность работы, сформулированы цели и задачи исследования.

В первой главе проведен анализ научной литературы по вопросам энергосбережения при ректификации. Рассмотрена теория термодинамически обратимой ректификации и способы приближения реальных вариантов разделения к этому наименее затратному процессу. Подробно рассмотрены все известные способы энергосбережения, включающие простую рекуперацию теплоты уходящих потоков, применение тепловых насосов, теплоинтегрирование, и другие.

Вместе с тем, при разработке энергосберегающих способов ведения процесса ректификации не уделено должного внимания оценке эффективности 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.

Вторая глава посвящена теоретическому анализу затрат теплоты при ректификации бинарных смесей [3].

Общепринято оценивать способность жидких смесей разделяться методами

перегонки коэффициентом относительной летучести а = , который дл

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

реальных смесей находится в пределах от 1 до со. На кафедре ПАХТ МИТХТ им. М.В. Ломоносова предложено характеризовать разделительную способность бинарных смесей величиной Р (разделяемость смеси), связанной с относительной летучестью компонентов а следующим соотношением:

р=Ц (1)

а + 1

Это более удобная характеристика, так как для различных смесей она находится в пределах от 0 до 1 в то время как а изменяется от 1 до оо.

При разделении бинарной смеси Ь| состава Х( получают верхний продукт в количестве П с преимущественным содержанием в нем НКК - х2 и нижний продукт в количестве Ь0, который содержит незначительное количество НКК - х0.

Исходя из определения критерия разделения Ер как разность выхода целевого компонента и выхода примеси, получается:

Е = (х,-х„) (х2-х,) р х,(1-х,)(х2-х0) ^

Критерий разделения Ер зависит, естественно, от концентраций низкокипящего компонента (НКК) в исходной смеси (Х|), в верхнем (х2) и нижнем (х0) продуктах, но не зависит от потоков П и [_0, поскольку последние в соответствии с материальными балансами определяются заданными составами.

Затраты теплоты в кипятильнике ректификационной колонны связаны с отводом теплоты в конденсаторе 0КО„Д балансовым соотношением:

С>к = С>конд+^212+1^010-1^11! (3)

где (Зконд = П(Я+1)г2. (4)

Теплоты, подводимые и отводимые жидкостными потоками, примерно одинаковы: Ь^^, ~ Пс2С2 +Цсо1о

Тогда из равенства (3) получаем С>к = Оконд.

С допущением о равенстве С>к и <ЗКОнД можно считать С)к = П(К+1)г2.

Благодаря этому допущению можно считать, что в режиме работы колонны с минимальным флегмовым числом К,шп затраты теплоты равны:

0к=П(11т1п+1)Г2. (5)

Считая разделяемую смесь идеальной, то есть подчиняющейся закону Рауля,

(XX

аналогично равновесной зависимости ур =-имеем

1 + х(а-1)

Р== 0 + Р)х (6)

1 - Р + 2Рх

При минимальном флегмовом числе -—-

У? ~Х1

Выражение для удельного расхода теплоты в кипятильнике (на

разделение 1 кмоля исходной смеси) с учетом материальных потоков: О '

, т т _ к

x, x, -уЧ

х2 "хо 1уГ

+ 1

г,.

С учётом (2) выражение (8) для я™'" преобразуется в:

чГ=ЕГ2(Х,+Ь^).

Приведем выражение (9) к виду [3]:

чГ' О-?)

(Ю)

Ег, 2Р

характеризующему относительные минимальные удельные на 1 кмоль исходной смеси затраты теплоты, необходимые для полного разделения смеси.

Чем меньше разделяемость смеси Р, тем больше удельный расход теплоты Я""". При этом вклад Х| в сумму уменьшается и при малых Р (Р < 0,1) величиной X) можно пренебречь. Тогда (при разделении трудноделимых смесей, то есть при коэффициентах относительной летучести компонентов менее 1,2):

Я™1" 1 (11)

Ег2 ~ 2Р'

то есть величина удельных затрат обратно пропорциональна разделяемое™ смеси Р.

Для легкоразделяемых смесей (Р—> 1), в том числе и при выпаривании растворов солей, удельный расход теплоты равен:

яГ=Ег2х,.

чГ

Зависимость относительных удельных затрат

Ег2

(12)

от разделяемое™ Р смеси

при некоторых составах исходной смеси представлены частично на рис. 1 и более полно в таблице 1. Рис. 1.

Зависимость относительных удельных затрат

т ¡п

Я» .г

теплоты -

Ег,

от

разделяемости Р смеси

О 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

При XI = 0.5 выражение для минимальных удельных затрат теплоты примет такой же вид, как и в случае малой разделяемости Р:

Ег2 2Р

При очень маленьких разделяемостях смеси Р (0.05 - 0.1) затраты теплоты на разделение увеличиваются в несколько раз. Чем меньше разделяемость смеси

Р, тем больше удельный расход теплоты

„тш

Як Ег,

на единицу разделения при

ректификации. Так, в случае Х| = 0.5 при разделяемое™ 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 а = со). 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.

Таблица 1. Зависимость относительных затрат теплоты разделяемости Р и от концентрации X;

Ег,

XI Р

0 0.05 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

0.1 00 9.6 4.6 2.1 1.267 0.85 0.6 0.433 0.314 0.225 0.156 0.1

0.2 00 9.7 4.7 2.2 1.367 0.95 0.7 0.533 0.414 0.325 0.256 0.2

0.3 00 9.8 4.8 2.3 1.467 1.05 0.8 0.6333 0.514 0.425 0.356 0.3

0.4 ОО 9.9 4.9 2.4 1.567 1.15 0.9 0.733 0.614 0.525 0.456 0.4

0.5 ОО 10 5 2.5 1.667 1.25 1 0.833 0.714 0.625 0.556 0.5

0.6 ОО 10.1 5.1 2.6 1.767 1.35 1.1 0.933 0.814 0.725 0.656 0.6

0.7 О0 10.2 5.2 2.7 1.867 1.45 1.2 1.033 0.914 0.825 0.756 0.7

0.8 СО 10.3 5.3 2.8 1.967 1.55 1.3 1.133 1.014 0.925 0.856 0.8

0.9 ОО 10.4 5.4 2.9 2.067 1.65 1.4 1.233 1.114 1.025 0.956 0.9

Нами выполнен [1] теоретический анализ затрат теплоты на ректификацию при различных состояниях исходной бинарной смеси.

В общем случае при подаче в колонну исходной смеси состава хь концентрация х| (абсцисса точек X, К, ПЖ, П, ПП на рис.2) может быть найдена путем совместного решения уравнения (6) и уравнения тарелки питания

(13)

У =

- х - -

Е -1 Е - 1 После преобразований:

(Ех| -х,)(1 -Р + 2Рх[) = (1 + Р)х|(Е- 1) Ех; -х, -РЕх| +Рх, + 2РЕ(х|)2 -2Рх,х| = х|(Е-1)(1 +Р) приходим к квадратному уравнению:

2РЕ(х', )2 +х][1 + Р-2Р(Е + х,)] + х,(Р —1) = 0 Решением уравнения (14) является ; _ 2Р(Е + х,)-(1 + Р)±Л/[(1 + Р)-2Р(Е + Х,)]2+8РЕ(1-Р)Х|

V —

4РЕ

(14) (15)

В решении (15) физическому смыслу (0<х|<1) отвечает знак плюс перед радикалом, так как 8РЕ(1-Р)х1 всегда > 0.

Обозначив числитель выражения (15) через А, получим А

4РЕ

Согласно(б) равновесная концентрация НКК в паре (1 + Р)А

уГ =

(1-Р)4РЕ + 2РА У

тггг'

Ух /1

Уг=Щ=УГ

К-тп X

пх IX ¿^ >5^ т>т Л»»

пп А /

(16) (17)

хГ

Ч хТ

Рис. 2. Точки пересечения рабочих линий укрепляющей и отгонной колонн при минимальных флегмовых числах для различных состояний исходной смеси. Минимальное флегмовое число при подаче в колонну исходной смеси в любом состоянии

(1 + Р)А

*2~уг у?-*,

(1 —Р)4РЕ + 2РА (1 + Р)А

А

(1 - Р)4РЕ + 2РА 4РЕ После преобразований знаменателя

4РЕх2[2Е(1-Р)+ А]-2ЕА(1 + Р) (4РЕ - А)А

С учетом затрат теплоты на подогрев исходной смеси от начальной температуры 1:х до температуры насыщения ^

суммарные затраты теплоты (в кипятильнике и подогревателе) в общем случае

(19)

(20)

•Зг = + <Зпод (2!)

1)г2+Цс1(11-1х) (22)

Формулы для расчета <3К, <3П0Д и представлены в таблице 2.

Таблица 2. Затраты теплоты в кипятильнике ()к, подогревателе ()под и суммарные Qz.

\ Холодная смесь Кипящая жидкость Парожидкостная смесь Пар

<3к ЩЯЙ.ь.+ЦГ! -1х) П(К-тт+1)г2 ^"шш+'^-Ь.г,

Qпoд 0 (Ч Ь1с1(*1 -1х) + Ь1м/г1 Ьгсх^х —1Х) + Ь1г1

ЩС+Цгг+Ь.с^-у пас,+1)12+^,(1,-1,) П(^|п + 1)г2+Ь,с,(1,-1

Из таблицы 2 и рисунка 2 очевидны следующие неравенства:

д,>д:>дпж>0„„ Q под < под под < "Эпод

пж< *" т 1п

Наименьшие суммарные затраты в случае «холодной» смеси объясняются повышенными при этом затратами теплоты в кипятильнике и увеличенным паровым потоком в отгонной колонне. При этом условия внутреннего энергосбережения в процессе ректификации улучшаются именно за счёт большого потока многократно работающего пара на тарелках ректификационной колонны (см. главу 3).

Проанализируем [2, 6] влияние доли пара в исходной смеси на затраты теплоты (Зк в случае реальной ректификации (а > 1).

При питании колонны парожидкостной смесью

аГ = П«п+1)г2-Ь,¥г, (23)

При питании нагретой до кипения жидкостью

(^ = П(аКкти1+1)г2 (24)

Примем близкими мольные теплоты парообразования компонентов, так что можно считать Г]= г2 = г; будем оперировать удельными расходами теплоты (отнесенными к 1 кмолю исходной смеси).

Тогда, очевидно

г)пж _ 0кж _ П

Чь

\|/Г

к _0к _ п/ пк

Як Ел т'п

Из материального баланса колонны следует — = получаем после сокращения на г:

(25)

(26)

-. Деля (25) на (26),

ч:

X, хп

В частном случае при о =1 сравним минимальные затраты теплоты в кубе колонны.

я:

Из (28) следует, что > 1 при Чк

- ^ > V-

х, хп

При фиксированных значениях X] и х2, определяющих величины найдем граничное значение х^, приравняв правую и левую части неравенства:

п. _У*2-ар

(29)

0,2 0,4 X, 0,6

у =0,5

З-1

1

0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2

ЧГ

1,3 1,2 1,1 1 0,9 0,8 0,7

р-0,5

0,2 0,4 X, 0,6

\|/=0.75

0,8

1 1 \

р-0,5

0,2

0,4 0,6 Х|

\|/ =0,75

Рис. 3. Отношение удельных затрат теплоты в кубе колонны при разных составах и разделяемостях исходной смеси. Коэффициент избытка флегмы <3=1,1 и 2.

Анализ уравнения (29) показал, что в области реальных концентраций 0<Х!<1 для идеальных смесей не существует ни одного значения х^, удовлетворяющего

условию

Чк

. >1 (вне зависимости от разделяемости смеси Р и доли пара у).

Это значит, что дополнительный подвод теплоты при питании колонны парожидкостной смесью превышает увеличение расхода теплоты в кубе за счет большого флегмового числа К™, по сравнению с Я* ¡„.

В зависимости от разделяемости смеси Р, доли пара требуемой чистоты продуктов разделения (х2,х0) и коэффициента избытка флегмы а отношение

Чк

. может быть больше, меньше

равно 1. Это наглядно

продемонстрировано на рис. 3 (принято : х2 = 0,98, х0 = 0,02).

Из рис. 3 видно, что при больших значениях Х| любое количество пара, подведенного в колонну, приводит к уменьшению расхода теплоты в кубе.

пж /

Однако, полученные кривые также показывают, что отношение / к может

быть больше 1 (но только в случае больших коэффициентов избытка флегмы о и большом паросодержании \|/ исходной смеси).

Таблица 3. Значение агр при ц/=0,25 и различных значениях х0 и Х2. Х1=0,3

0,6 0,7 0,8 0,9 0,95 0,98

0,02 1,344 1,410 1,464 1,508 1,527 1,538

0,05 1,428 1,510 1,576 1,631 1,655 1,669

0,1 1,622 1,742 1,839 1,919 1,954 1,974

0,2 2,596 2,903 3,152 3,358 3,448 3,499

Таблица 4. Значение огр при х;=0,5 и различных значениях у/, Хо и х2.

0,25 0,5 0,25 0,5 0,25 | 0,5 0,25 0,5

х0 0,8 0,9 0,95 0,98

0,02 1,710 1,707 1,963 1,958 2,092 2,087 1,990 2,166

0,05 1,754 1,750 2,022 2,017 2,159 2,155 2,050 2,238

0,1 1,842 1,838 2,141 2,136 2,294 2,289 2,171 2,382

0,2 2,105 2,100 2,498 2,492 2,699 2,693 2,532 2,815

0,3 2,631 2,626 3,212 3,204 3,509 3,501 3,256 3,682

0,4 4,210 4,201 5,353 5,340 5,939 5,925 5,427 6,280

Отдельной задачей является нахождение коэффициента избытка флегмы, при котором возможно выполнение условия > I- Граничное значение

коэффициента избытка флегмы агр можно найти [4, 6] из (27), принимая его одинаковым для разных состояний смеси:

откуда

_ У(х2-х0) (31)

ГР (х1_хо)(К£?1п_Ктт)

Рассчитанные по формуле (31) значения стф при различных значениях хь х2, х0 и *[/ представлены в таблицах 3 и 4 (Р = 0,1).

В третьей главе приведен теоретический анализ внутреннего энергосбережения при ректификации [5].

Изображение процессов на тарелке представлено в диаграммах у-х и 1-у,х на рис. 4. Рабочая линия (линия I) укрепляющей части колонны связывает рабочие (сопряжённые) концентрации НКК в жидкости и паре: хп-1 и у„.ь хп и уп, хп+1 и уп+1 и т.д.

Изменение концентраций на тарелках характеризуется линиями со стрелками в диаграмме у-х, а соответствующие им изменения температур и фазовые переходы в диаграмме Г - х, у. Пар состава уп+/ приходящий на (п+1)-ую тарелку, частично конденсируется (точка 3). Оставшийся пар состава у„ (точка 4) частично конденсируется на следующей п-ой тарелке (процесс 4-6), образуя жидкость состава х„ (точка 5). Жидкость состава х„, поступая на (п+1)-ую тарелку (здесь температура 1пц > ?„), в свою очередь, испаряется (процесс 5-2) за счёт выделившейся на (п+1)-ой тарелке теплоты при конденсации пара. Полученный на п-ой тарелке пар (точка 8) состава поступает на (п-1)-ую тарелку и т.д. Жидкость состава х„_/; поступая на п-ю тарелку, также частично испаряется (до состояния, характеризуемого точкой 7) за счёт теплоты, выделяемой при конденсации пара (процесс 4-6) на этой тарелке. При одинаковых (или близких) теплотах парообразования г компонентов смеси потоки пара £> и жидкости Ь можно считать постоянными по высоте колонны. Количество

„3-4

сконденсировавшегося пара на (п+1)-ой и и-ой тарелках составляют и ^ и

= соответственно.

5-8

За счёт выделившейся при этом теплоты количество испаряемой жидкости на

1^2 г 5-7

л+7-ой тарелке /. -—_ и на я-ой тарелке °ДинаК0ВЬ1Х теплотах

парообразования г:

п1^=ьШ,оЕк=ьЕ1 (32)

1-4 1-4 5-8 5-8

Из равенства(32)следует Ь 3-4 6-8 (33)

О 1-2 5-7 _

Поскольку в укрепляющей колонне Ь<0, то отрезок 3-4всегда меньше отрезка 1-2, а 6-8<5 — 7. Иными словами, доля конденсирующегося на тарелке пара меньше, нежели доля испаряемой жидкости. Таким образом, в укрепляющей колонне теплота пара используется многократно (на каждой тарелке), но лишь частично, так как даже при испарении всего потока флегмы конденсируется лишь часть пара.

ь я

Так как Ь=ПЯ, а 0=П(Я+1) , то — — + и соотношение (33) запишется:

К 3-4

/г + 1 1-2 5-7

Чем меньше флегмовое число Я, тем меньше соотношение отрезков 3 - 4 и 1-2 (точка 3 приближается к точке 4). При Я = 0 поток флегмы Ь = 0, а значит, и пар не конденсируется (отрезок 3-4в этом случае равен нулю). Это наименее выгодный (с точки зрения многократного использования пара) процесс перегонки.

В отгонной колонне поток жидкости Ь' больше парового В. На каждой тарелке конденсируется пар, испаряя лишь часть жидкости на тарелке. С энергосберегающей точки зрения важно, что при О <Ь' весь пар может конденсироваться, производя новый поток пара. Поэтому энергосбережение в отгонной колонне можно считать максимальным.

Общий эффект внутреннего энергосбережения в полной колонне зависит от условий работы обеих частей колонны.

Расчет внутреннего энергосбережения (среднего по колонне) может быть выполнен по формулам:

При подаче исходной смеси в виде кипящей жидкости К- пу по

э„ =---— +-~— > (34)

Я + 1пу+п0 пу+п0

где пу — число тарелок в укрепляющей части колонны, п0 - число тарелок в отгонной части колонны.

При подаче в колонну парожидкостной смеси с любым числом компонентов

уЬ,

(35)

Я + 1 п, + п„

П(Я + 1)

т И0

Для бинарных смесей второе слагаемое в правой части формулы (35) с учетом материального баланса может быть записано в виде:

у х2 - х

Э„=-*

Я + 1 Пу +п0

(36)

(Я + 1)х,-х0

С помощью формул (34), (35) и (36) может быть оценено внутреннее энергосбережение Э„ (эффективность использования парового потока в ректификационной колонне) при заданной степени разделения смеси (\ь х2 и х0) и состояния исходной смеси на входе в колонну. Естественно считать, что при увеличении внутреннего энергосбережения Эн затраты тепловой энергии на процесс разделения уменьшаются.

Приведенный в главе 2 теоретический анализ затрат теплоты на разделение бинарной смеси в зависимости от состояния исходной смеси подтвердил эти выводы.

Более убедительные подтверждения приведены далее (глава 4) с помощью вычислительного эксперимента.

Для ректификационных установок, включающих в себя 2 колонны (рис. 5) для разделения трехкомпонентной смеси ABC с получением требуемой чистоты продуктов А, В и С внутреннее энергосбережение (коэффициент использования паровых потоков в обеих колоннах) может быть рассчитан с учетом долей паровых потоков в каждой колонне.

Для схемы «а» на рис. 5 паровой поток в колонне 1 может быть найден путем деления необходимой для ректификации тепловой энергии Q« на скрытую

теплоту парообразования гвс кубовой жидкости ВС: = для колонны 2 величина парового потока 02 =

. Соответственно,

Энергосбережение установки по схеме «а» на рис. 5 можно рассчитать с учетом энергосбережения в колоннах Э„1 (в колонне 1) и Э„2 (в колонне 2) по формуле:

- + Э. ^

D, +D,

а

D, + D2

Qkohj

Mi

ДГ А В

ABC

(37)

п

QvüH.i

rf Л

С —*

Qk

Рис. 5. К расчету энергосбережения в двух колоннах

Для схемы «б» величины паровых потоков в колоннах - О, = и

/ гс

02 = , а выражение (37) остается неизменным. Естественно, что значение

. гв

величин Эн) и Э„2 отличаются в вариантах «а» и «б» и рассчитываются по формулам (34) или (35), если в исходной смеси присутствует пар с долей \\i.

Аналогичным образом можно найти внутреннее энергосбережение в системе, состоящей из 3-х и более колонн.

В четвертой главе представлены результаты расчетно-вычислительного эксперимента.

Все расчеты затрат теплоты при ректификации различных бинарных и тройных смесей выполнены с помощью программного пакета Aspen Plus. Энергетический уровень исходной смеси при подаче в колонну варьировали or «холодной» смеси при температуре 20 °С до кипящей (при температуре

15

насыщения) и паровой смеси с долей пара \|/ от 0 до 1. Расчеты выполнены для бинарных смесей: бензол-толуол, ацетон-бензол, а также тройной смеси бензол-толуол-о.ксилол при различных составах исходной смеси и разной чистоте | получаемых продуктов (от 95 до 99%). Коэффициенты избытка флегмы о в расчетах варьировали в пределах от 1,1 до 3,0.

В главе 2 показано, что минимальные удельные затраты теплоты на разделение методом перегонки зависят от критерия разделения Ер, характеризующего качество разделения, способности жидкой бинарной смеси разделяться методом перегонки (разделяемость смеси Р) и от состава исходной смеси хь Непонятная, на первый взгляд, зависимость удельных затрат теплоты от ; XI (с увеличением концентрации НКК в исходной смеси затраты увеличиваются) становится очевидной при оценке внутреннего энергосбережения в | ректификационной колонне.

Для этого нами проведен расчет затрат теплоты при ректификации Ь)=2кг/с смеси бензол-толуол с получением 98% бензола в дистилляте и 98% толуола в кубовом остатке при коэффициенте избытка флегмы о=1,1. Для обеспечения одинакового критерия разделения Ер составы исходной смеси выбирались так, чтобы величина Ер, рассчитываемая по формуле (2) была одной и той же. Так, при Х!=0,2 и Х!=0,8 значение Ер=0,9141; при Х1=0,3 и Х|=0,7 величина Ер=0,9444 и т.д.

Таблъща 5. Затраты теплоты при ректификации и внутреннее энергосбережение Э„ __Смесь: Бензол — толуол, а=1,1 __

Величина х,=0,2 | х,=0,8 Х)=0,3 | Х1=0,7 х 1=0,4 | х,=0,6

Критерий Е 0,9141 0,9444 0,9566

кмоль- НКК х2 > кмоль смеси 0,98 0,9831 0,9794 0,9797 0,9804 0,9797

кмоль • НКК х0> кмоль • смеси 0,0199 0,0207 0,0203 0,0212 0,0196 0,0203

Флегмовое число Я 4,2 0,75 2,6 1 1,8 1,12

Число тарелок п 22 21 21 21 24 24

Тарелка питания 12 11 11 13 12 13

Верхний продукт кмоль/с 0,0042 0,02 0,0066 0,0173 0,0092 0,0144

Поток пара, кмоль/с О = П(Я+1) 0,0218 0,035 0,0232 0,0346 0,0256 0,0305

Поток флегмы, кмоль/с Ь = ГШ 0,0176 0,015 0,0173 0,0173 0,0165 0,016

Отношение ЬЛ) 0,807 0,428 0,746 0,5 0,6433 0,529

э„ =| к +п„ 0,895 0,7 0,854 0,69 0,821 0,744

Затраты теплоты, кВт 675 1081 739 1064 811 946

Результаты расчета представлены в таблице 5. В нижней строке приведены затраты теплоты на разделение в кВт. Там же приведены значения флегмовых чисел и вычисленные по формуле (34) значения внутреннего энергосбережения Эн в колонне. Видно, что при одинаковых критериях разделения Ер затраты теплоты на разделение меньше при большем внутреннем энергосбережении Эн. Например,

при Ер=0,9141 в случае х, = 0,2кмодь"бензола ПрИ флегмовом числе 11=4,2 и

кмоль•смеси

значении Э„=0,895 затраты теплоты составляют 675 кВт, а при Я=0,75 и Эн=0,700 затраты теплоты - 1081 кВт.

С целью подтверждения результатов теоретического анализа влияния агрегатного состояния исходной смеси на внутреннее энергосбережение и затраты теплоты при ректификации нами проведены расчеты затрат теплоты при разделении двух бинарных смесей: бензол-толуол и ацетон-бензол. При этом производительность и состав исходной смеси оставались одинаковыми. Параметрами являлись чистота получаемых продуктов и степень их нагрева (всегда от 1Х=20°С) в подогревателе исходной смеси (рис. 6).

Рис. 6. Ректификационная колонна с подогревателем исходной смеси. Смесь бензол-толуол эквимолярного состава делилась в колонне с получением бензола и толуола одинаковой чистоты, а именно: 99, 97 и 95%. При таких (симметричных) разделениях продуктовые потоки равны П=Е0=Ь,/2.

Поэтому расчет внутреннего формуле (35) с учетом Ь;/П=2:

Э„ =-

Я +1 п + п 0

¿V

(11 + 1)

энергосбережения в колонне выполнялся по

(38)

э„ =эг

-+э

или

(39)

где Э^=Я/(Я+1) - энергосбережение на тарелках укрепляющей колонны,

Э°=1-2\]//(К+1) - энергосбережение на тарелках отгонной колонны.

Результаты расчетов необходимого числа тарелок в колонне, затрат теплоты в кипятильнике и суммарных, а также энергосбережения в колонне представлены в таблице 6, а типичные зависимости суммарных затрат и внутреннего энергосбережения в колонне при различных значениях доли пара \|/ в исходной смеси приведены на рис. 7 при чистоте получаемых продуктов 99%. Из таблицы видно, что при уменьшении чистоты получаемых продуктов разделения затраты теплоты в кипятильнике и суммарные, как и следовало ожидать, снижаются. При этом затраты теплоты в подогревателе, естественно, остаются независимыми от чистоты разделения.

Таблица 6. Результаты расчета внутреннего энергосбережения в ректификационной колонне и суммарных затрат теплоты.

Смесь: Бензол - Толуол, а=1.1;

X2= 0.99, Хд=0.01.

V I* "у По п Эу н Э° н э„ МВт ОпОД» МВт МВт

-0,362 1,174 1,300 14 15 29 0,565 1,315 0,953 1,339 0,000 1,339

-0,211 1,214 1,335 14 15 29 0,572 1,181 0,887 1,267 0,088 1,355

0,000 1,353 1,488 14 15 29 0,598 1 0,806 1,083 0,338 1,421

0,200 1,486 1,635 13 15 28 0,620 0,848 0,742 0,966 0,517 1,484

0,400 1,651 1.816 12 15 27 0,645 0,716 0,685 0,863 0,698 1,562

0,600 1,851 2,036 И 16 27 0,671 0,605 0,609 0,78 0,881 1,656

0,800 2,086 2,295 11 16 27 0,697 0,514 0,589 0,70 1,064 1,768

1,000 2,353 2,588 12 14 26 0,721 0,443 0,571 0,65 1,248 1,894

х2=0.97, х0=0.03

V I* "у п„ и Эу н Э° н э„ <3к, МВт Опод» МВт <ь МВт

-0,362 1,065 1,172 11 12 23 0,539 1,333 0,953 1,286 0 1,285

-0,211 1,130 1,243 11 12 23 0,554 1,188 0,885 1,183 0,133 1,316

0,000 1,252 1,377 11 12 23 0,579 1 0,779 1,036 0,338 1,374

0,200 1,387 1,526 10 12 22 0,604 0,842 0,734 0,921 0,517 1,438

0,400 1,550 1,708 9 12 21 0,631 0,705 0,673 0,819 0,698 1,517

0,600 1,753 1,928 8 13 21 0,658 0,590 0,616 0,731 0,881 1,611

0,800 1,987 2,186 7 13 20 0,686 0,498 0,564 0,659 1,064 1,723

1,000 2,252 2,477 9 11 20 0,712 0,427 0,554 0,601 1,248 1,848

х2=0.95, хп=0.05

V Я Пу п0 п Эу н Э° н э„ <2к, МВт Опои МВт <2* МВт

-0,362 0,957 1,053 10 11 21 0,513 1,353 0,953 1,235 0,000 1,235

-0,211 1,000 1,100 10 11 21 0,524 1,201 0,879 1,168 0,088 1,256

0,000 1,151 1,266 9 11 20 0,559 1 0,801 0,989 0,338 1,327

0,200 1,289 1,418 8 11 19 0,586 0,835 0,730 0,876 0,517 1,393

0,400 1,460 1,61 7 11 18 0,617 0,693 0,664 0,778 0,698 1,476

0,600 1,656 1,822 7 11 18 0,646 0,575 0,602 0,687 0,881 1,568

0,800 1,889 2,078 6 12 18 0,675 0,480 0,545 0,614 1,064 1,678

1,000 2,151 2,366 8 9 17 0,703 0,409 0,546 0,555 1,248 1,803

Из таблицы 6 и рисунка 7 также видно, что при увеличении доли пара в исходной смеси после подогревателя энергосбережение в колонне уменьшается из-за сниженного парового потока в отгонной колонне. А это, естественно, приводит к увеличению суммарных затрат теплоты на процесс разделения.

Результаты расчетов для системы ацетон-бензол подтвердили выводы,

Рис. 7. Зависимость внутреннего энергосбережения в ректификационной колонне и суммарных затрат теплоты <2г от доли пара в исходной смеси Смесь: Бензол -Толуол; х2=0.99, %о=0.01 Выполненный расчет затрат теплоты и внутреннего энергосбережения при ректификации смеси бензол-толуол с получением продуктов разделения 97% чистоты для различных значений коэффициента избытка флегмы о: 1,1; 1,5; 2,0, 3,0 показал, что при каждом значении коэффициента избытка флегмы меньшие суммарные затраты (затраты теплоты в кипятильнике и подогревателе) соответствуют повышенным значениям внутреннего энергосбережения в колонне.

С увеличением коэффициента избытка флегмы затраты теплоты в кипятильнике закономерно растут и, соответственно, увеличиваются суммарные затраты на процесс разделения. Затраты теплоты в подогревателе, естественно, зависят лишь от степени повышения энергетического уровня исходной смеси перед подачей ее в ректификационную колонну.

Также установлено, что при малых коэффициентах избытка флегмы (а=1,1-1,5) с увеличением доли пара в подаваемой в колонну смеси затраты теплоты в кипятильнике существенно уменьшаются (примерно в 2 раза при а=1,1 и в 1,5 раза — при а=1,5). Но при больших значениях а (2,0 и 3,0) с увеличением доли пара в подаваемой смеси затраты в кипятильнике могут даже возрастать. Это полностью согласуется с приведенным в главе 2 теоретическим анализом затрат теплоты и найденными граничными значениями коэффициента избытка флегмы, при которых не выгодна подача в колонну исходной смеси в виде пара.

Разделение трехкомпонентной смеси с получением каждого компонента требуемой чистоты проводят в двухколонной установке. При этом возможны две схемы ректификационных установок (а и б на рис. 8). Расчеты с помощью программного пакета Aspen Plus были выполнены для смеси бензол-толуол-о. ксилол при атмосферном давлении. Смесь эквимолярного состава (33,3; 33,3; 33,4%) подавалась в первую колонну с расходом Lt=0,255 кг/с при температуре насыщения (кипения).

По первому заданному разделению (схема а на рис. 8) верхний продукт содержит бензол требуемой чистоты хб2, а смесь толуола и о. ксилола делится во второй колонне с получением каждого компонента такой же чистоты. Нами задавалась чистота продуктов разделения 98%. По второму заданному разделению (схема б) верхним продуктом первой колонны является смесь бензола и толуола, которая разделяется во второй колонне. Сравнивали суммарные затраты теплоты в кипятильниках

Qz =Qki +Qk2

для обоих заданных разделений.

Результаты расчета затрат теплоты представлены в таблице 7. Там же приведены результаты расчета значений внутреннего энергосбережения в отдельных колоннах и среднего значения внутреннего энергосбережения для ректификационных установок из двух колонн.

XS.1 Хт.1

ХкД

XS.S —>

т + к

Qki

¿SL

Qk:

Б + Т

xs.i Хт.1 Хк.1

Хк.4 —>

Qki

Хо.:

XtJ —>

Qki

Рис. 8. Схемы разделения тройной смеси а - первое заданное разделение, б - второе заданное разделение Индексы при потоках и кот/ентраг/иях: 1 — исходная смесь, 2 — бензол, 3 —

толуол, 4 — о. ксилол. Из таблицы 7 видно, что меньшие затраты теплоты по первому заданному разделению (154,8 кВт по сравнению с 197,0 кВт по второму заданному разделению) обязаны большему среднему внутреннему энергосбережению в этом случае: 0,819 против 0,744. Отметим примерно одинаковые затраты теплоты и внутренние энергосбережения во вторых колоннах. Напротив, затраты теплоты в первой колонне по первому заданному разделению значительно меньше (80 кВт против 129,1 кВт), чем по второму разделению.

Таблица 7. Результаты расчета затрат теплоты и внутреннего энергосбережения в колоннах при ректификации

смеси бензол-толуол-о. ксилол.

Чистота продуктовых потоков 1 колонна 2 колонна

Число тарелок Число тарелок Среднее Ох, кВт

Хц.2 Хт.З Хк.4 Флегм, число Укреп л. часть пу Отгон, часть По э„. кВт Флегм, число 1*2 Укреп л. часть пу Отгон, часть По ЭН2 <5*2, кВт значение э„

схема а - первое заданное разделение

0,981 0,978 0,980 1,64 13 17 0,836 80 1 1,35 14 16 0,801 74,8 0,819 154,8

схема б второе заданное разделение.

0,980 0,981 0,980 0,56 13 17 0,722 129,1 1,35 15 15 0,787 67,9 0,744 197,0

Объясняется это существенно большим энергосбережением (ЭН1=0,836) при работе по схеме а, чем по схеме б (здесь Э„1=0,722). При равном числе тарелок в укрепляющей и отгонной частях колонны внутреннее энергосбережение зависит от флегмового числа (в схеме а величина 1^=1,64, а в схеме б она значительно меньше - R(=0,56).

Заключение

Таким образом, в результате проведенных исследований:

Выбран наилучший способ количественной оценки качества разделения бинарных жидких смесей, величина которой зависит только от составов исходной смеси и продуктов разделения.

Для идеальных бинарных смесей получена формула для оценки минимальных удельных затрат теплоты в кипятильнике ректификационной колонны в зависимости от разделяемое™ и состава исходной смеси.

Выполнен теоретический анализ затрат теплоты в кипятильнике ректификационной колонны и суммарных затрат (с учетом затрат теплоты в подогревателе исходной смеси) при различных агрегатных состояниях исходной смеси на входе в колонну. Подтвержден факт наименьших суммарных затрат теплоты в процессе ректификации при питании колонны холодной жидкостью по сравнению с питанием исходной смесью при других агрегатных состояниях.

Найдены граничные значения коэффициента избытка флегмы <тгр, больше которых предварительная конденсация парожидкостной смеси приводит к уменьшению затрат теплоты в кипятильнике.

Предложены формулы для количественной оценки внутреннего энергосбережения в ректификационной колонне. Расчетом с помощью программного пакета Aspen plus подтверждено, что затраты теплоты на разделение бинарных и тройных смесей методом ректификации уменьшаются при увеличении внутреннего энергосбережения.

Условные обозначения: с- теплоемкость, кДж/(кмоль*К); Е - доля жидкости в исходной парожидкостной смеси; Ер — критерий разделения; L - поток флегмы, кмоль/с; L, — поток исходной смеси, кмоль/с; L0 — поток нижнего продукта, кмоль/с; П - поток верхнего продукта, кмоль/с; п - количество тарелок в колонне; Р - разделяемость смеси ; Q — затраты теплоты; R - флегмовое число; Rmm - минимальное флегмовое число; г -теплота парообразования, кДж/кмоль; t - температура потока; х - концентрация НКК в жидкости; у - концентрация НКК в паре; а - относительная летучесть; у -доля пара в исходной смеси; а - коэффициент избытка флегмы; огр - граничное значение коэффициента избытка флегмы; Эн - внутреннее энергосбережение. Индексы: 1 - исходная смесь; 2 - верхний продукт; 0 - нижний продукт, отгонная колонна; X - суммарное количество; гр - граничное значение; к - кипятильник, кипящая смесь; конд - конденсатор; у - укрепляющая колонна; п -пар; пж -парожидкостная смесь; под - подогреватель; пп -перегретый пар; р -равновесный; х -холодная смесь.

Основное содержание диссертации изложено в следующих публикациях:

1. Захаров М.К., Моханд Аббаси. Сравнение затрат теплоты на ректификацию при различных состояниях исходных бинарной смеси // Вестник МИТХТ, 2012, т.7, №1, С. 41-45.

2. Захаров М.К., Владимирова O.E., Моханд Аббаси, Назаров Д.Г. Влияние агрегатного состояния исходной бинарной смеси на затраты теплоты при ректификации // Химическая технология. IV Всероссийская конференция по хим. технологии, М., 2012, т.2, С. 205-207.

3. Захаров М.К., Моханд Аббаси, Зверева E.H. Оценка качества разделения и затрат тепловой энергии в процессах ректификации // Вестник МИТХТ, 2013, Т.8, №2, С. 34-38.

4. Захаров М.К., Моханд Аббаси, Сазонова O.A., Найденова А.Ю. Влияние агрегатного состояния исходной смеси на затраты тепловой энергии при ректификации // III Международная научно-техническая конференция «Нестационарные, энерго- и ресурсосберегающие процессы и оборудование в химической, нано- и биотехнологии». Материалы конференции М., Изд. МГОУ, 2013. С. 241-243.

5. Захаров М.К., Моханд Аббаси, Зверева E.H. Внутреннее энергосбережение и суммарные затраты тепла при ректификации жидких смесей // III Международная научно-техническая конференция «Нестационарные, энерго- и ресурсосберегающие процессы и оборудование в химической, нано- и биотехнологии». Материалы конференции М., Изд. МГОУ, 2013. С. 248-251.

6. Захаров М.К., Моханд Аббаси. Влияние агрегатного состояния исходной бинарной смеси на затраты тепловой энергии при ректификации // Вестник МИТХТ, 2014, т.9, №1, с. 38-42.

ю

Аббаси Моханд Кадир Баки Энергосбережение в процессах ректификации бинарных и многокомпонентных

смесей

Формат 60*90/16 Тираж 100 экз. Подписано в печать 09.04.14 Заказ № 162 Типография ООО «Генезис» 8 (495) 434-83-55 119571, г. Москва, пр-т Вернадского, 86