Диссертация (1091053), страница 13
Текст из файла (страница 13)
2.3. и рис. 2.4, продукт, обогащенный низкокипящимкомпонентом (водой), получают в кристаллическом виде, а продукт,обогащенныйвысококипящимкомпонентом(маслянойкислотой),отбирается в виде кубового остатка. При этом в варианте 2.3 исходная смесь92F подается на стадию кристаллизации, а в варианте 2.4 на стадиюдистилляции.Проведенные расчеты процессов разделения выбранной бинарнойсистемы показали, что характер влияния технологических параметров tФА, tИ иxF на показатели разделения φКА, φМА, QКА, QИ, N, GП, εП и nТ примерно такой же,как и для вариантов 2.1 и 2.2. При этом на величины указанных вышепоказателей безусловно оказывает влияние равновесие фаз «жидкость–пар» и«жидкость–кристаллическая фаза» разделяемой смеси.Так, при применении рассматриваемых вариантов разделения также,как и при использовании вариантов 2.1 и 2.2, выход конечных продуктовразделения φКА и φW не зависит от температуры охлаждения смесей на стадиикристаллизации tФА (рис.
2.19). При этом диапазон возможного изменения tФАзависит от температуры нагрева смесей на стадии дистилляции tИ, а также отположения линий ликвидуса и температур полного испарения на диаграммахравновесия фаз.ПриприближениитемпературыtФАктемпературеликвидусадистиллята tЛП наблюдается резкий рост количества рециркулирующихпотоков маточника φМА и дистиллята φП (рис.
2.20). Увеличение расходовматочника φМА и дистиллята φП с ростом температуры tФА приводит кувеличению количества тепла QИ, подводимого на стадию дистилляции, иколичества тепла QКА, отводимого на стадии кристаллизации (рис. 2.21), атакже к повышению расхода промежуточного теплоносителя GП и мощностикомпрессора теплового насоса NД (рис. 2.22). При этом наблюдается такжеповышение энергетической эффективности применения теплового насоса(рис. 2.23).При сопоставлении результатов проведенных расчетов для вариантов2.3 и 2.4 можно отметить, что при подаче исходной смеси F на стадиюдистилляции (вариант 2.4) поток дистиллята φП, получаемого с этой стадии,будет значительно больше, чем при подаче потока F на стадиюкристаллизации (вариант 2.3).
Это, в свою очередь, будет приводить к930,6а4tФА = tЛП3φКА = КА / F0,5920,580,5710,56tЕ0,441φW = W / F0,430,42230,414tФА = tЛПб0,4-14tЕ-10-6-2tФА, СоРис. 2.19. Зависимость относительных потоков кристаллической фазы (а) икубового остатка (б) от температуры охлаждения tФА (вариант 2.3, система вода–маслянаякислота, xF = 60% воды): 1 – tИ = 110оС; 2 – tИ = 120оС; 3 – tИ = 130оС; 4 – tИ = 140оС.943аφМА = МА / F2,5421,51320,510tЕtЛП4tЛП3tЛП2 tЛП13б2,51φП = П / F21,52130,540-14tЕ-10-6-2tФА, СоРис. 2.20. Зависимость относительных потоков маточника (а) и дистиллята (б) оттемпературы охлаждения tФА (вариант 2.4, система вода–масляная кислота, xF = 15% воды):1 – tИ = 110оС; 2 – tИ = 120оС; 3 – tИ = 130оС; 4 – tИ = 140оС.951 000а4QИ / F, кДж/кг7505003212500tЕtЛП4tЛП3 tЛП2 tЛП1480б4QКВ / F, кДж/кг465345021435420-14tЕ-10-6-2tФА, СоРис.
2.21. Зависимость расхода тепла на стадии дистилляции (а) и количестваотводимого тепла на стадии кристаллизации (б) от температуры охлаждения tФА(параметры разделения см. рис. 2.19).961а4GП / F0,750,5320,2510tЕtЛП4tЛП3tЛП2 tЛП1150бNД / F, кДж/кг12511007525032540-14tЕ-10-6-2tФА, оСРис. 2.22. Зависимость расхода промежуточного теплоносителя (а) и мощностикомпрессора теплового насоса (б) от температуры охлаждения tФА (параметры разделениясм. рис. 2.20).970,5аnТ0,40,340,23tЕ2tЛП41tЛП3tЛП2 tЛП10,30бnТ0,2810,26430,2420,22-14tЕ-10-6-2tФА, оСРис.
2.23. Зависимость относительного расхода условного топлива от температурыохлаждения tФА для вариантов разделения 2.3 (а) и 2.4 (б) (параметры разделения см. рис.2.19 и 2.20).98увеличению теплового потока QКА, отводимого со стадии кристаллизацииКрА, и теплового потока QИ, подводимого на стадию дистилляции И.Увеличение количества тепла QИ повлечет за собой увеличение мощностикомпрессора теплового насоса NД и относительного расхода условноготопливаn Т.Получившаясякартинааналогичнанаблюдаемойприсопоставлении вариантов 2.1 и 2.2. Можно также сделать вывод, чтоиспользование варианта 2.3 для разделения рассматриваемых бинарныхсмесей более выгодно, чем варианта 2.4, особенно при низких значенияхтемператур tФА и tИ.При сравнении результатов расчетов, представленных на рис.
2.11 ирис. 2.23, видно, что характер зависимости относительного расходаусловного топлива nТ от температур охлаждения смесей tФА и tФВ на стадияхкристаллизации КА и КВ имеют различный вид. Подобное различие в картинеизменения величины nТ объясняется различными условиями протеканияпроцессов разделения в вариантах с подачей на стадии кристаллизациикубового остатка W и дистиллята П. В табл. П.2 и П.3 (см. Приложение)представлены расчетные данные для варианта 2.1 и варианта 2.3соответственно.Как видно из приведенных данных, в случае варианта 2.3 с ростомтемпературы охлаждения tФА наблюдается увеличение выхода дистиллята П,который в свою очередь приводит к увеличению количества тепла QК,образующегося при конденсации дистиллята П в теплообменнике тепловогонасоса К.
В обоих вариантах разделения наблюдается также повышениерасхода тепла QИ, подводимого на стадию дистилляции, и количество теплаQП, которое необходимо затратить на полное испарение промежуточноготеплоносителя, расхода промежуточного теплоносителя GП, мощностикомпрессора теплового насоса NД и удельного расхода топлива BН. Однако,несмотря на рост параметров работы теплового насоса, для вариантовразделения 2.3 и 2.4 характерно уменьшение относительного расходаусловного топлива при увеличении температуры охлаждения tФА. Это можно99объяснить тем, что с увеличением потока дистиллята П с ростом температурtФА соответствующее увеличение параметра QК отчасти компенсирует ростмощности компрессора теплового насоса NД. Таким образом, параметр BНувеличивается с меньшей динамикой, чем если бы количество дистиллята Поставалось постоянным, как это наблюдается в вариантах 2.1 и 2.2.Аналогичная картина наблюдается и при увеличении температуры испаренияtИ на стадии дистилляции И.2.4.
Подбор промежуточных теплоносителейКак было сказано ранее, в качестве промежуточного теплоносителя,нами была выбрана вода, имеющая наиболее высокие значения теплотыиспарения и энтальпии паровой фазы по сравнению с другими «рабочимителами» тепловых насосов [6]. Однако в рассмотренных вариантахразделения для циркуляции в замкнутом контуре теплового насоса могуттакже использоваться и другие теплоносители.Привыбореконкретногопромежуточноготеплоносителядлятеплового насоса закрытого типа следует учитывать его теплофизическиехарактеристики при различных давлениях: теплоту испарения, энтальпиипаровой фазы и конденсата, температуру кипения, а также критическиедавление и температуру.
Также следует учесть выбранные температурныережимы в дистилляторе И и конденсаторе К. Если заданная температуранагрева на стадии дистилляции tИ выше критической температурыконкретноготеплоносителя,тоегоиспользованиевкачествепромежуточного в тепловом насосе невозможно.Такимобразом,наосновезаданныхдиапазоновизменениятемпературы нагрева tИ для каждой разделяемой бинарной смеси можновыбрать несколько возможных промежуточных теплоносителей.Для варианта разделения бинарной смеси нафталин–бензол кроме воды(R718) в качестве промежуточного теплоносителя также можно использоватьнекоторые фреоны: трихлорфторметан (R11), 1,1,2-трифтортрихлорэтан100(R113), 1,1,1-трифтордихлорэтан (R123), фтордихлорметан (R21) и бутан(R600).
Использование изобутана (R600a) и аммиака (R717) возможно лишьна части возможного диапазона изменения температуры нагрева tИ.Анализ использования данныхтеплоносителей при разделениибинарной смеси нафталин–бензол был проведен для варианта разделения 2.1(рис. 2.1). При этом температуры и давления теплоносителей в конденсатореК и испарителе И выбирались также, как и в случае использования воды.Проведенные расчеты показали, что при использовании фреонов R11,R113, R123, R21 и R600 в качестве промежуточных теплоносителей характеризмененияпараметровработытепловогонасосаприповышениитемпературы кристаллизации tФВ на стадии кристаллизации КрВ аналогиченварианту с использованием воды в качестве промежуточного теплоносителя(рис. 2.10 и 2.11).
С увеличением температуры кристаллизации tФВ исоответствующим увеличением количества тепла QИ, затрачиваемого наиспарение маточника на стадии дистилляции, происходит увеличениерасхода промежуточного теплоносителя GП (рис. 2.24,а) и мощностикомпрессора теплового насоса NД (рис. 2.24,б). Это в свою очередь приводитк увеличению удельного расхода условного топлива BН (рис. 2.25,а) иотносительного расхода условного топлива nТ (рис. 2.25,б).Также нами было проведено качественное сравнение полученныхрезультатовдля выбранных фреонов с аналогичными результатамииспользования в качестве промежуточного теплоносителя воды.
Былоустановлено, что по сравнению с водой использование фреона R113несколько более энергетически выгодно при низких значениях температурынагрева tИ и менее выгодно при высоких значениях. В случае использованияфреонов R11, R123, R21 и R600 наблюдается обратная картина – при низкихзначениях температуры tИ их использование менее энергетически выгодно иболее выгодно при высоких значения.
Использование фреона R600a иаммиака в возможном диапазоне изменения температуры нагрева tИ также1014а1234Gп / F321tЛW2tЛW1tЕtЛW3tЛW435б2134NД / F, кДж/кг30252015-10tЕ010203040506070tФВ, СоРис. 2.24. Зависимость расхода промежуточного теплоносителя (а) и мощностикомпрессора теплового насоса (б) от температуры охлаждения tФВ при использовании1,1,2-трифтортрихлорэтана (R113) в качестве промежуточного теплоносителя (параметрыразделения см. рис. 2.7).оказалось менее выгодным с точки зрения энергетических затрат, чемиспользование воды.1020,01а12340,008BН / F0,0060,0040,0020tЛW2tЛW1tЕtЛW3tЛW40,6б2134nТ0,50,40,30,2-10tЕ010203040506070tФВ, оСРис.
2.25. Зависимость удельного (а) и относительного (б) расходов условноготоплива от температуры охлаждения tФВ при использовании 1,1,2-трифтортрихлорэтана(R113) в качестве промежуточного теплоносителя (параметры разделения см. рис. 2.7).Полученные результаты расчетов для воды (R718), фреонов R11, R113,R123, R21, R600, R600a и аммиака (R717) при разных температурныхрежимах представлены в табл. 2.1.103Таблица 2.1. Результаты расчетов для различных промежуточных теплоносителей,циркулирующих в замкнутом контуре теплового насоса (вариант 2.1, система нафталин–бензол, xF = 50% бензола).ТеплоносительR714R11ПараметрыR113R123R21R600R600aR717tИ = 100 оС, tФВ = -3.5 оСQДОП, кВт20.4720.0821.418.319.618.415.117.8GП, кг/с0.1001.651.971.861.350.9871.290.314NД, кВт17.818.316.520.719.020.625.221.4BН * 10-3, кн/с2.582.622.492.782.662.773.082.83nТ0.2650.2690.2560.2850.2740.2840.3160.290tИ = 110 оС, tФВ = 20 оСQДОП, кВт27.526.227.624.026.424.722.223.2GП, кг/с0.1051.782.142.051.501.131.660.382NД, кВт18.019.817.922.819.521.925.323.9BН * 10-3, кн/с2.903.022.893.223.003.163.393.29nТ0.2860.2980.2850.3180.2970.3120.3350.326tИ = 120 оС, tФВ = 40 оСQДОП, кВт29.827.428.233.833.425.6--GП, кг/с0.1091.892.272.281.671.30--NД, кВт17.721.022.113.720.323.5--BН * 10-3, кн/с2.963.193.502.743.413.35--nТ0.2880.3100.3410.2670.3220.326--tИ = 130 оС, tФВ = 60 оСQДОП, кВт84.182.681.981.781.977.9--GП, кг/с0.1382.522.983.012.181.99--NД, кВт21.724.524.825.124.830.4--BН * 10-3, кн/с5.635.815.845.855.846.21--nТ0.4390.4530.4550.4560.4550.484--104Глава 3РАЗДЕЛЕНИЕ СМЕСЕЙ ПУТЕМ СОЧЕТАНИЯ ОДНОКРАТНОЙДИСТИЛЛЯЦИИ И ДВУХСТАДИЙНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ СИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕПЛОВЫХ НАСОСОВ ЗАКРЫТОГО ТИПАИспользование описанных в предыдущей главе процессов разделения,в которых дистилляция сочетается с одной из стадий кристаллизации, частоне позволяет достичь требуемой степени разделения.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
