автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Разделение смесей методами фракционного плавления и противоточной фракционной кристаллизации с использованием тепловых насосов

На правах рукописи

ХАИБУЛИНА ЕВГЕНИЯ МИХАИЛОВНА

РАЗДЕЛЕНИЕ СМЕСЕЙ МЕТОДАМИ ФРАКЦИОННОГО ПЛАВЛЕНИЯ И ПРОТИВОТОЧНОЙ ФРАКЦИОННОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ

05.17.08 - Процессы и аппараты химических технологий

1 6 ¡1ДЯ ¿013

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

005059355

Москва-2013

005059355

Работа выполнена на кафедре «Процессы и аппараты химической технологии» федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Московский государственный университет тонких химических технологий имени М.В. Ломоносова»

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Носов Геннадий Алексеевич

Официальные оппоненты:

Гормай Вадим Васильевич

доктор химических наук, старший научный сотрудник, заместитель технического директора по проектным работам ЗАО «НИТРО СИБИРЬ»

Бессонов Александр Анатольевич

кандидат технических наук, главный специалист отдела технологических процессов ДОАО ЦКБН ОАО «Газпром»

Ведущая организация: Российский химико-технологический

университет им. Д.И. Менделеева (РХТУ), г. Москва

Защита состоится 21 мая 2013 г. в 14.30 в аудитории М-119 на заседании диссертационного совета Д 212.120.02 при Московском государственном университете тонких химических технологий имени М.В. Ломоносова по адресу: 119571, г. Москва, пр. Вернадского, 86.

С диссертацией и авторефератом можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного университета тонких химических технологий имени М.В. Ломоносова по адресу: 119571, г. Москва, пр. Вернадского, 86.

Автореферат разослан « » апреля 2013 г.

Ученый секретарь ^ Анохина Елена Анатольевна

диссертационного совета, к.т.н.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы

Фракционное плавление и противоточная кристаллизация используются в химической и других смежных отраслях промышленности для разделения смесей на фракции, обогащенные тем или иным компонентом, концентрирования разбавленных растворов, а также для глубокой очистки различных веществ от примесей. Однако проведение данных процессов связано со значительными энергетическими затратами. Обостряющийся дефицит и рост цен на энергоносители определяет необходимость поиска возможных путей энергосбережения, одним из которых является использование тепловых насосов закрытого типа, поскольку при осуществлении данных процессов имеются потоки отводимого и подводимого тепла, которые можно объединить в единый контур циркуляции. Фракционное плавление и противоточная кристаллизация — это многостадийные процессы, математическое описание которых, с учетом всех переменных, является довольно сложным. Поэтому актуальным является проведение оценки эффективности применения тепловых насосов закрытого типа на предпроектной стадии разработки процесса разделения.

Данная диссертационная работа выполнялась в соответствии с планами НИР МИТХТ им. М.В. Ломоносова по направлению «Разработка энергоресурсосберегающих массообменных процессов» (НИР 1Б-3-336 от 01.01.2010).

Цель работы

Разработка энергосберегающих вариантов проведения процессов фракционного плавления и противоточной кристаллизации, а также поиск путей интенсификации данных процессов.

Поставленная цель потребовала решения следующих задач:

• выявление возможных вариантов организации процессов разделения с

использованием тепловых насосов;

• разработка математической модели процессов;

• анализ влияния различных технологических параметров на ход

процессов разделения;

• оценка эффективности применения тепловых насосов;

выявление других путей интенсификации рассматриваемых процессов.

Методы исследования

При выполнении диссертационной работы использованы фундаментальные положения анализа массообменных процессов, балансовые

уравнения процесса фракционной кристаллизации и расчетно-вычислительный эксперимент, базирующийся на применении современных программных комплексов.

Научная новизна работы

1. Выполнен теоретический анализ пяти вариантов процессов фракционной кристаллизации с использованием тепловых насосов: однократное фракционное плавление; сочетание процесса фракционного плавления и фракционной кристаллизации; сочетание процесса фракционного плавления и фракционной кристаллизации с возвратом маточника, отводимого со стадии плавления, на стадию кристаллизации; противоточная кристаллизация с питанием в центральную часть противоточной зоны массообмена; противоточная кристаллизация с питанием в торец аппарата.

2. В результате такого анализа получены все необходимые зависимости для расчета состава и выходов продуктов разделения, подводимых и отводимых тепловых потоков, зависимости для установления параметров проведения процессов на основных стадиях разделения, а также зависимости для оценки эффективности применения тепловых насосов при реализации рассматриваемых процессов разделения.

3. Используя полученные зависимости, выполнен анализ влияния различных технологических параметров на ход процесса разделения. При этом установлены параметры, определяющие его эффективность.

4. В результате проведенных исследований установлены области наиболее рационального использования тепловых насосов в рассмотренных процессах кристаллизации.

5. Выявлены возможные пути интенсификации процесса противоточной кристаллизации. В частности, рассмотрена возможность проведения данного процесса в циклическом режиме.

6. Разработана методика оценки влияния теплоотдачи на эффективность массообмена при проведении процесса фракционной кристаллизации в противоточных аппаратах.

Практическая значимость работы

Предлагаемые теоретические зависимости могут быть непосредственно применены для расчетов рассматриваемых процессов и установления их оптимальных технологических параметров. В работе даны рекомендации по областям возможного использования рассмотренных вариантов разделения смесей методами фракционного плавления и противоточной фракционной кристаллизации с использованием тепловых насосов.

Апробация работы и публикации

Материалы диссертации изложены в 11 работах, в том числе в 4 статьях, опубликованных в журналах, рекомендованных ВАК, а также в материалах 6 научно-технических конференций.

Структура и объем диссертации

Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, выводов, списка литературы и приложения. Диссертация изложена на 207 страницах, содержит 89 рисунков, 5 таблиц и библиографию из 188 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулированы цель и задачи исследования, представлена структура диссертации и основные результаты работы.

В первой главе представлен обзор литературы по вопросам применения тепловых насосов в различных химико-технологических процессах. При этом особое внимание уделено существующим методам оценки эффективности применения теплонасосных установок (ТНУ) и возможным источникам низкопотенциальной тепловой энергии при осуществлении процессов разделения. На основании анализа литературных источников сформулированы цель и конкретные задачи диссертационной работы.

Вторая глава посвящена анализу процесса однократного фракционного плавления с использованием теплового насоса закрытого типа, принципиальная схема которого показана на рис. 1. При проведении такого процесса исходная смесь F в жидком состоянии с концентрацией целевого компонента xF при температуре tF поступает на стадию кристаллизации Кр, где она охлаждается до температуры tK, лежащей ниже температуры ее полной кристаллизации tc. Затем образующуюся кристаллическую массу на стадии плавления ФП нагревают от температуры tK до температуры фракционирования ?„, лежащей в диапазоне между температурами солидуса /с и ликвидуса t„ разделяемой смеси. При этом кристаллическая масса частично расплавляется.

Рис. 1. Принципиальная схема однократного фракционного плавления.

Полученная на стадии плавления ФП суспензия К + М поступает на стадию сепарации Ф, где происходит отделение кристаллической фазы Б с концентрацией хх от маточника Ь, имеющего концентрацию х^. Полученный на стадии Ф маточник Ь с концентрацией х^ целевого компонента А отбирается в качестве низкоплавкого продукта, обогащенного компонентом В. Кристаллическая же фаза 5 является конечным продуктом, обогащенным высокоплавким компонентом А.

Подвод тепла на стадию плавления и отвод тепла на стадии кристаллизации может быть осуществлен традиционно через теплообменные элементы, или же с помощью теплового насоса закрытого типа, в замкнутом контуре которого циркулирует промежуточный теплоноситель (рабочее тело) Ср. В компрессоре ТК пары теплоносителя сжимаются от давления Р\ до давления Ръ При этом происходит повышение их теплосодержания (энтальпии) от ¡1 до ¿2- Нагретые таким образом пары теплоносителя Ср поступают в теплообменные элементы плавителя ФП, где они в результате теплообмена с отвержденной смесью Fт конденсируются. При этом происходит нагрев исходной смеси и ее частичное плавление.

После плавителя промежуточный теплоноситель пропускается через дроссельный вентиль ДВ. При дросселировании давление теплоносителя снижается от Р2 до Р\. В результате дросселирования происходит также изменение теплосодержания теплоносителя от значения г'з до /4. После дросселирования охлажденные влажные пары теплоносителя подаются в теплообменные элементы кристаллизатора, где происходит полное испарение теплоносителя. Таким образом, в рассматриваемом процессе плавитель выполняет функцию конденсатора теплового насоса, а кристаллизатор является испарителем теплового насоса.

При проведении процесса фракционного плавления количество отводимого тепла на стадии кристаллизации может по величине не совпадать с количеством тепла, подводимым на стадию плавления Qn. В этом случае для компенсации тепловых потоков 0О и Qн необходимо предусмотреть компенсирующий теплообменник Т.

При теоретическом анализе данного варианта разделения на базе совместного рассмотрения уравнений материальных и тепловых балансов с учетом специфики равновесия фаз разделяемых систем нами были получены все зависимости, необходимые для расчета выхода продуктов разделения и промежуточных потоков фаз, их состава, а также степени извлечения целевого компонента А с конечным высокоплавким продуктом 5

<Рз =

F х3-х1

■ь .

X

(1)

ь ,

г

ъ

; (2)

= (4)

г хк хм хк хм

_ __*5 _ "^О^Э

г ЛГр Хр — хь} Хр

Количество тепла, отводимого на стадии кристаллизации и подводимого на стадию плавления, можно определить, используя уравнения теплового баланса данных стадий

а = = г +С1 -с г ■ г

?„ = <Ркск.'„ +<Рм(см'„+0- сгтК ■ (7)

Количество тепла, которое необходимо отвести от промежуточного теплоносителя Ср в теплообменнике Т, можно определить, используя зависимость

Q^ = Qo-Q„ (В)

Заметим, что отводимое тепло 2т может быть полезно использовано при проведении других технологических процессов.

Анализ рассматриваемого процесса разделения показал, что практически всегда количество отводимого тепла на стадии кристаллизации ()0 больше количества тепла, подводимого на стадию плавления 2„. Поэтому расчет расхода промежуточного теплоносителя Ср, циркулирующего в контуре теплового насоса, следует проводить, исходя из количества тепла ()0, отводимого на стадии кристаллизации. При этом расход Ср равен

С = 0о_ (9)

Мощность компрессора можно определить, используя следующую зависимость

д, олн-н) (10)

Для оценки эффективности использования теплового насоса часто используют коэффициент преобразования энергии, который для рассматриваемого варианта разделения имеет вид

е (11) т N

Также для оценки эффективности нами был использован относительный расход условного топлива, величину которого можно определить, используя зависимости

В = в А_- 02)

"ОК Т г, '

о гиг

где Вок и Ва, - относительные расходы условного топлива при конденсационном и теплофикационном способе получения электрической энергии.

При Вок > 1 или Вот > 1 вопрос выбора может быть решен в пользу теплонасосной схемы теплоснабжения.

Используя полученные теоретические зависимости, нами был выполнен анализ влияния различных технологических параметров на ход рассматриваемого варианта процесса перекристаллизации. Анализ был выполнен применительно к разделению смеси флуорен-флуорантен, имеющей диаграмму равновесия фаз эвтектического типа, и смеси флуорен-2-метилнафталин, образующей непрерывный ряд твердых растворов. Состав исходных смесей xF при расчетах принимали таким, чтобы процесс разделения происходил в фазовом поле флуорена. В качестве рабочего тела ТН был выбран фреон-11.

Проведенные расчеты показали, что изменение температуры tK при неизменном составе исходной смеси Хр оказывает весьма незначительное влияние на q0. С ростом температуры на стадии кристаллизации количество отводимого тепла на данной стадии закономерно снижается. Зависимости расхода промежуточного теплоносителя Gp и мощности компрессора N от температуры охлаждения tK имеют примерно такой же вид. Более сильное влияние на рассматриваемые параметры оказывает изменение состава исходной смеси xF. Это связано с тем, что при увеличении содержания высокоплавких компонентов в исходной смеси xF повышается температура начала кристаллизации.

Было также установлено, что довольно сильное влияние на процесс разделения оказывает температура нагрева смеси на стадии плавления tn. При повышении данной температуры выход кристаллической фазы (ок закономерно снижается, a qH увеличивается. Повышение концентрации исходной смеси xF наоборот, приводит к снижению затрат тепла q„.

При увеличении tH разность тепловых потоков qT уменьшается и уходит в область отрицательных величин при tH —* t„ практически для всех рассматриваемых составов исходной смеси.

С повышением температуры tH величина коэффициента извлечения целевого компонента rjs понижается, что в основном связано с уменьшением выхода кристаллической фазы на стадии плавления <рк. С повышением содержания высокоплавкого компонента в разделяемой смеси xF коэффициент извлечения закономерно возрастает.

Проведенные расчеты показали что, повышение концентрации высокоплавкого компонента в исходной смеси приводит к увеличению степени сжатия в компрессоре, его удельной мощности и расхода промежуточного теплоносителя, что, в свою очередь, приводит к уменьшению значений ех, Вок и Вот (рис. 2).

10 30 50 70 90

хг, % флуор.

Рис. 2. Зависимости коэффициента преобразования энергии ет, относительных расходов условного топлива Вот и Вок от состава исходной смеси х? (система флуорен-2-метилнафталин, /„= 1„-2 'С; /к= 30 'С; Д^ = 3 °С; т = 0,05).

Было установлено, что для смеси флуорен-флуорантен значения еТ, Впк и Вт больше 1 при всех рассмотренных концентрациях высокоплавкого компонента (флуорена) в исходной смеси, то есть применение теплового насоса при разделении данной смеси является энергетически более выгодным по сравнению с традиционным вариантом организации процесса. Для смеси флуорен-2-метилнафталин значение Вок < 1 в области высоких концентраций высокоплавкого компонента. Что свидетельствует о нецелесообразности использования теплового насоса в данном случае.

к

\£т

1

-[

1Е I 1

60 70 80 90 100 110

1Н, °С

Рис. 3. Зависимости коэффициента преобразования энергии ет, относительных расходов условного топлива В0т и Вок от температуры (система флуорен-флуорантен, = 66 'С; Д/Р = 3 °С; т = 0,05).

В третьей главе представлены результаты анализа процесса разделения путем сочетания фракционной кристаллизации и фракционного плавления. В этом случае на стадии кристаллизации происходит частичная кристаллизация поступающего исходного вещества за счет конденсации паров рабочего тела, циркулирующих в контуре теплового насоса, с. образованием суспензии, состоящей из кристаллической фазы К\ состава и маточника М\ состава хМь При этом нами были рассмотрены два варианта организации процесса: без рециркуляции маточника ¿2, отводимого на стадии плавления и с рециркуляцией (рис. 4).

Рис. 4. Принципиальные схемы разделения путем сочетания процессов фракционной кристаллизации и фракционного плавления: а - без рециркуляции маточника со стадии плавления на стадию кристаллизации; б - с рециркуляцией маточника со стадии плавления на стадию кристаллизации.

Для снижения энергетических затрат при организации разделения также, как и при осуществлении однократного фракционного плавления, можно применить тепловой насос с замкнутым контуром циркуляции промежуточного теплоносителя Ср. Это позволит тепло, выделяющееся на стадии фракционной кристаллизации Q0, использовать для нагрева кристаллической фазы ^ на стадии фракционного плавления.

При проведении рассматриваемого процесса разделения количество отводимого тепла на стадии кристаллизации (Э0 и количество тепла, подводимого на стадию плавления ¡2„ могут не совпадать. Тогда в контуре

циркуляции промежуточного теплоносителя Gp следует поместить компенсирующий теплообменник Т.

В результате теоретического рассмотрения данного процесса разделения нами так же, как и при исследовании процесса фракционного плавления, были получены все зависимости необходимые для его расчета. Так, для варианта без рециркуляции маточника Ь2, для расчета количества тепла, отводимого на стадии кристаллизации qa, и количества тепла, подводимого на стадию плавления qH, можно использовать зависимости

?о = СЛ + <Рт ('к - скЛ )-<Рм>сшК'' (14)

9„ = <Рк 2СК2?„ + (Рм2СЫ2^н +{<Ры-Ч>К2)Г„- РзЛЛ ■ (1 5)

Степень извлечения целевого компонента А с конечным высокоплавким компонентом S2 составляет

_ S2xs2 _ ^ xS2 (16)

'/S2 ~ рх ~ ™s2 х

Выход продуктов разделения можно оценить, используя зависимости

т — ^2 — ^L Xsl ~ХМ2 _ „ XSI ~ ХМ2 . (17)

Ук2 ~ р ~ С' _ _ >

г Г ХуЛ — Хм2 — хш

(18)

1 т, хк2 хш

Для варианта с рециклом маточника Lj количество тепла, отводимого на стадии кристаллизации qa, можно рассчитать по уравнению

q0 =cftT + <pK](rK +cK1íK) + pL2cL2íL2 -(l + fZ>L2-í>KI)cM,'« (19)

Количество же тепла, подводимого на стадию плавления qH, можно оценить по уравнению (15). Степень извлечения целевого компонента А с конечным высокоплавким компонентом S2 для данного варианта составляет

_ S2Xs2 _ х^ _ (xF -xu)xS2 (20)

'/S2 - р. - / _ ч

ГХр XF \-*s2 XLI/Хр

Соответственно, выход продуктов разделения можно рассчитать, используя зависимости

(21) (22)

Г -YS2 XU Г -^Sl Хи

Количество тепла, которое необходимо скомпенсировать с помощью охлаждающего теплообменника QT, расход промежуточного теплоносителя Gp, мощность компрессора N, коэффициент преобразования &г и относительные расходы условного топлива Вок и Вот можно определить, используя те же зависимости, что и при однократном фракционном плавлении (8) - (13).

Анализ влияния различных технологических параметров на ход процесса был проведен применительно к фракционированию бинарной эвтектикообразующей смеси флуорен-флуорантен.

Было установлено, что изменение температуры охлаждения смеси ?к довольно существенно влияет на количество тепла д0, отводимого на стадии кристаллизации. Чем ниже (к, тем больший поток тепла необходимо отвести на стадии охлаждения. Понижение температуры Гк приводит также к увеличению расхода промежуточного теплоносителя и мощности компрессора, что связано с повышением количества отводимого тепла q0.

С повышением температуры нагрева на стадии плавления /„ происходит рост удельного потока тепла ди, подводимого на данной стадии. Проведенные расчеты показали, что изменение температуры /„ практически не оказывает влияния на расход промежуточного теплоносителя В то же время с повышением /„ мощность компрессора N заметно увеличивается, что связано с отмеченным выше повышением количества тепла <7„, подводимого на стадии плавления. Также проведенные расчеты показали, что при всех рассматриваемых параметрах процесса количество тепла д0, отводимого на стадии кристаллизации, превышает затраты тепла на стадии плавления ¿¡г„.

При повышении температуры охлаждения исходной смеси на стадии кристаллизации /к (рис. 5) при неизменной температуре нагрева /„ на стадии плавления величины коэффициента преобразования энергии ет, а также относительные расходы условного топлива Вот и Вок монотонно возрастают. При увеличении же температуры нагрева /„ (рис. 6) величины ет, Вот и В„к уменьшаются. Это связано с увеличением степени сжатия рабочего тела в компрессоре ТН, что в свою очередь приводит к увеличению его мощности.

Проведенный анализ рассматриваемого процесса разделения показал, что при постоянных значениях температуры охлаждения смесей на стадии кристаллизации ?к и температурах нагрева смесей на стадии фракционного плавления !„ изменение состава исходной смеси х[: и повышение ее перегрева приводит к увеличению расхода промежуточного теплоносителя и удельной мощности компрессора ТН, но не влияет на величины ет, Вот и В„к.

Наличие рецикла маточника Ьг приводит к возрастанию значений выхода продуктов разделения, тепловой нагрузки на стадии кристаллизации, разности тепловых потоков с/т, а также к увеличению расхода промежуточного теплоносителя и мощности компрессора, поскольку масса охлаждаемой смеси выше, чем в процессе без рециркуляции. Однако показатели эффективности применения теплового насоса в процессе разделения (гт, Вот, Вок) не зависят от наличия рецикла, поскольку происходит пропорциональное изменение расхода промежуточного теплоносителя Ср и мощности компрессора N.

Рис. 5. Зависимости коэффициента преобразования энергии ет, относительных расходов условного топлива Вот и Вок от температуры гк (вариант 1, система флуорен-флуорантен, ;„= 105 -С).

tu, °С

Рис. 6. Зависимости коэффициента преобразования энергии ет, относительных расходов условного топлива В0т и Вок от температуры (вариант 1, система флуорен-флуорантен, /к= 70 °С).

Четвертая глава диссертации посвящена теоретическому анализу процесса противоточной кристаллизации с тепловым насосом. При этом было рассмотрено несколько вариантов проведения такого процесса: с подачей исходной смеси в центр противоточной зоны массообмена и с подачей исходной смеси в торец аппарата при использовании тепловых насосов замкнутого типа.

На рис. 7 показаны принципиальные схемы разделения при осуществлении процесса противоточной кристаллизации с питанием в центр с подачей исходной смеси в расплавленном состоянии при использовании тепловых насосов замкнутого типа. При этом пары промежуточного теплоносителя Ср, выходящие из охлаждаемой рубашки противоточного кристаллизатора ПК, сжимаются компрессором ТК от давления Р] до давления Р2. В результате сжатия паров их энтальпия повышается от /'1 до /2. Для балансировки тепловых потоков в контуре теплового насоса должен быть размещен дополнительный теплообменник Т для охлаждения промежуточного теплоносителя Ср после его сжатия (рис. 7,о) или же кристаллизатор должен иметь две охлаждающие рубашки (рис. 7,6). В первом случае в теплообменнике проводится дополнительное охлаждение промежуточного теплоносителя с использованием хладоагента Сх. Во втором случае хладоагент Ох подается в одну из рубашек кристаллизатора.

а б

Рис. 7. Принципиальная схема процесса противоточной кристаллизации с использованием теплового насоса замкнутого типа.

Теоретический анализ противоточной кристаллизации был выполнен нами применительно к разделению бинарных смесей, образующих непрерывный ряд твердых растворов. При этом было принято, что исходная смесь поступает в кристаллизатор в жидком виде, при кристаллизации смеси в зоне охлаждения достигается полное равновесие фаз, в зонах охлаждения и противоточного массообмена отсутствует продольное перемешивание фаз, в плавителе происходит полное плавление поступающей кристаллической фазы.

Для определения параметров работы тепловых насосов, используемых при проведении процесса противоточной кристаллизации так же, как и при проведении фракционного плавления, необходимо установить потоки подводимого <2„ и отводимого ()0 тепла, а также располагать данными о температурных потенциалах этих потоков. Величины потоков и Q0, в свою очередь, зависят от параметров проведения процесса противоточной кристаллизации: производительности кристаллизатора, составов исходной смеси и продуктов разделения, потоков кристаллической и жидкой фаз, а также теплофизических свойств разделяемой смеси.

Количество подводимого и отводимого ()0 тепла можно рассчитать по следующим уравнениям

2„ (23)

г

Я о - Щг = СГ{Г +<РАГК\ ~С^К2) + Ч>МСМ2{П -«»И-С^И,. ^^

Г

Выход же продуктов разделения и промежуточных потоков можно оценить по уравнениям

Ш хп - хР (25) хг - х„ (26)

«V = тг = _ ; <рп = _ ;

г хп х1у хп х„

У ^ К = (хп-Хр)(хш-Х„) . (27) ^ =М' = {хп-х^хк,-х1у) Ш (28)

^ (хп ~ ~ хм\) ^ (хп ~хи')(хк\ ~ хм\)

ф = = ~хк\) + хп(хт -х^) + х„,(хК1 -хш) (29)

р (хп ~ Х>У Х-**:! — ХМ1)

При анализе процесса противоточной кристаллизации по аналогии с процессом ректификации можно использовать понятие флегмового числа Я, которое представляет собой отношение потока маточника М2, возвращаемого из плавителя в зону противоточного массообмена, к потоку отбираемого высокоплавкого продукта

к = М2 = М = хг(хи-хп) + хп(хш -х1У) + х1Р(хк, -хт) (30)

П П {хк1-хи1){хЕ-х„)

При этом значение минимального флегмового числа можно определить, используя зависимость

г, Хп (31)

--~-

хкг хг

Реальное же значение флегмового числа будет равно

К = (32)

Количество тепла, которое необходимо скомпенсировать с помощью охлаждающего теплообменника Qт, расход промежуточного теплоносителя мощность компрессора Ы, коэффициент преобразования &,. и относительные расходы условного топлива Вок и Вт можно определить, используя те же зависимости, что и при однократном фракционном плавлении (8) - (13).

Анализ влияния технологических параметров на процесс разделения в аппаратах с центральным питанием был проведен на примере системы, образующей непрерывный ряд твердых растворов флуорен-2-метилнафталин и нескольких модельных систем, построенных на базе системы флуорен-2-метилнафталин.

Уменьшение температуры охлаждения смеси на стадии кристаллизации !к при неизменном составе исходной смеси хТ приводит к значительному увеличению тепловой нагрузки на кристаллизатор. Аналогичным образом изменение температуры /к влияет на количество тепла подводимого на стадию плавления, поскольку уменьшение приводит к увеличению выхода грк, что в свою очередь, увеличивает нагрузку на плавитель. Изменение температуры 1К аналогичным образом отражается и на расходе промежуточного теплоносителя Ср и на мощности теплового насоса N. При увеличении /к разность тепловых потоков qT уменьшается, но остается в области положительных величин для всех рассматриваемых составов исходной смеси.

Как видно из приведенных на рис. 8 данных, увеличение температуры 4 приводит к увеличению значений ет, Вок и Вот, что связано с уменьшением степени сжатия в компрессоре, его удельной мощности и расхода промежуточного теплоносителя. При постоянной температуре в плавителе !„ и при низких значениях температуры /к, то есть при высоких значениях степени сжатия, схема с использованием теплового насоса становится сопоставимой по энергозатратам со схемой с традиционной организацией подвода и отвода тепла.

В пятой главе представлен анализ процесса перекристаллизации в противоточной зоне аппарата, в котором учитывается влияние теплоотдачи на массоперенос высокоплавкого компонента от жидкой фазы к кристаллической. При этом были приняты следующие допущения: при перекристаллизации стадия внешней диффузии является лимитирующей; поверхность контакта фаз является равнодоступной как для массоотдачи, так и для теплоотдачи;

50

55

60

65

70

/к, °С

Рис. 8. Зависимости коэффициента преобразования энергии £т, относительных расходов условного топлива Вот и Вж от температуры (система флуорен-2-метилнафталин, /п=110°С;о=1,6).

каждая из фаз перемещается в аппарате в режиме идеального вытеснения; массовые расходы жидкой и кристаллической фаз неизменны по высоте противоточной зоны кристаллизатора в силу близости теплофизических свойств компонентов разделяемой смеси.

На рис. 9 представлен элементарный участок зоны массообмена на расстоянии г от входа кристаллической фазы с обозначением потоков массы и тепла.

К хк, с к, ¡к

'ч

г

/

Рис. 9. Элементарный фрагмент зоны массообмена на расстоянии г от входа кристаллической фазы.

Оценить изменение концентрации кристаллической фазы хк по высоте противоточной зоны массообмена можно, используя следующее уравнение dx

~ = StдНВ(хм -х'и) + StTHA(t„ -tK)(4 -х'и), зз)

где Z = z/H — приведенная высота противоточной зоны кристаллизатора; Н —

аМс„ „ аМ „ ßfs высота противоточнои зоны кристаллизатора; А = —; В = ; 5УЛ = ,

Мсм

Используя аналогию процессов переноса вещества и теплоты в рассматриваемом нами случае, можно принять, что StB = StT = St, тогда

уравнение (33) примет вид dx

= StHB(xM -*;,) + StHA{tu -tK)(х'к -хк<)

Сопоставление результатов, полученных по предлагаемой нами модели, в которой учитывается влияние теплоотдачи на массоперенос высокоплавкого компонента от жидкой фазы к кристаллической, было проведено с результатами расчетов по модели внешнего массопереноса, которая с учетом выше указанных допущений имеет вид

dx

—- = StHмВ(хи -х'),

dZ м " м 35)

где Ни — высота противоточной зоны кристаллизатора по модели внешнего массопереноса.

Принимая значения критерия Стантона неизменным при одинаковом отношении потоков для разных моделей процесса, нами было установлено, что потребная высота противоточной зоны кристаллизатора по модели внешнего массопереноса всегда выше соответствующей высоты по предлагаемой модели на одну и ту же величину. С увеличением коэффициента распределения систем при неизменных параметрах разделения потребные значения комплексов StH, StHM закономерно снижаются. При этом вклад теплоотдачи в массоперенос существенно возрастает.

На основании проведенного анализа можно сделать вывод о целесообразности учета теплоотдачи в расчетных выражениях по определению эффективности разделения противоточного кристаллизатора. Исключением является область малого содержания низкоплавкого компонента в разделяемой смеси. Здесь вклад теплоотдачи в массоотдачу пренебрежимо мал.

Шестая глава посвящена сравнению двух режимов работы противоточной зоны кристаллизатора: стационарного и циклического. Анализ был выполнен для частного случая, когда зона противоточного массообмена

представляла собой односимметричную ячейку, то есть в периоды массообмена структура каждого из потоков (жидкой и твердой фаз) в зоне противоточного массообмена соответствовала одной ячейке полного смешения.

По аналогии с процессом жидкостной экстракции, циклический режим состоит из четырех периодов: первый - период подачи кристаллической фазы; второй - период массообмена между поступившей кристаллической фазой и маточником; третий - период подачи жидкой фазы; четвертый - период массообмена между поступившим маточником и кристаллами.

Оценить изменение состава маточника при стационарном режиме работы можно по уравнениям

_ (36) дс„ (37)

" , (в-1) ' Хмз~, „ К К' 1 +-ц-—г— (а-1) +-+ —

м' кя

+ м

где рри - пропускная способность поверхностной стадии процесса массопереноса.

С учетом уравнения (37) движущая сила процесса массопереноса будет определяться выражением

<\у = ссс -X =* (_—___1 ) (38)

У' п т кЛ, (в-1) , „ а К>'

1 + --¿г (а ~ 1) + — + —

Ъ М

Ь М - + а — Ь М

где Ъ = арРи1К.

Если принять, что смена фаз при циклическом режиме работы происходит мгновенно и полностью, то для оценки изменения концентрации кристаллов и маточника во времени можно использовать уравнения:

лп V ^ К Хи) илК ^ М '

(1в К а

ав М

¿в К а

<42>

йв М

где в- = М

ЙР г

" ; в ---текущее безразмерное время периодов.

Общее решение системы уравнений (39) - (42) имеет вид

Зск (6>) = С, ехр(Я,0) + С2 ехр(Л2б);

хм (в) = аСх Д +1) ехр(Л,0) + «С, (% +1) ехр(Л20); 6 о

хкф) = Сз ехр(Л,0) + С4 ехр(Л20);

*„(£) = «С, Д + 1) ехр(А, в ) + аС4 Д +1) ехр(Я20), Ь о

(43)

(44)

(45)

(46)

Ь

где Ль Яг - корни характеристического уравнения.

(47)

(48)

(49)

(50)

где в( = в! = 0,5.

Полученные уравнения могут быть использованы для определения движущей силы циклического процесса, а также для определения фазовых траекторий в частных условиях. Найденные значения состава кристаллической массы в конце четвертого периода позволяют рассчитать степень извлечения идеального циклического режима и сравнить ее с аналогичной величиной для стационарного процесса. Проведенный анализ показал, что циклический процесс (в идеальном его исполнении) превосходит обычный по степени извлечения примерно в 1,6 раза, что обусловлено возрастанием движущей силы процесса массопереноса при циклическом режиме работы кристаллизатора. Кроме того, увеличение движущей силы процесса кристаллизации при циклическом режиме работы зоны массообмена приводит к тому, что стабилизация значений степени извлечения для циклического режима работы зоны массообмена кристаллизатора происходит раньше, нежели для стационарного.

Сравнение циклического и стационарного режимов работы зоны массообмена по величине критерия ам позволяет судить также о преимуществе того или иного режима с позиций затрат энергии. Разность потребных значений критерия ам стационарного и циклического режимов работы зоны массообмена растет по экспоненте с ростом степени извлечения. Таким образом, проведенные исследования показали преимущество циклического режима работы зоны массопереноса кристаллизатора в сравнении со стационарным режимом по разделительной способности и по затратам энергии.

Основные результаты и выводы по работе:

1. Разработаны теоретические модели процессов разделения смесей путем однократного фракционного плавления, сочетания фракционной кристаллизации и фракционного плавления и противоточной кристаллизации с использованием теплового насоса закрытого типа.

2. Получены теоретические зависимости, описывающие данные процессы разделения, которые могут быть непосредственно использованы при их разработке, а также при определении оптимальных параметров организации процессов.

3. Выполнен анализ влияния различных технологических параметров на ход процессов разделения. Установлено, что эффективность применения тепловых насосов зависит только от состава получаемых продуктов разделения.

4. Выполнено сопоставление рассмотренных процессов с традиционным вариантом разделения (без тепловых насосов). Показано, что применение тепловых насосов при реализации фракционного плавления и противоточной кристаллизации позволяет существенно улучшить технико-экономические показатели данных процессов.

5. Изучен вклад теплоотдачи в массообмен при противоточной кристаллизации, а также показана возможность повышения эффективности противоточной кристаллизации за счет использования циклического режима работы.

Условные обозначения:

а - удельная межфазная поверхность; ам - число единиц переноса по жидкой фазе (критерий массообмена); В — относительный расход условного топлива; Г - расход (поток) исходной смеси; - поверхность контакта фаз; /-площадь поперечного сечения зоны противоточного массообмена; Ср - расход промежуточного теплоносителя; Н - высота зоны противоточного массообмена; г — энтальпия паров теплоносителя; К — расход (поток) кристаллической фазы; Ь — расход (поток) маточника со стадии фильтрования; М - расход (поток) маточника; N - мощность компрессора; д - удельный поток тепла; £)„ - тепло, подводимое на стадии плавления; ()„ - тепло, отводимое на стадии кристаллизации; - тепло, отводимое в теплообменниках; Я -флегмовое число; 5 - расход (поток) кристаллической фазы со стадии фильтрования; ! - текущая температура смеси; 4 - температура охлаждения смеси; !п - температура нагрева смеси; хр, хк, .тм> ,Т| , .Гц, х$, Х\у - состав исходной смеси Р, кристаллической фазы К, жидкой фазы (маточника) М, маточника со стадии фильтрования Ь, высокоплавкого продукта Я, кристаллической фазы со стадии фильтрования Я, низкоплавкого продукта IV; Ж - расход (поток)

низкоплавкого продукта; Z - приведенная высота (протяженность) зоны противоточного массообмена; а - коэффициент распределения; ат, ß -коэффициенты теплоотдачи и массоотдачи от жидкой фазы к кристаллической; ет - коэффициент преобразования энергии тепловым насосом; в - безразмерное время цикла; ц - степень извлечения целевого компонента; -

адиабатический и механический КПД компрессора; (зк, <pL, <рм, ips - удельные выходы кристаллической фазы К, жидкой фазы М, отделенного маточника L и отделенной кристаллической фазы S.

Основное содержание диссертации изложено в следующих работах:

1. Мясоеденков В.М., Носов Г.А., Хайбулина Е.М., Уваров М.Е. Противоточная кристаллизация с тепловым насосом // Вестник МИТХТ. 2007. Т. 2. № 6. с. 75-82.

2. Мясоеденков В.М., Носов Г.А., Хайбулина Е.М. Влияние теплоотдачи на эффективность разделения бинарных смесей при использовании метода противоточной фракционной кристаллизации // Вестник МИТХТ. 2009. Т. 4. № 6. с. 45-51.

3. Мясоеденков В.М., Хайбулина Е.М. Эффективность использования теплового насоса в установке противоточной кристаллизации с питанием в центр // Успехи в химии и химической технологии. 2010. T. XXIV. № U.c. 106110.

4. Мясоеденков В.М., Носов Г.А., Хайбулина Е.М. Анализ работы шнековой кристаллизационной колонны в циклическом и стационарном режимах // Теоретические основы химической технологии. 2012. Т. 46. № 2. с. 191-198.

5. Мясоеденков В.М., Носов Г.А., Хайбулина Е.М. Вклад теплоотдачи в эффективность разделения бинарных смесей при использовании метода противоточной фракционной кристаллизации // Тепловые процессы в технике. 2012. Т. 4. №2. с. 68-75.

6. Хайбулина Е.М., Мясоеденков В.М. Вклад теплоотдачи в эффективность разделения бинарных смесей методом противоточной фракционной кристаллизации // Тезисы докладов III Молодежной научно-технической конференции «Наукоемкие химические технологии - 2009», Москва. 13 - 14 ноября 2009. с. 28.

7. Мясоеденков В.М., Хайбулина Е.М. Влияние агрегатного состояния исходной смеси на эффективность использования теплового насоса в установке противоточной кристаллизации // Тезисы докладов XIII Международной

научно-технической конференции «Наукоемкие химические технологии -2010». Суздаль. 29 июня - 2 июля 2010. с. 43.

8. Носов Г.А., Мясоеденков В.М., Уваров М.Е., Хайбулина Е.М. Использование тепловых насосов при проведении процессов фракционной кристаллизации // Тезисы докладов Международной научно-технической конференции «Теоретические основы энергосберегающих процессов, оборудования и экологически безопасных производств». Иваново. 28-30 сентября 2010. с. 17.

9. Носов Г.А., Мясоеденков В.М., Попов Д.А., Казеева Н.И., Хайбулина Е.М. Возможные пути интенсификации и снижения энергоемкости процессов фракционной кристаллизации // Тезисы докладов XIX Менделеевского съезда по общей и прикладной химии. Волгоград. 25 - 30 сентября 2011. с. 37.

10. Хайбулина Е.М. Анализ применения циклического режима в процессах кристаллизации // Тезисы докладов IV Молодежной научно-технической конференции «Наукоемкие химические технологии - 2011». Москва. 9-10 ноября 2011. с. 10.

11. Мясоеденков В.М., Носов Г.А., Хайбулина Е.М. Использование циклического режима в процессах экстракции и кристаллизации // Тезисы докладов Международной конференции по химической технологии. «Химическая технология - ХТ 12». Москва. 18-23 марта 2012. Т. 4. с. 46-49.

Хайбулина Евгения Михайловна Разделение смесей методами фракционного плавления и противоточной фракционной кристаллизации с использованием тепловых насосов Формат 60x90/16 Тираж 100 экз. Подписано в печать 17.04.2013. Заказ № 80 Типография ООО «Генезис» 8 (495) 434-83-55 119571, г. Москва, пр-т Вернадского, 86

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Московский государственный университет тонких химических технологий имени М.В. Ломоносова»

На правах рукописи

04201357019

Хайбулина Евгения Михайловна

РАЗДЕЛЕНИЕ СМЕСЕЙ МЕТОДАМИ ФРАКЦИОННОГО ПЛАВЛЕНИЯ И ПРОТИВОТОЧНОЙ ФРАКЦИОННОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ

05.17.08 - Процессы и аппараты химических технологий

Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук

Научный руководитель: доктор технических наук,

профессор Носов Г.А.

Москва 2013

ОГЛАВЛЕНИЕ

СПИСОК ОСНОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ...........................................................4

ВВЕДЕНИЕ..............................................................................................................6

Глава 1. АНАЛИЗ ЛИТЕРАТУРНЫХ ДАННЫХ ПО ВОПРОСАМ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССАХ..........................................................................................................8

1.1. Общие сведения о тепловых насосах.........................................................8

1.2. Основные типы тепловых насосов............................................................11

1.3. Рабочие тела компрессионных ТНУ.........................................................20

1.4. Аппаратурное оформление........................................................................25

1.5. Источники низкопотенциальной тепловой энергии...............................27

1.6. Оценка эффективности применения ТНУ...............................................30

1.7. Применение ТЕГУ в различных химико-технологических процессах... 36

1.8. Выводы........................................................................................................46

Глава 2. ОДНОКРАТНОЕ ФРАКЦИОННОЕ ПЛАВЛЕНИЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ..............................................48

2.1. Основные особенности процесса фракционного плавления..................48

2.2. Принципиальная схема процесса и ее описание.....................................52

2.3 Теоретическое описание процесса разделения.........................................54

2.4. Анализ влияния технологических параметров на процесс разделения 62

Глава 3. РАЗДЕЛЕНИЕ ПУТЕМ СОЧЕТАНИЯ ПРОЦЕССОВ ФРАКЦИОННОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ И ФРАКЦИОННОГО ПЛАВЛЕНИЯ........................................................................................................77

3.1. Принципиальные схемы и описание процесса разделения....................77

3.2. Теоретическое описание процессов разделения.....................................80

3.3. Анализ влияния технологических параметров на процесс разделения 88 Глава 4. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ПРОТИВОТОЧНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ С ТЕПЛОВЫМ НАСОСОМ........................................109

4.1. Основные особенности процесса противоточной кристаллизации .... 109

4.2. Принципиальные схемы процесса противоточной кристаллизации с

использованием тепловых насосов................................................................117

4.3. Теоретическое описание процесса разделения......................................121

4.4. Анализ влияния технологических параметров на процесс разделения........................................................................................................129

Глава 5. ВКЛАД ТЕПЛООТДАЧИ В ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОТИВОТОЧНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ....................................................144

5.1. Основные особенности процесса............................................................144

5.2. Теоретическое описание процесса..........................................................147

5.3. Анализ влияния теплоотдачи на массоотдачу.......................................151

Глава 6. АНАЛИЗ ПРОЦЕССА ПРОТИВОТОЧНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ В ЦИКЛИЧЕСКОМ И СТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМАХ...................................157

6.1. Основные особенности циклических процессов...................................157

6.2. Теоретическое описание процесса..........................................................158

6.3. Сравнительный анализ различных режимов противоточной кристаллизации................................................................................................167

ВЫВОДЫ.............................................................................................................175

СПИСОК ИСТОЧНИКОВ ИНФОРМАЦИИ...................................................176

ПРИЛОЖЕНИЯ...................................................................................................194

СПИСОК ОСНОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ

а - удельная межфазная поверхность; с - теплоемкость жидкой фазы (маточника); Е- расход (поток) исходной смеси; Т^м - поверхность контакта фаз;

/- площадь поперечного сечения зоны противоточного массообмена; Ор - расход промежуточного теплоносителя; Сх - расход хладоагента;

Н- высота зоны противоточного массообмена;

И - линейный размер кристаллов;

г - энтальпия паров теплоносителя;

Л"-расход (поток) кристаллической фазы;

Ь - расход (поток) маточника со стадии фильтрования;

М- расход (поток) маточника;

т - коэффициент захвата маточника;

N - мощность компрессора;

п - число ступеней кристаллизатора;

П - расход (поток) высокоплавкого продукта;

Р - давление паров теплоносителя;

q - удельный поток тепла;

()и- тепло, подводимое на стадии плавления;

()0 - тепло, отводимое на стадии кристаллизации;

(2Т - тепло, отводимое в теплообменниках;

Я - флегмовое число;

г - скрытая теплота кристаллизации (плавления); 5-расход (поток) кристаллической фазы со стадии фильтрования; / - текущая температура смеси;

- температура исходной смеси;

- температура жидкой фазы (маточника); /к. - температура кристаллической фазы;

xF - состав исходной смеси;

хк - состав кристаллической фазы;

хм- состав жидкой фазы (маточника);

xL - состав маточника со стадии фильтрования;

хп - состав высокоплавкого продукта;

xs - состав кристаллической фазы со стадии фильтрования;

xw - состав низкоплавкого продукта;

W - расход (поток) низкоплавкого продукта;

w - линейная скорость движения жидкой фазы (маточника);

Z - приведенная высота (протяженность) зоны противоточного массообмена;

а - коэффициент распределения;

ат - коэффициент теплоотдачи;

/? - коэффициент массоотдачи от жидкой фазы к кристаллической;

/?к - доля кристаллической фазы в суспензии;

s - объемная доля жидкой фазы, порозность суспензии;

sT - коэффициент преобразования энергии тепловым насосом;

в - относительно время цикла;

рм - плотность жидкой фазы (маточника);

rj - степень извлечения целевого компонента;

rjc - степень извлечения примеси в циклическом режиме;

rjs ~ степень извлечения примеси в стационарном режиме;

о - коэффициент избытка флегмы;

тс - продолжительность цикла;

(рк - удельный выход кристаллической фазы;

(рм - удельный выход жидкой фазы;

(pL - удельный выход отделенной жидкой фазы;

<р$ - удельный выход отделенной кристаллической фазы;

Д^с _ движущая сила процесса массопереноса в циклическом режиме;

Ays - движущая сила процесса массопереноса в стационарном режиме;

ВВЕДЕНИЕ

В условиях обостряющегося дефицита и роста цен на энергоносители снижение энергоемкости технологических процессов, а также рациональное использование различных низкопотенциальных источников тепла (нагретых отходящих паровых и газообразных потоков) актуально практически для всех отраслей промышленности. Принятые в технике традиционные системы энергообеспечения промышленных предприятий не отвечают ряду современных требований в отношении эффективности использования тепловых энергетических ресурсов и качества энергоснабжения.

Одним из возможных путей решения отмеченных выше проблем является более широкое внедрение теплонасосных технологий производства теплоты при проведении процессов разделения. Главными аргументами в пользу развития тепловых насосов являются выработка необходимой энергии на месте потребления, экологические и социальные эффекты за счет уменьшения загрязнения окружающей среды при производстве энергии и расхода свежей воды на охлаждение технологических потоков, а также возможность достижения конкурентоспособности, вследствие снижения эксплуатационных затрат, увеличения выпуска продукции, повышения ее качества, улучшения условий труда на предприятиях, обладающих высоким потенциалом энергосбережения. А возможность получать на тепловых насосах одновременно теплоту, пригодную для использования, и холод повышенных параметров, потребности в котором на химических предприятиях довольно большие, позволяет существенно расширить область экономически оправданного применения тепловых насосов.

В данной диссертационной работе рассмотрены различные аспекты применения парокомпрессионных тепловых насосов для осуществления процессов фракционного плавления и противоточной кристаллизации.

Фракционное плавление и противоточная кристаллизация в настоящее время успешно используется в химической, нефтехимической, коксохимической, металлургической, фармацевтической, пищевой и других

отраслях промышленности для выделения различных веществ из природных и технологических растворов, разделения смесей на фракции, обогащенные тем или иным компонентом, концентрирования разбавленных растворов, а также для глубокой очистки различных веществ от примесей.

Данные процессы отличаются значительной энергоемкостью, поскольку требуют подвода теплоты на стадии плавления и организации охлаждения на стадии кристаллизации, что существенно отражается на их технико-экономических показателях.

В рамках данной работы был проведен теоретический анализ процессов фракционного плавления и противоточной кристаллизации с использованием парокомпрессионных тепловых насосов. При этом предложен ряд технологических схем осуществления данных процессов, дано их теоретическое описание, а также проанализировано влияние различных технологических параметров на эффективность разделения и применения тепловых насосов. При этом теоретический анализ проводился применительно к разделению бинарных систем эвтектического типа и систем, образующих непрерывный ряд твердых растворов.

Диссертация состоит из 6 глав. В первой главе дан анализ имеющихся литературных данных по вопросам применения тепловых насосов в различных химико-технологических процессах. Во второй главе рассмотрен процесс однократного фракционного плавления с использованием теплового насоса закрытого типа. В третьей главе проанализирована эффективность применения теплового насоса при разделении смесей путем сочетания процессов фракционного плавления и фракционной кристаллизации. В четвертой главе дано исследование противоточной кристаллизации с тепловым насосом. Пятая глава посвящена изучению вклада теплоотдачи в ее эффективность. В шестой главе проведен анализ различных режимов работы противоточных кристаллизаторов.

Автор выражает благодарность Мясоеденкову В.М. за консультирование и помощь в написании диссертации.

Глава 1

АНАЛИЗ ЛИТЕРАТУРНЫХ ДАННЫХ ПО ВОПРОСАМ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ

ПРОЦЕССАХ

1.1. Общие сведения о тепловых насосах

Тепловым насосом в широком смысле слова называется такая установка, в которой потенциал имеющегося теплоносителя за счет затрат механической или других видов энергии повышается до желаемого уровня.

Идея теплового насоса не нова. Сам принцип теплового насоса вытекает из работ Сади Карно, обобщенных в его диссертации в 1824 г. Первая парокомпрессионная холодильная машина с использованием этилового эфира в качестве рабочего вещества была построена в 1834 г. Дж. Перкинсом, а создание аммиачной холодильной машины в 70-х гг. XIX в. положило начало холодильному машиностроению [1]. Уже в 1852 году Вильям Томсон показал, как можно использовать холодильную машину для целей отопления, предложив практическую теплонасосную систему [2].

Первая теплонасосная установка (ТНУ) была создана в Англии в 20-х годах XX века [3, 4]. Это был тепловой насос, предназначенный для отопления и горячего водоснабжения жилого помещения, использующий тепло окружающего воздуха. В 30-х годах прошлого века в промышленно развитых странах (Англия, США, Германия и др.) активно проводили исследовательские и опытно-конструкторские работы, направленные на разработку промышленных теплонасосных установок, используемых для коммунального и производственного теплоснабжения [1, 3-6]. Интерес к использованию тепловых насосов, увеличение количества работ по теплонасосным технологиям во всем мире особенно вырос в 80-х годах в связи с напряженностью топливно-энергетического баланса в наиболее развитых капиталистических странах.

В литературе [5, 7] отмечается, что частичная замена системы теплоснабжения с централизованного на автономное может сэкономить до 25-35 % топливных ресурсов. Использование теплонасосных установок позволяет при затрате мощности в 1 кВт получить на выходе для теплоснабжения 4-7 кВт теплоты. Применение таких установок за рубежом становится нормой и позволяет ежегодно сокращать до 10 % потребление топливных ресурсов. По прогнозам Международного энергетического комитета, тепловая мощность тепловых насосов, используемых для коммунального и производственного теплоснабжения, к 2020 году в развитых странах составит около 70 %.

Тепловые насосы, без сомнения, являются наиболее перспективными среди источников «нетрадиционной энергетики» для решения проблем энергосбережения. Массовое производство и использование тепловых насосов в настоящее время осуществляется в США, Японии, ФРГ, Франции, Швеции, Дании, Австрии, Канаде и других странах. В мире выпуском ТН занимаются около 60 крупных фирм [7]. Основные характеристики ТНУ, производимых зарубежными производителями, представлены в Приложении 1 (табл. П1).

По данным работы [8] уже в 1997 году в мире использовалось более 90 млн. тепловых насосов, из них примерно 63 % - в Японии, где ТНУ в основном обеспечивают отопление жилого фонда. В Соединенных Штатах насчитывается 13,5 млн. установок, а в Китае около 10 млн. ТНУ [8, 9]. Оценка числа тепловых насосов, установленных в жилищном фонде, торгово-административных и промышленных сооружениях Европы приводится в [8-10].

В нашей стране вопросами применения тепловых насосов начали заниматься в 20-х годах XX века. Так, советский физик Михельсон В.А. в 1926 г. подробно разработал вопросы применения парокомпрессионных холодильных машин для отопления и дал некоторые рекомендации по условиям их использования. Гельперин Н.И. рассмотрел вопросы

применения тепловых насосов в выпарных и сушильных установках в химической и других отраслях промышленности [6]. Академик Иоффе А.Ф., призывая к использованию тепловых насосов для отопления, отмечал, что прилегающие к ТЭС районы можно снабжать теплотой, отводимой от турбин, а в более отдаленные районы следует подавать электрическую энергию для привода тепловых насосов.

В работах [11-14] был выполнен анализ эффективности использования парокомпрессионных и пароструйных ТН при решении теплофикационных задач. Так, в работе [11] показаны экологические и другие преимущества теплоснабжения промышленных предприятий с использованием ТН, что позволяет уменьшить загрязнение окружающей среды, снизить количество перевозок топлива, ликвидировать топливные склады на предприятиях и др.

В 80-90-х годах в нашей стране был введен в эксплуатацию ряд ТНУ для отопления и кондиционирования воздуха бытовых и промышленных помещений, а также горячего водоснабжения различных предприятий. Некоторые данные об использовании в России тепловых насосов в системах теплоснабжения приведены в работах [1, 7, 13-17]. Разработкой ТНУ занимаются несколько российских фирм: «Энергия», «Тритон-Лтд», «Теплонасос», ОАО «Инсолар-инвест», Мелитопольский завод холодильного оборудования, ЗАО «ЭКОМАШ», Читинский машиностроительный завод и некоторые другие. В справочнике-каталоге [15] приведены действующие теплонасосные станции в системе коммунального и промышленного теплоснабжения, а также основные характеристики парокомпрессионных ТН, производимых в настоящее время российскими производителями. Как правило, российские фирмы создают тепловые насосы на базе холодильного оборудования. Только последние несколько лет начали производиться тепловые насосы по специальным разработкам, учитывающим реальные процессы гидрогазодинамики и теплообмена в тепловых насосах, использующие новые рабочие вещества [16, 17, 18].

1.2. Основные типы тепловых насосов

Тепловые насосы можно классифицировать по разным признакам [1,4, 7]: по принципу действия; по используемым источникам низкопотенциальной теплоты; по виду энергии, используемой для привода компрессоров; области их применения и т.д.

По принципу действия ТН разделяют [1, 7, 19] на парокомпрессионные, инжекторные, абсорбционные, адсорбционные, термохимические, магнитные и термоэлектрические.

Выбор типа и схемы ТНУ, используемых в системах теплофикации, зависит от структуры энергоносителей региона, мощности систем тепло- и хладоснабжения, условий формирования энергетического баланса разрабатываемой установки [7]. Выбор ТНУ, используемых при проведении технологических процессов, зависит от их вида, производительности, а также от параметров их проведения [1,6, 19].

В настоящее время в энергетической, химической и других отраслях промышленности, а также в системах теплофикации наибольшее распространение получили ТН парокомпрессионного типа [1, 20, 21].

Парокомпрессионные тепловые насосы Идеальным циклом парокомпрессионного теплового насоса является обратный цикл Карно, огранич�