CC BY
14УДК 663.551.414
А.В. Ворошин, О.В. Чагин, В.Н. Блиничев
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА РАЗДЕЛЕНИЯ ВОДНО-СПИРТОВОЙ СМЕСИ НА РЕКТИФИКАЦИОННОЙ УСТАНОВКЕ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ С ПАКЕТНОЙ ВИХРЕВОЙ НАСАДКОЙ
(Ивановский государственный химико-технологический университет) e- mail: voroshin.a@yandex.ru, chagin@isuct.ru, blinich@isuct.ru
В настоящей статье представлены результаты исследования процесса ректификации в ректификационной установке непрерывного действия с использованием в качестве массообменного устройства пакетной вихревой насадки, хорошо зарекомендовавшую себя в процессе абсорбции. Исследования показали, что процесс ректификации с использованием ПВН идет достаточно интенсивно, эффективность которого существенно зависит от флегмового числа и начальной концентрации. Получена эмпирическая зависимость КПД тарелки (одного пакета), зависящего от начальной концентрации спирта и от переменных по высоте колонны критериев Re по пару и жидкости.
Ключевые слова: ректификация, колонна, насадка
Исследование процесса абсорбции СО2 в аппарате с новой массообменной пакетной вихревой насадкой показало, что она, в сравнении с другими насадками, имеет низкое гидравлическое сопротивление, наиболее высокие коэффициенты массопередачи при больших скоростях газа (2,5-6 м/с), вследствие высокой сепарирующей способности капель жидкой фазы в каждой вихревой ячейке, из которых состоит пакет [1, 2].
Развитый турбулентный режим взаимодействия газовой и жидкой фаз с образованием большого количества капель жидкой фазы в каждой вихревой ячейке при противоточном их движении позволяет иметь высокие объемные коэффициенты массопередачи [3], так как он аналогичен эмульсионному режиму взаимодействия в насыпных насадках, но протекает при существенно больших скоростях газа или пара.
Эти преимущества пакетной вихревой насадки позволили нам выбрать это массообменное устройство и для проведения процесса ректификации в установке непрерывного действия.
Для проведения исследований процесса разделения водно-спиртовой смеси была собрана экспериментальная установка по ректификации в непрерывном режиме работы. Схема установки представлена на рис. 1.
Ректификационная колонна, с внутренним диаметром 98 мм и общей высотой 2,5 м, состоит из двух частей: верхней 1 м и нижней - 0,5 м. Корпус колонны выполнен из нержавеющей стали и состоит из отдельных царг, которые между собой соединяются фланцами через болтовое соединение. В качестве массообменных устройств в нижней и верхней части установлены пакетные вихревые насадки. В нижней части установлено 9 пакетов. Пакет имеет высоту 60 мм, ячейка имеет
поперечное сечение размером 20x20 мм. В верхней части - 33 пакета, высотой 30 мм, ячейка имеет поперечное сечение размером 11x11 мм. Колонна снабжена двумя оросительными устройствами, в виде форсунок, для орошения нижней и верхней частей ректификационной колонны.
Нагреватель исходной смеси представляет собой теплообменник цилиндрической формы с входом (в нижней части) и выходом (в верхней части) исходной смеси, внутри которого расположен один ТЭН мощностью 15 кВт.
Ректификационная колонна установлена на ее кубовой части. Куб, диаметром 0,45 м, расположенный в нижней части колонны, закреплен на «юбочной» опоре. В кубовом пространстве, объемом 30 л, размещены три ТЕНа, мощностью 5 кВт каждый.
В выносном кубе-испарителе, диаметром 0,25 м, так же расположено три нагревателя, мощностью по 5 кВт, для удобства управления температурой испаряемой смеси.
Дефлегматор представляет собой кожу-хотрубчатый теплообменник. Для удобства обслуживания дефлегматор установлен в вертикальном положении, поэтому для его закрепления предусмотрены лапы (опоры), с помощью которых он закреплен на консольной балке.
Для регулирования и поддержания заданных температур входной смеси, флегмы и куба колонны была собрана система автоматики. Регулирование параметров осуществляется через программу «Консоль», установленную на компьютере. С помощью этой программы поддерживались заданные температуры, с погрешностью 0,5°С, а также измерялось и записывалось на компьютере изменение температуры по высоте колонны и мощность, подводимая к нагревателям исходной смеси и куба.
холодная вода
Рис. 1. Схема экспериментальной установки процесса непрерывной ректификации (теплоизоляция условно не показана): 1 -емкость, 2 - центробежный насос, 3 - проточный нагреватель исходной смеси, 4 - электрический нагреватель, 5 - колонна, 6 -пакетная вихревая насадка, 7 - оросительное устройство нижней части колонны, 8 - куб колонны, 9 - выносной испаритель, 10
- электрические нагреватели, 11 - нагреватель флегмы, 12 - электрический нагреватель, 13 - оросительное устройство, 14 -дефлегматор, 15 - емкость для приема дистиллята, 16 - плунжерный насос, 17 - насос, 18 - емкость для слива кубовой жидкости, 19 - термопары, 20 - расходомер, 21 - 30 - вентиль Fig. 1. The experimental setup of the continuous distillation (insulation is not shown): 1 - container, 2 - the centrifugal pump, 3 - instantaneous heating the initial mixture of, 4 - electric heater, 5 - column, 6 - Batch vortex nozzle, 7 - irrigation device column bottom, 8 - cube columns, 9 - remote evaporator, 10 - electric heaters , 11 - heater reflux, 12 - electric heater, 13 - irrigation device, 14 - reflux, 15 - container for receiving a distillate, 16 - piston pump, 17 - pump, 18- drain tank bottom liquid , 19 - thermocouple, 20
- meter, 21 -30 - vent
Для надежного проведения процесса ректификации в ходе исследований регулировали и поддерживали следующие параметры:
а) расход исходной смеси;
б) расход флегмы;
в) расход охлаждающей воды в дефлегматоре;
г) температура исходной смеси на входе в колонну;
д) температура верха колонны;
е) температура флегмы;
ж) уровень жидкости в кубе колонны и во всех емкостях.
Эксперимент проводили при следующих значениях режимных параметров: расход исходной смеси 180 дм3/ч при начальной концентрации спирта 10% и 15%; флегмы 24 дм3/ч; 36 дм3/ч; 46,8 дм3/ч; 54 дм3/ч; 72 дм3/ч.
Большинство исследований проведено при температуре исходной смеси, равной Т = 70°С, за счет регулирования напряжения электрического нагревателя, мощностью 18 кВт и температуре куба, равной Т = 100°С.
В кубе колонны поддерживали уровень жидкости в диапазоне от минимума до максимума. Для контроля уровня жидкости в кубе имеется
водомерное стекло. Максимальный уровень жидкости - выше верхнего сливного патрубка куба. Нижний уровень не ниже 50 мм от верхнего края ТЭНа.
В ходе исследований были получены данные, представленные на рис. 2-5.
84-
Ü
о
83-1
Д К
к
о
§ 82
И es
ft 81.
u
и
CS
Л È? 80 ■
CS ft u
| 79.
u H
78 ■
10%
3 4 5 6
Флегмовое число
86 -,
85-
ü
84-
Л К
к
о H о и
CS
X ft
s 8i
CS ft
È?
CS ft
u
H 78 ■
83-
82-
80-
15%
1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5
Флегмовое число
Рис. 2. Зависимость температуры верха колонны от флегмо-вого числа при разной начальной концентрации: а - концентрация 10%, б - концентрация 15% Fig. 2. Temperature dependence of overhead column on reflux ratio at different initial concentration: а - 10% concentration, б -15% concentration
Из рис. 2 видно, что при малом флегмовом числе и температуре куба 100°С не удается поддерживать температуру верха колонны, близкую к температуре кипения этанола, но уже при больших значениях флегмового числа удавалось снизить температуру и получать в дефлегматоре высокие концентрации этанола, что наглядно видно из данных рис. 4.
Увеличение флегмового числа ведет к интенсификации тепломассообменных процессов в верхней части ректификационной колонны, что
приводит к росту скоростей пара и, соответственно, к увеличению среднего КПД тарелки (рис. 3). При относительно низких движущих силах верха колонны, решающее влияние на КПД оказывает гидродинамическое взаимодействие фаз. Интенсификация гидродинамического взаимодействия достигается увеличением расходов, как по жидкой, так и по паровой фазам, т.е. увеличением флегмового числа. Это наглядно показывают данные, представленные на рис. 5.
3,2-| 3,02,82,6-
« 2,4
os
& 2,2
G
о
& 1,8
И
О 1,6 1,4 1,2
3,5 ■
3,0-
10%
Флегмовое число
CS &
G
2,5-
о ft о и Ü
2,0
1,5-
1,0 ■
15%
1,5 2,0 2,5
1-1-1-1-1-1—
3,0 3,5 4,0
Флегмовое число
4,5
5,0
—I
5,5
Рис. 3. Зависимость скорости пара от флегмового числа при разной начальной концентрации: а - концентрация 10%, б -концентрация 15% Fig. 3. Dependence of the velocity of the vapor on the reflux ratio at different initial concentrations: а - 10% concentration, б - 15% concentration
Обработка экспериментальных данных по изменению скоростей пара и расходов по высоте колонны позволило получить явный вид зависимости КПД пакетной вихревой насадки от критериев Re по пару и жидкости и начальной концентрации спирта в смеси:
а
а 2,0
2
7
2
6
б
„ 1 ¿.Hi. 1 n-3 r> 0,496 о 0,715 -0,461
tj = 1.676-10 • Re; • Ren' • x
Re^ =
П • Ь • P;
Re„ =
v • Ь • p
п г п
где П — плотность орошения жидкостью, м3/м2-с; Ь- ширина ячейки пакетной вихревой ячейки, м; рж, рп - плотность жидкости и пара, кг/м3; цж, цп — коэффициент динамической вязкости жидкости и пара, Па-с; уп — скорость пара, м/с, х - начальная концентрация легколетучего компонента,%.
Средняя погрешность расчетных данных от экспериментальных составляет ±14 %.
92
90
88
В!
5 Я
6 84
86
82
80
5 78
я
6 76.
3 4 5 6
Флегмовое число
95
- 90
85
75
о 70
1,5
2,0
2,5
3,0 3,5 4,0 Флегмовое число
4,5
5,0
5,5
ностям, нежели при осуществлении абсорбционных процессов с использованием этих же конструкций насадок. Например, при скоростях пара, близких к 3 м/с, при которых в каждой ячейке насадки образовывалось и осаждалось на их стенках большое количество капель жидкой фазы процесс конденсации паров легколетучего компонента протекал настолько интенсивно, что в отдельных пакетах насадки образовывался вакуум, который удерживал в данных пакетах существенно большее количество жидкой фазы, нежели в других пакетах. После сброса вакуума избыточное количество жидкости быстро «сливалось» в нижерасположенные пакеты насадки, что приводило к существенным пульсациям расходов жидкой и паровых фаз по высоте колонны.
0,18-
0,16,
s и
й 0,144
ч
& 0,12 ^
M
0,10,
0,08
10%
Рис. 4. Зависимость конечной концентрации от флегмового числа при разной начальной концентрации: а - концентрация
10%, б - концентрация 15% Fig. 4. Final concentration dependence on the reflux ratio at different initial concentrations: а - 10% concentration, б - 15% concentration
Исследования процесса ректификации с использованием пакетной вихревой насадки с двумя различными размерами ячеек показали, что в режимах взаимодействия между паром и жидкой фазой, близких к эмульсионному, т.е при скоростях пара более 2,2 м/с, тепло- и массообменные явления протекают по более сложным закономер-
0,220,200,18-S 0,16
и
5 0,14
ср
а
0,12Ч с
M 0,10 -0,080,060,04
Флегмовое число
1,5 2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
Флегмовое число Рис. 5. Зависимость КПД от флегмового числа при разной начальной концентрации: а - концентрация 10%, б - концентрация 15%.
Fig. 5. Dependence of efficiency on the reflux ratio at different initial concentrations: а - 10% concentration, б - 15% concentration
Поэтому при проведении исследований стремились строго поддерживать расходы флегмы и исходной смеси для того, чтобы не было резкого изменения расходов жидкой и паровой фаз, так
а
2
7
2
6
£ 80
как процессы тепло и массопереноса протекали в каждой ячейке данной насадки очень интенсивно.
ЛИТЕРАТУРА
1. Повтарев И.А., Чагин О.В., Блиничев В.Н., Кравчик Я.
// Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2008. № 3. С. 12-13.;
Povtarev I.A., Chagin O.V., Blinichev V.N., Krawczyk
Ya. // Khimicheskoe i neftegazovoe mashinostroenie. 2008. N 3. Р. 12-13 (in Russian).
2. Повтарев И.А., Чагин О.В., Блиничев В.Н., Кравчик Я.
// Изв. вузов. Химия и хим. технология. 2006. Т. 49. Вып.12. С. 109-110;
Povtarev I.A., Chagin O.V., Blinichev V.N., Krawczyk Ya.// Izv. Vyssh. Uchebn. Zaved. Khim. Khim. Tekhnol. 2006. V. 49. N 12. P. 109-110 (in Russian).
3. Повтарев И.А. Гидродинамика и массообмен в колонном аппарате с пакетной вихревой насадкой (на примере процесса абсорбции углекислого газа раствором диэта-ноламина). Дис... к.т.н. Иваново.: ИГХТУ. 2013. 113 с.; Povtarev I.A. Hydrodynamics and mass transfer in the column apparatus with batch vortex nozzle (for example, the process of absorption of carbon dioxide with a solution of di-ethanolamine). Candidate dissertation for technical sciences. Ivanovo. ISUCT. 2013. 113 р. (in Russian).
Машины и аппараты химических производств
УДК 66:658.512.011.56 В.П. Мешалкин, А.А. Образцов, С.М. Ходченко, Е.А. Панина
РЕДУКЦИОННЫЙ ТОПОЛОГИЧЕСКО-ЭВРИСТИЧЕСКИЙ МЕТОД ПОИСКА ОПТИМАЛЬНЫХ ТРАСС РАЗВЕТВЛЕННЫХ СЕТЕЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ТРУБОПРОВОДОВ
(Российский химико-технологический университет им. Д.И. Менделеева) e-mail: vpmeshalkin@gmail.com
Разработан быстродействующий редукционный топологическо-эвристический метод оптимальной трассировки трехмерных разветвленных сетей технологических трубопроводов, основанный на использовании автоматизированных процедур построения топологической модели пространства химических производств в виде редуцированного обобщенного гипотетического конструкционного графа нерегулярной структуры и генерации остовных деревьев Штейнера с применением метаэвристики, имитирующей целенаправленное поведение муравьиных колоний, для выбора направлений прокладки трасс в рассматриваемом графе.
Ключевые слова: гидравлическая система, муравьиные алгоритмы, продукционное правило, разветвленная сеть технологических трубопроводов, топологическо-эвристические методы, трассировка трубопроводов, химико-технологическая система, химическое производство
Оптимальная трассировка трехмерных (3D) разветвленных связывающих сетей технологических трубопроводов (ТТ) химических производств (ХП) является важным фактором обеспечения энергоресурсосбережения при решении задачи компоновки объектов ХП, позволяющим: уменьшить капитальные затраты за счет снижения металлоемкости, сокращения протяженности и упрощения конфигурации ТТ при возможном сокращении числа фасонных частей технологических трубопроводов; сократить эксплуатационные затраты на перемещение потоков; повысить эффективность использования производственных
площадей и сократить амортизационные отчисления [1].
Задача оптимальной трассировки 3D не-разветвленных связывающих сетей технологических трубопроводов (ТТ) химических производств (ХП) как задача оптимальной ресурсоэнергоэф-фективной организации структуры сложных гидродинамических систем с учетом физико-химических, инженерно-технологических и гидравлических ограничений является NP-трудной задачей, методы решения которой практически отсутствуют из-за большой вычислительной сложности и значительных затрат машинного времени [2].
