CC BY
27
9
С 11 6 X Uz в химии и химической технологии. Том XXIV. 2010. Ne 11 (116)
УДК: 66.065.5:621.577
В.М. Мясоеденков, Е.М. Хайбулина.
Московская государственная академия тонкой химической технологии им. М.В. Ломоносова, Москва, Россия
ЭФФЕКТИВНОСТЬ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕПЛОВОГО НАСОСА В УСТАНОВКЕ ПРОТИВОТОЧНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ С ПИТАНИЕМ В ЦЕНТР
The analysis of the effectiveness of usage of a calorific pump with a closed cycle on the working substance in the process of countercurrent fractional crystallization was performed. It was shown that the usage of the calorific pump allows decreasing significantly power inputs for realization of the studied process.
Выполнен анализ эффективности использования парокомпрессионного теплового насоса с замкнутым циклом по рабочему телу в процессе противоточной фракционной кристаллизации. Показано, что применение теплового насоса позволяет при определенных условиях снизить энергетические затраты на проведение рассматриваемого процесса.
Противоточная кристаллизация является одним из методов фракционной кристаллизации [1]. Она довольно часто используется для разделения и очистки органических веществ. Для ее осуществления используются аппараты с торцевым и центральным питанием. С целью снижения энергетических затрат на проведение процесса разделения в таких аппаратах могут быть использованы парокомпрессионные тепловые насосы закрытого типа. Сопоставление теплонасосной схемы энергоснабжения кристаллизатора торцевого питания с традиционной схемой энергоснабжения такого кристаллизатора показало, что при теплофикационном способе получения электрической энергии теплонасосная схема экономичнее традиционной [2].
В настоящей работе представлено исследование эффективности применения парокомпрессионного теплового насоса закрытого типа для обеспечения энергоснабжения колонных кристаллизаторов с центральным питанием.
Эффективность работы теплового насоса, работающего в режиме получения тепла, оценивается отношением мощности конденсатора к мощности компрессора, которое называется коэффициентом преобразования энергии 8т.
Коэффициент преобразования энергии теплового насоса зависит только от составов низкоплавкого и высокоплавкого продуктов кристаллизатора и не зависит ни от флегмового числа, ни от состава исходной смеси, до тех пор, пока требуемая мощность испарителя не начнет превышать требуемую мощность конденсатора, т.е. пока выполняется неравенство
Qucn ~ Qkohö О )
При этом коэффициент преобразования энергии теплового насоса всегда больше единицы [3]. Это значит, что на каждую единицу энергии, затраченную в компрессоре, нагреваемому объекту будет передано больше на величину энергии, отобранную от холодного источника тепла.
Однако высокие значения коэффициента преобразования являются необходимым, но недостаточным условием при выборе схемы энергоснабжения с использованием теплового насоса, поскольку качество сопоставляемых видов энергии при определении коэффициента преобразования
У
С 1Ь 6 X (I в химии и химической технологии. Том XXIV. 2010. № 11 (116)
энергии различно. Для сравнения различных видов энергии используют понятие «условного топлива», теплота сгорания которого принята равной 29,33 МДж/кг [3]. Удельный расход условного топлива на производство единицы электрической энергии по конденсационному циклу составляет Вж = 114,6 кг/ГДж; удельный расход условного топлива на производство единицы электрической энергии по теплофикационному циклу Вэт = 68,9кг/ГДж; тогда как аналогичная величина на производство единицы тепловой энергии равна Вт= 41,8 кг/ГДж [4].
Рис. 1. Ориентировочная схема процесса противоточной кристаллизации с использованием теплового насоса замкнутого типа: 1- секция противоточного контактирования; 2 — секция охлаждения (кристаллизации); 3 — секция плавления; 4 — компрессор; 5 - дроссельный вентиль.
Для суждения о возможной экономии или перерасходе условного топлива в сопоставляемых схемах теплоснабжения (традиционной и с использованием теплового насоса) воспользуемся понятием «относительного рас-
9
С Яг в X № в химии и химической технологии. Том XXIV. 2010. N811 (116)
хода условного топлива» (применимо только для теплового насоса, работающего в режиме получения тепла, поскольку стоимость воды в единицах условного топлива в литературе отсутствует).
Относительный расход топлива показывает, на сколько расход условного топлива в традиционной схеме энергоснабжения больше (меньше) расхода топлива в теплонасосной схеме. При Вощт) >1 вопрос выбора может быть решен в пользу теплонасосной схемы теплоснабжения.На рис. 1. представлена схема кристаллизатора с центральным питанием, снабженного па-рокомпрессионным тепловым насосом. Аппарат с подачей в центральную часть состоит из трех зон: охлаждения, противоточного массообмена и плавления.
Основной эффект разделения достигается в зоне противоточного массообмена, длина которой зависит от ряда факторов процесса, в частности: от требуемой степени разделения, физико-химических свойств разделяемой смеси, структуры потоков.
Сопоставление двух схем энергоснабжения установки было проведено применительно к системе с неограниченной взаимной растворимостью компонентов флуорен - 2-метилнафталин [5] , значения основных теплофи-зических свойств которых были приняты равными: теплота плавления флуо-рена - 122 кДж/кг; теплота плавления 2-метилнафталина - 142,8 кДж/кг; теплоемкость флуорена в жидком состоянии - 1,998 кДж/кг град; теплоемкость 2-метилнафталина в жидком состоянии -2,174 кДж/кг град; теплоемкость флуорена в твердом состоянии - 1,164 кДж/кг град; теплоемкость 2-метилнафталина в твердом состоянии - 1,257 кДж/кг град.
Анализ равновесных данных показал, что линии ликвидус и солидус могут быть описаны с достаточной точностью линейными зависимостями в диапазоне температур 50 114 °С. Для линии ликвидус это
хм =0,01134^ -0,294 (3)
а для линии солидус
хк =0,003986^ +0,546. (4)
В качестве рабочего тела теплового насоса был выбран фреон-11 [6]. Расчет проводили для следующих исходных данных: температура маточника на входе в зону охлаждения 50°С; температура жидкой смеси в плавителе 110°С; температура исходной смеси, поступающей в «центральную» часть колонны 80 С; коэффициент избытка флегмы 1,5.
Представленная схема может быть полностью обеспечена потребной энергией для плавления поступающей массы кристаллов в плавитель за счет включенного в схему теплового насоса, поскольку обеспечивается выполнение неравенства (1) и расчет коэффициента преобразования теплового насоса целесообразен.
Но дальнейший расчет относительного расхода условного топлива показал, что схема энергоснабжения с использованием теплового насоса выгодна только при получении электрической энергии по теплофикационному циклу. В случае же получения электрической энергии по конденсационному циклу более предпочтительной является традиционная схема энергоснабжения.
С целью повышения конкурентоспособности схемы энергоснабжения с использованием теплового насоса рассмотрим возможность подачи исходной смеси другого агрегатного состояния, т.е. в кристаллическом виде. В
У
в % (I в химии и химической технологии. Том XXIV. 2010. № 11 (116)
таком случае в качестве флегмы будет выступать поток кристаллов после зоны охлаждения.
Схема кристаллизатора с подачей исходной смеси в твердом виде показана на рис. 2. Идея такой схемы противоточной кристаллизации заключается в существенном сокращении степени сжатия рабочего тела в компрессоре теплового насоса, который снабжает энергией соответствующие зоны кристаллизатора, что ведет к увеличению коэффициента преобразования энергии теплового насоса. В связи с этим, последующий анализ предполагает сопоставление различных способов энергоснабжения колонного кристаллизатора при подаче исходной смеси в одном и том же агрегатном состоянии - кристаллическом.
Рис. 2. Ориентировочная схема процесса противоточной кристаллизации с использованием теплового насоса замкнутого типа: 1- секция противоточного контактирования; 2 - секция охлаждения (кристаллизации); 3 - секция плавления; 4 - компрессор; 5 - дроссельный вентиль; 6 - барабанный кристаллизатор: 7 - шнек.
Сопоставление проводилось для той же системы с неограниченной взаимной растворимостью компонентов флуорен - 2-метилнафталин для следующих исходных данных: температура маточника на входе в зону ох-
С 1b i % М в химии и химической технологии. Том XXIV. 2010. № 11 (116)
лаждения 50°С; температура жидкой смеси в плавителе 110°С; температура исходной смеси, поступающей в «центральную» часть колонны до ее кристаллизации равна коэффициент избытка флегмы 1,5. Основные результаты расчета представлены на рис.3.
3,5
£Т' В OK > В от 3 2,5
2
1,5
1
0,5 О
0,19 0,2 0,21 0,22 0,2? 0,24 0,25 Состав исходной смеси, Хр
Рис. 3. Зависимость коэффициента преобразования теплового насоса и относительного расхода условного топлива от состава исходной смеси.
Таким образом, можно сделать следующие выводы:
1. Рассмотренный вариант питания кристаллизатора в ином агрегатном состоянии по сравнению с традиционным вариантом позволяет повысить конкурентоспособность схемы энергоснабжения с использованием теплового насоса.
2. При подаче исходной смеси в кристаллическом состоянии тепло насосная схема энергоснабжения экономичнее традиционной при любом способе получения электрической энергии.
Библиографические ссылки
1. Гельперин Н.И. Основы техники фракционной кристаллизации./ Н.И. Гельперин, Г.А. Носов. М.: Химия, 1982. 302с.
2. Мясоеденков В.М., Носов Г.А., Хайбулина Е.М., Уваров М.Е. // Вестник МИТХТ. Том 2, 2007. №6. С. 75-82.
3. Чечеткин A.B. Теплотехника./А.В. Чечеткин, H.A. Занемонец. М.: Высшая школа, 1986. 344с.
4. Литовский E.H. Промышленные тепловые насосы./ Е.И. Литовский, J1.A. Левин. М.: Энергоатомиздат, 1989. 128с.
5. Кравченко В.М. Двойные системы флуорена./ В.М. Кравченко // ЖПХ. Том 25. №9, 1952. С. 943-954.
6. Томановская В.Ф. Фреоны. Свойства и применение./ В.Ф. Томановская, Б.Е. Колотова. Л.: Химия, 1970. 182с.
