Диссертация (1091053), страница 16
Текст из файла (страница 16)
Для рассмотренного варианта разделения характерно такое жеуменьшение относительногорасходаусловноготоплива с увеличениемтемпературы охлаждения tФА или температуры испарения tИ, как и длявариантов 2.3 и 2.4. Повышение данных температур приводит к увеличениюпотокарециркулирующегодистиллятаПиколичестватеплаQК,выделяющегося при конденсации паров дистиллята П в конденсаторе К,1220,15а1BН / F0,120,05340tЕtЛП4tЛП2tЛП3tЛП11,0бnТ0,71230,440,137tЕ42475257tФА, СоРис. 3.10.
Зависимость удельного (а) и относительного (б) расходов условноготоплива от температуры охлаждения tФА (параметры разделения см. рис. 3.4).12320аφП = П / F1542311050tЕtИМ4tИМ2 tИМ1tИМ35б4φW = W / F43322110236tЕ238,5241243,5246tИ, СоРис. 3.11. Зависимость относительных потоков дистиллята (а) и кубового остатка(б) от температуры нагрева смеси на стадии дистилляции И (вариант 3.1, системанафталин–дифенил, xF = 40% нафталина, tФВ = tЕ): 1 – tФА = 38оС; 2 – tФА = 40оС; 3 – tФА =45оС; 4 – tФА = 50оС.124φМА = МА / F15а23410150tЕtИМ4tИМ3tИМ2 tИМ15бφМВ = МВ / F4432312 10236tЕ238,5241243,5246tИ, СоРис.
3.12. Зависимость относительного потока маточника МА (а) и маточника МВ (б)от температуры нагрева tИ (параметры разделения см. рис. 3.11).125QИ / F, кДж/кг6 000а44 0003212 0000tЕtИМ4tИМ2 tИМ1tИМ3400бNД / F, кДж/кг30043212001000236tЕ238,5241243,5246tИ, оСРис. 3.13. Зависимость относительного расхода тепла на стадии дистилляции И (а)и мощности компрессора теплового насоса (б) от температуры нагрева tИ (параметрыразделения см.
рис. 3.11).1260,3аBН / F0,240,130tЕ12tИМ4tИМ2 tИМ1tИМ31бnТ0,750,50,2514320236tЕ238,5241243,5246tИ, СоРис. 3.14. Зависимость удельного (а) и относительного (б) расходов условноготоплива от температуры нагрева tИ (параметры разделения см. рис. 3.11).127вследствие чего динамика роста количества дополнительно подводимоготепла QДОП, удельного BН и относительного nТ расходов условного топливабудет несколько меньше, чем если бы количество рециркулирующегодистиллята П оставалось бы постоянным.Варианты 3.2 и 3.3Анализ проведения разделения с использованием вариантов 3.2 и 3.3проводится на примере тех же смесей, что и в случае варианта 3.1.
Схемыданных вариантов представлены на рис. 3.2 и рис. 3.3.Анализ влияния технологических параметров на рассматриваемыепроцессы разделения показал, что при постоянной концентрации исходнойсмеси xF и постоянной температуре охлаждения смеси tФВ на стадиикристаллизации КрВ, изменение температуры охлаждения смеси tФА на стадиикристаллизации КрА не влияет на выход продуктов разделения –кристаллических фаз КА и КВ, а также маточника МВ и кубового остатка W.При этом изменение температуры tФА, также как и в варианте 3.1, оказываетзначительное влияние на рециркулирующие потоки маточника МА идистиллята П.При небольшом увеличении температуры охлаждения tФА количествополучаемого со стадии кристаллизации КрА маточника МА меняетсянезначительно, однако с приближением температуры tФА к температуреликвидуса дистиллята tЛП наблюдается значительный рост количестваполучаемого маточника МА (рис.
3.15,а). Это в свою очередь приводит ксоответствующему увеличению количества получаемого со стадии испаренияИ дистиллята П (рис. 3.15,б). Увеличение потока объединенного маточникаМΣ приводит к увеличению количества тепла QИ, подводимого на стадиюдистилляции И (рис. 3.16,б). В свою очередь увеличение потока дистиллятаП приводит к увеличению количества тепла QКА, отводимого со стадиикристаллизации КрА (рис. 3.16,а). Увеличение теплового потока QИ приводитк соответствующему увеличению количества циркулирующего вторичноготеплоносителя GП и мощности компрессора теплового насоса NД (рис. 3.17,а).128При этом также наблюдается увеличение удельного расхода условноготоплива BН и уменьшение относительного расхода условного топлива nТ (рис.3.17,б).Аналогичные результаты были получены и для систем вода–пропионовая кислота и бензол–толуол (см.
рис. П.11–П.12).При увеличении температуры нагрева смеси на стадии испарения tИнаблюдаются изменения в материальных и тепловых потоках, аналогичныенаблюдаемым в варианте 3.1. Изменение температуры tИ не оказываетвлияния на выход продуктов разделения КА и КВ. При этом с увеличениемтемпературы tИ наблюдается увеличение потока дистиллята П и уменьшениепотока кубового остатка W (рис. 3.18), что в свою очередь приводит ксоответствующим изменениям в потоках маточников МА и МВ. Увеличениепотока дистиллята П, поступающего на стадию кристаллизации КрА приводитк увеличению количества тепла QКА, отводимого с этой стадии (рис.
3.19,а).Вследствие некоторого уменьшения, а затем увеличения количестваобъединенного маточника МΣ, поступающего на стадию испарения И,изменение теплового потока QИ с увеличением температуры нагрева tИ будетиметь экстремальный вид (рис. 3.19,б). В результате этого будут наблюдатьсясоответствующие изменения количества вторичного теплоносителя GП имощности компрессора теплового насоса NД (рис. 3.20,а). При этом такжебудет снижаться удельный BН и относительный расходы условного топлива nТ(рис. 3.20,б).Так же, как и для вариантов разделения с одной стадией фракционнойкристаллизации, описанных в главе 2, изменение концентрацииxFлегколетучего компонента в исходной смеси F приводит к соответствующимизменениям выхода продуктов разделения КА и КВ, рециркулирующихпотоков дистиллята П, кубового остатка W и маточников МА и МВ.Увеличение концентрации xF приводит к увеличению количества тепла QКА,отводимого со стадии кристаллизации КрА (рис.
П.13,а) и уменьшениюколичества тепла QКВ, отводимого со стадии кристаллизации КрВ (рис.129П.13,б). Также с ростом xF наблюдается уменьшение количества тепла QИ,подводимого на стадию дистилляции и параметров работы теплового насоса(рис. П.14 и рис.
3.21). При этом относительный расход условного топлива nТостается постоянным (рис. 3.22).Аналогичные результаты были получены для системы нафталин–дифенил (см. рис. П.15).Присравненииэнергетическойэффективностианализируемыхвариантов схем разделения 3.1–3.3 следует отметить, что сопоставлениерезультатов расчетов в виде абсолютных величин для анализируемых смесейбыло бы некорректным из-за существенных различий в теплофизическиххарактеристиках разделяемых смесей.Проведенные расчеты для вариантов 3.1-3.3, так же, как и длявариантов разделения, описанных в главе 2, показали, что использованиетеплового насоса закрытого типа позволяет существенно (в 2-5 раз)сократить энергетические затраты на проведение процесса дистилляции.Сравнение между собой вариантов разделения, рассматриваемых в даннойглаве, показало также, что при низких значениях температур tФА и tИэнергетические затраты для вариантов 3.2 и 3.3 примерно одинаковы изначительно выше, чем при использовании варианта 3.1.
Если же разделениепроводится при высоких значениях температур tФА и tИ, то использованиеварианта 3.2 становится несколько выгоднее, чем использование варианта3.3. При этом тепловые нагрузки на теплообменники Т1, Т2 и ТК для варианта3.3 будут меньше, чем для варианта 3.2. Здесь следует отметить, что привыборе конкретного варианта схемы разделения следует исходить из того,какая смесь разделяется и с какой концентрацией xF она подается наразделение.13010а4φМА = МА / F7,531252,50tЕtЛП4tЛП2tЛП3tЛП110б4φМА = МА / F7,532152,5037tЕ42475257Рис. 3.15.
Зависимость относительного расхода маточника МА (а) и дистиллята (б)от температуры охлаждения tФА (вариант 3.2, система нафталин–дифенил, xF = 70%нафталина, tФВ = tЕ): 1 – tИ = 237.5оС; 2 – tИ = 239оС; 3 – tИ = 240оС; 4 – tИ = 242.5оС.131300а4QКА / F, кДж/кг250123200150100tЕtЛП4tЛП2tЛП3tЛП14 000б4QИ / F, кДж/кг3 0003212 0001 000037tЕ42475257Рис. 3.16. Зависимость относительно количества тепла, отводимого со стадиикристаллизации КрА (а) и расхода тепла на стадии дистилляции И (б) от температурыохлаждения tФА (параметры разделения см. рис. 3.15).132260аNД / F, кДж/кг20034121408020tЕtИМ4tИМ2 tИМ1tИМ31бnТ0,750,513420,25236tЕ238,5241243,5246tИ, оСРис. 3.17.
Зависимость относительной мощности компрессора теплового насоса (а)и относительного расхода условного топлива (б) от температуры нагрева tИ (параметрыразделения см. рис. 3.15).13310,0а7,5231φП = П / F45,02,50,0tЕtИМ4tИМ3tИМ2 tИМ15бφW = W / F4324312 10236tЕ238,5241243,5246tИ, оСРис. 3.18. Зависимость относительного потока дистиллята (а) и кубового остатка(б) от температуры нагрева tИ (вариант 3.3, система нафталин–дифенил, xF = 20% нафталина,tФВ = tЕ): 1 – tФА = 38оС; 2 – tФА = 40оС; 3 – tФА = 45оС; 4 – tФА = 50оС.134150аQКА / F, кДж/кг1254321100755025tЕtИМ4tИМ2 tИМ1tИМ32 000бQИ / F, кДж/кг43211 5001 000500236tЕ238,5241243,5246tИ, оСРис.
3.19. Зависимость относительного количества тепла, отводимого со стадиикристаллизации КрА (а) и расхода тепла на стадии дистилляции (б) от температурынагрева tИ (параметры разделения см. рис. 3.18).135120а4NД / F, кДж/кг100321806040tЕtИМ4tИМ3tИМ2 tИМ11бnТ0,750,543 210,25236tЕ238,5241243,5246tИ, оСРис. 3.20. Зависимость относительной мощности компрессора теплового насоса (а)и относительного расхода условного топлива (б) от температуры нагрева tИ (параметрыразделения см.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
