Автореферат (1091052), страница 3
Текст из файла (страница 3)
В области низкой температуры нагрева tИ энергетическаяэффективность всех вариантов примерно одинакова, однако при повышенииданной температуры вариант с подачей исходной смеси F на стадию дистилляциистановится более выгодным [7, результаты опубликованы в соавторстве с Г.А.Носовым и В.И. Бельской].140,15а1BН / F0,1020,05340,00tЕtЛП3tЛП4tЛП2tЛП11,0бnТ0,71230,440,137tЕ4247tФА, оС5257Рис. 5. Зависимость удельного (а) и относительного расхода условного топлива (б) оттемпературы охлаждения tФА (система нафталин–дифенил, xF = 40% нафталина, tФВ = tЕ): 1 – tИ =237.5оС; 2 – tИ = 239оС; 3 – tИ = 240оС; 4 – tИ = 242.5оС).Четвертая глава посвящена анализу возможности использованиятепловых насосов открытого типа при проведении сопряженного разделениябинарных смесей.
В этом случае также возможен ряд вариантов разделения [2, 3,10, процессы разделения были проанализированы вместе с Г.А. Носовым, А.В.Таран, В.И Бельской и М.В. Михайловым], один из которых приведен на рис. 6,а.В этом варианте пары дистиллята П после стадии дистилляции И подаются вкомпрессор теплового насоса ТК, где сжимаются от давления p1 до давления p2.Вследствие того, что при конденсации перегретых паров дистиллята Пвыделяется количество тепла, достаточное для проведения процесса дистилляции,поток сжатых паров дистиллята П дополнительно подогревается втеплообменнике ТД.
После чего они направляются в греющую камеру испарителяИ, где конденсируется, нагревая тем самым маточник МВ до температурыиспарения tИ. После испарителя дистиллят П дросселируется от давления p2 додавления p1 и направляется в теплообменник Т1 для подогрева маточника МВ,15после чего он отводится в качестве одного из продуктов разделения. В варианте,показанном на рис. 6,б, используется одна стадия дистилляции и две стадиифракционной кристаллизации с подачей исходной смеси F на стадиюкристаллизации КрА.
В данном случае дистиллят П после теплообменника Т1направляется на стадию кристаллизации КрА.Для расчета материальных и тепловых потоков установок сиспользованием тепловых насосов открытого типа можно использоватьзависимости, ранее полученные при рассмотрении процессов разделения сприменением тепловых насосов закрытого типа. Для расчета параметров работытеплового насоса открытого типа использовались уравнения:QК = П(hПП – iК); (13)ΔQ = QИ – QК2;(14)Д =П(ℎПП −ℎП )Ад М;Н = Т + д э , (16)(15)где iК = cПtП – энтальпия сконденсированных паров дистиллята П; ΔQ –количество тепла, дополнительно сообщаемое потоку сжатых паров дистиллята Пв теплообменнике ТД; QК2 – количество тепла, получаемое при конденсации паровдистиллята П, сжатых до выбранного давления p2.Относительный расход условного топлива nТ для теплового насосаоткрытого типа можно установить, используя зависимость (10).Здесь следует отметить, что при расчете параметров работы тепловогонасоса открытого типа возникают определенные трудности, связанные с тем, чтов литературе отсутствуют сведения о теплофизических свойствах сжимаемыхбинарных паров дистиллята.
Для определения теплофизических свойств паровразделяемых смесей мы использовали уравнение состояния Бенедикта–Вебба–Рубина, модифицированное Ли–Кесслером с учетом правил смешения длямногокомпонентных смесей1. Фактор ацентричности Питцера ω, а такжекритические параметры смесей (критический коэффициент сжимаемости ZС,критический объем VС, критическая температура TС и критическое давление PC)рассчитывали, используя зависимости: = ∑ = П А + В (1 − В ); (17)ZС = 0.2905 – 0.085ω; (18)1⁄3С = 1⁄8 ∑ ∑ i j (CС =1i1⁄3 3+ Cj) ;1⁄∑ ∑ [(C 38Сi1(19)+С =С С С1⁄ 3C 3 ) √Сi Сj ],j;(20)(21)Рид. Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей: справочное пособие.
// Л.: Химия. 1982. – 592с.16Рис. 6. Принципиальные схемы разделения путем сочетания однократного процесса дистилляции с одной (а) и двумя стадиямикристаллизации (б) при использовании теплового насоса открытого типа.17где и ωВ – факторы ацентричности индивидуальных веществ А и В; i и j –индексы, обозначающие характеристики индивидуальных веществ.Используя критические значения температуры TС и давления PС длярассматриваемых смесей, можно определить приведенные значения температурыТr и давления Рr: = ⁄ ; (22) = ⁄ , (23)где Т и P – температура и давление смеси в рассматриваемом состоянии.Изотермическое отклонение энтальпии от опорного значения привыбранных температуре Т и давлении P рассчитывается по соответствующемууравнению Ли–КесслераТ0− Т =ССМ 0 −((С(0) 0 −+()С(1))),(24)где HoТ – опорная или идеальногазовая энтальпия смеси при температуре Т; HТ –реальная энтальпия смеси при температуре Т; MСМ – молярная масса смеси.
0 −Значение параметров (С(0))и( 0 −С(1))можно установить по таблицам,составленным Ли–Кесслером, при известных значениях приведеннойтемпературы Тr и приведенного давления Рr. Чтобы найти реальное значениеэнтальпии HТ = hП при давлении p2 необходимо знать опорное значение энтальпииHоТ. Его можно определить из уравнения Кирхгофа2Т0Т0 = 298+ ∫298 Р0 ,(25)где Ho298 – опорное значение энтальпии при 298 К; cоP – идеальногазоваятеплоемкость при температуре Т.Значения идеальногазовой теплоемкости cоP компонентов смесиопределяются из соответствующего уравненияcоP = A + ВTК2 + СTК22 +DTК23,(26)где ТК2 – температура кипения компонента смеси при давлении p2.После интегрирования уравнения (25) с учетом зависимости (26) оттемпературы 298 К до выбранной температуры Т, оно примет вид0Т0 = 298+ [( − 298) +( 2 −2982 )2+( 3 −2983 )3+( 4 −2984 )4],(27)где А, В, С и D – константы в уравнении идеальногазовой теплоемкости.Энтальпию компонента А в жидком состоянии iАК2 можно найти, используязависимостьiАК2 = cАPLtАК2,(28)2Сталл Д., Вестрам Э., Зинке Г.
Химическая термодинамика органических соединений. // М.: Изд-во «Мир». 1971.– 807с.18где tАК2 – температура кипения компонента А при давлении p2 в градусах Цельсия.Аналогично находится энтальпия iВК2 компонента В при давлении p2.Значение энтальпии смеси iК2 при найденных энтальпиях отдельныхкомпонентов смеси А и В определяется по правилу аддитивностиiК2 = iАК2xП + iВК2(1 – xП).(29)Для рассматриваемых вариантов разделения с применением тепловогонасоса открытого типа был также выполнен анализ влияния основныхтехнологических параметров на энергетическую эффективность разделенияразличных бинарных смесей. В частности, для варианта, показанного на рис. 6,а,анализ проводили на примере разделения смеси нафталин–бензол.
В режиме 1увеличение количества тепла, подводимого на стадию дистилляции, достигается восновном за счет повышения степени сжатия паров. Во втором режимеувеличение теплосодержания сжатых паров дистиллята достигается за счетдополнительного их нагрева в теплообменнике ТД при постоянной степени сжатияпаров.Анализ рассматриваемых процессов разделения показал, что увеличениетемпературы кристаллизации tФВ в режиме 1 приводит к значительномуувеличению мощности компрессора теплового насоса NД, удельного ВН иотносительного nТ (рис. 7, а) расходов условного топлива. При использованиитеплового насоса открытого типа в режиме 2 при изменении температуры tФВпараметр NД остается постоянным, так как степень сжатия паров компрессоромтеплового насоса остается неизменной.
Однако, при этом существенно возрастаеттепловая нагрузка на теплообменник ТД, что приводит к росту удельного ВН иотносительного nТ (рис. 7, б) расходов условного топлива. Таким образом, приобоих режимах наблюдается повышение величины nТ, однако для второго режимаэто увеличение носит более плавный характер, т.к. затраты топлива на получениеединицы тепловой энергии меньше, чем на получение единицы электрическойэнергии. Следовательно, в целом использование теплового насоса открытого типапри втором режиме более энергетически выгодно, чем в первом. [2, 3, 10,результаты опубликованы в соавторстве с Г.А.
Носовым, А.В. Таран, В.И.Бельской и М.В. Михайловым].Аналогичным образом на параметры работы теплового насоса открытоготипа будет влиять изменение температуры нагрева смеси tИ на стадиидистилляции. С увеличением температуры tИ будет наблюдаться соответствующееувеличение мощности компрессора теплового насоса NД даже при использованиирежима 2, т.к. при увеличении температуры tИ необходимо увеличивать итемпературу сжатого теплоносителя для поддержания теплодвижущей силы.Соответственно, с увеличением мощности NД и нагрузки на теплообменник ТД19будут увеличиваться удельный BН и относительный nТ расходы условноготоплива.1,00а2134tЛW1tЛW2nТ0,750,500,25tЕtЛW3 tЛW40,7б0,6521430,6nТ0,550,50,450,40,350,3-10tЕ010203040506070tФВ, оСРис. 7.
Зависимость относительного расхода условного топлива для режима 1 (а) ирежима 2 (б) (система бензол–нафталин, xF = 50% бензола, 1 – tИ = 100оС; 2 – tИ = 110оС; 3 – tИ =120оС; 4 – tИ = 130оС).Сравнение энергетической эффективности применения тепловых насосовоткрытого и закрытого типов для рассматриваемых процессов разделения20показало, что использование сжатых паров дистиллята бинарных системоказывается менее выгодным, чем использование теплового насоса закрытоготипа, в замкнутом контуре которого циркулирует водяной пар или другойпромышленный теплоноситель.ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ1.Разработан ряд вариантов сопряженных процессов разделениябинарных эвтектикообразующих смесей с использованием стадий однократнойдистилляции и фракционной кристаллизации с применением тепловых насосовзакрытого типа для подвода тепла на стадию дистилляции и рекуперации тепла.2.Для всех рассматриваемых вариантов разделения полученынеобходимые зависимости для расчета материальных и тепловых потоковприменительно к отдельным стадиям и ко всему процессу разделения, а такжерасчетные зависимости для установления параметров работы тепловыхнасосов.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
