CC BY
62
А. В. Клинов
ИССЛЕДОВАНИЕ РАЗДЕЛИТЕЛЬНОЙ СПОСОБНОСТИ НАСАДКИ «ИНЖЕХИМ» ПРИ РЕКТИФИКАЦИИ СМЕСИ ЭТИЛЕНГЛИКОЛЕЙ
В данной работе был проведен анализ процесса многокомпонентной ректификации в колонне К-306, с целью определения величины высоты эквивалентной одной теоретической тарелке (ВЭТС), которая характеризует эффективности работы используемой насадки.
С целью увеличения объемов производства этиленгликоля и улучшения качества получаемого товарного продукта на ОАО «Казаньоргсинтез» была проведена реконструкция колонны К-306. В ходе реконструкции была увеличена высота колонны и произведена замена тарельчатых контактных элементов на насадку «Инжехим», в верхней части колонны была размещена регулярная насадка, высота слоя которой составила 4 м, в нижней части колонны нерегулярная, высотой слоя 2 м.
Колонна К-306 предназначена для ректификации смеси обезвоженных гликолей, для получения МЭГ высшего (с содержанием основного вещества не менее 99.3 % мас.) и первого (с содержанием основного вещества не менее 98.5 % мас.) сорта. Исходная смесь, подаваемая в колонну, состояла из четырех основных компонентов. Характерный состав питания приведен в таблице 1.
После реконструкции колонны К-306 были проведены промышленные испытания,
для определения ее оптималь-
г Таблица 1 - Характерный состав питания ко-
ных режимов работы. В ходе т/. тт^т-
^ ^ _ лонны К-306. МЭГ -моноэтиленгликоль; ДЭГ -
промышленного испытания бы-г диэтиленгликоль; 1Э1 -триэтиленгликоль; X -
ли получены данные по соста-
_ неидентифицированные компоненты
вам дистиллята и куба при различных нагрузках по питанию и различных флегмовых числах.
В данной работе был проведен анализ процесса многокомпонентной ректификации в колонне К-306, с целью определения величины высоты эквивалентной одной теоретической тарелке (ВЭТС), которая характеризует эффективность работы используемой насадки. Для анализа работы колонны К-306 был использован метод пота-релочного расчета многокомпонентной ректификации на основе модели равновесной ступени контакта фаз. В рамках этой модели расчет изменения концентраций компонентов в фазах и расходов фаз на каждой тарелке осуществляется на основе традиционных уравнений материального, теплового баланса и условий фазового равновесия [1]. Известно, что адекватность получаемых расчетных данных для модели теоретической тарелки в основном зависит от способа определения равновесных концентрации компонентов в фазах.
Компонент Интервал изменения концентраций ,% мас.
Н2О 0.04 - 0.17
X 0.08 - 1.2
МЭГ 82 - 90
ДЭГ 10 - 15
ТЭГ 0.5 - 2
В данной работе для расчета фазового равновесия использовался один из перспективных методов молекулярно-статистической теории - метод интегральных уравнений для частичных функций распределения [2]. Для описания паро-жидкостного равновесия использовалась методика, приведенная в работе [3]. В общем случае т компонентов термодинамические условия равновесия двух фаз определяются следующей системой уравнений:
и!(Т,Р1',...,Рп1) = ИСЛр1,."рт) ' ' | = 1...т
Р'СГ.РЬ ...,Рт) = Р(Т, р 1, Рт) '' '
где ц - химический потенциал; Р - давление; р - плотность; Т - температура; одним и двумя штрихами обозначены разные фазы; нижние индексы обозначают компоненты системы. Химический потенциал можно определить следующим образом [4]:
Ш(Т> Р1 - • • • > Рт) - М0 (Т) + каТ !п(Р1а1(Т- Р1 >. > Рт)),
.0/
(2)
здесь д (Т) - идеальногазовая составляющая химического потенциала; а - коэффициент
активности; к§ - константа Больцмана. Для многокомпонентных флюидов выражения коэффициента активности и давления будут иметь вид:
!п(а|) = -4яр X х] { { ]) - соу(г) - 2 ^(г) { +](г) + 3 В|](г) 2с|г
]=1 0 ^
3
(3)
т т
Р=р квТ- 2 Е X х1х] {д|](г)С^с^3сг=
1=1 ]=1 0
(4)
где ^(г) = ду(г) - 1=ехр
Ф1](г) . "
кВт + Ю1](г)
1 - полная корреляционная функция; д(г) - ра-
диальная функция распределения (РФР); ф (г)-потенциал межмолекулярного взаимодействия; Ю(г) - термический потенциал; В(г) - бридж-функционал; х - мольная доля компонента. Входящие в выражения (3), (4) функции рассчитываются из системы уравнений Орн-штейна-Цернике (ОЦ):
т
*п1](г1]) = су(П]) + Е Рк { cik(rik)h]k(г]k)Crk = 1-т1 ] = 1-т, (5)
к=1 V
здесь С](г) = |П1] (г) -Ю](г) + В1](г) - прямая корреляционная функция. Для аппроксимации
бридж-функционала использовалось соотношение, предложенное в [2]. Таким образом, выражения (1) - (5) представляют замкнутую систему уравнений для расчета условий фазового равновесия.
Для описания межмолекулярного взаимодействия использовался потенциал, построенный на основе двух функций Юкавы (ТУ), который позволяет гибко регулировать описания межмолекулярного отталкивания и притяжения [5]:
](г)= г {ехР[-211](г“°и)
ехр
-22у(^С1])
(6)
здесь е - глубина потенциальной ямы; 21, 22 - параметры, определяющие крутизну оттал-кивательной и притягивающей ветвей потенциала; о - параметр определяющий расстоя-
ние,
1
— = ехр
при
котором
значение
к
и
_2ІУ (гт - є]) _ ехр _г2у (гт _ ау)
потенциала равно нулю;
Гт - координата минимума потен-
циала;. В работе рассматривался потенциал, для которого выполнялись следующие условия: 21у оу = 10; 72у су = 2.
Для описания термодинамических свойств разделяемых компонентов необходимо подобрать значения двух параметров 8 и а. Для их определения использовалась методика, предложенная в работе [6] для н-алканов. Проведенные исследования показали, что параметр е для всех рассматриваемых компонентов можно представить в виде функциональной зависимости от температуры:
є = ао ехр (аіТ) + н!
Т
2
(7)
где а - коэффициенты, значения которых приведены для каждого компонента в таблице 2. Величина параметра о - изменяется незначительно, поэтому была принята постоянной величиной, значения которой также приведены в таблице 2.
Таблица 2 - Коэффициенты для определения параметра £ и параметры с
Компонент ао аі а2 с
Вода 328.9 -1.5*10-4 2.312*107 2.945
МЭГ 81.82 -1.375* 10-3 8.03* 107 4.528
ДЭГ 100.338 -1.052* 10-3 9.674*107 5.493
ТЭГ 74.018 -1.326* 10-3 1.218*108 6.195
На основе полученных параметров е и с, были проведены расчеты термодинамических характеристик и условий фазового равновесия пар-жидкость компонентов, результаты приведены в таблице 3. Как видно из таблицы средняя ошибка описания основных термодинамических характеристик не превышает 7%, исключение составляет лишь теплота парообразования, средняя ошибка 16%. Данные параметры потенциала были использованы для описания фазового равновесия пар-жидкость многокомпонентной смеси этиленг-ликолей и воды, параметры перекрестного межмолекулярного взаимодействия определялись по правилу Лорентца-Бертло:
4,=^^-. ^ = ^/>4 • (8)
Таким образом, в данной работе предложена модель расчета парожидкостного равновесия многокомпонентной смеси этиленгликолей с водой, в которой все необходимые для моделирования термодинамические характеристики определяются на основе потенциалов межмолекулярного взаимодействия. Эта модель описания равновесия использовалась в общем алгоритме потарелочного расчета.
Анализируя состав исходной смеси (табл. 1) несложно заметить, что ключевыми компонентами, по концентрациям которых можно объективно проводить сравнение рассчитанных и экспериментальных данных являются МЭГ и ДЭГ. Вода, которая является
Таблица 3 - Термодинамические характеристики компонентов на линии фазового равновесия
Т [К р [кг/м3] р * [кг/м3] Р [МПа] Р* [МПа] А Н [Дж/моль] А Н* [Дж/моль]
Вода
645 676.8 669.6 21.478 21.521 15320 6190.33
636 760.9 754.2 19.372 19.368 17590 11959.1
622 799.3 799.5 16.489 16.458 19050 16324
600 834.6 840.4 12.422 12.372 20990 21112.4
550 895.0 890.4 6.137 6.122 24730 28067
500 920.7 922.0 2.610 2.637 28000 32895.4
450 943.4 945.5 0.898 0.931 31430 36569.5
400 966.8 964.5 0.226 0.245 35480 39478.3
350 978.5 980.6 0.035 0.042 41100 41841.4
МЭГ
704 588.4598 591.7 6.89345 6.95305 15320 16422.3
688 639.0991 652.7 5.61878 5.80966 17970 22067.3
624 766.2526 788.9 2.49978 2.55815 24800 35247
561 865.088 876.1 0.87543 0.893837 30720 43821.3
498 950.7084 945.1 0.21045 0.219184 37070 50579.2
450 1009.566 989.9 0.04990 0.054254 42970 54943.2
402 1067.645 1030.6 0.00708 0.008781 51560 58884.2
355 1128.279 1068.2 0.00053 0.00077 67310 62498.8
ДЭГ
727 587.1237 580.5 3.65759 3.69311 17360 13883.2
711 644.2618 640.1 2.96305 2.96167 20210 20188.8
661 747.8701 749.1 1.50538 1.49859 26290 33119.7
611 826.785 823.9 0.69644 0.698926 31190 42692.9
561 880.3842 884.5 0.27173 0.278386 35860 50707.2
511 938.3925 936.8 0.08099 0.086212 41340 57763
462 982.4049 983.6 0.01601 0.018321 48540 64150.7
412 1029.524 1026.5 0.00141 0.002234 61810 70037.5
ТЭГ
752 584.97 579.0 2.58738 2.59477 18310 19913.9
734 641.4851 638.5 2.05600 2.05338 21410 27082.2
700 713.1355 717.1 1.26337 1.25835 26160 36830.8
647 803.2524 799.9 0.55561 0.556804 32200 47208.1
595 860.5854 864.7 0.20811 0.212968 37650 55300.1
543 921.3707 919.8 0.06191 0.065787 43610 62125.2
508 953.7205 952.9 0.02312 0.025557 48160 66196.5
456 997.6183 998.8 0.00350 0.004432 57430 71772.3
404 1039.788 1041 0.00023 0.00044 76520 76851.6
* - экспериментальные данные экспертной системы.
Таблица 4 - Результаты потарелочного расчета ректификации смеси гликолей в колонне К-306. Мв, N4 - число теоретических тарелок в верхней и нижней части колонны соответственно; жирным шрифтом выделены данные промышленного эксперимента
МЭГ ДЭГ ТЭГ Н2О МЭГ ДЭГ Мв/Мн
Куб Дистиллят
1_=15 л/мин; Р=1.8
50.2 46.57 3.24 0.04 99.93 0.03
50.4 46.6 3.0 0.05 99.94 0.006 5/2
50.4 46.6 3.0 0.05 99.93 0.0094 4/3
50.4 46.6 3.0 0.05 99.91 0.033 3/4
50.4 46.6 3.0 0.05 99.94 0.007 4/4
50.4 46.6 3.0 0.05 99.91 0.031 3/5
1_=20 л/мин; Р=1.6
61.63 35.70 2.67 0.09 99.9 0.01
63.3 35.7 1 0.07 99.9 0.004 5/2
63.3 35.7 1 0.07 99.9 0.007 4/3
63.3 35.7 1 0.07 99.9 0.026 3/4
63.3 35.7 1 0.07 99.9 0.006 4/4
63.3 35.7 1 0.07 99.9 0.024 3/5
63.3 35.7 1 0.07 99.9 0.017 4/2
1_=25 л/мин; Р=1.4
55.1 42 2.93 0.06 99.92 0.02
57.6 42 0.36 0.04 99.95 0.006 5/2
57.6 42 0.36 0.04 99.94 0.012 4/3
57.6 42 0.36 0.04 99.91 0.04 3/4
57.6 42 0.36 0.04 99.91 0.04 3/5
57.6 42 0.36 0.04 99.93 0.0097 4/4
57.6 42 0.36 0.04 99.93 0.026 4/2
1_=25 л/мин; Р=0.6
31.6 63 5 0.04 99.8 0.1
31.5 63 5 0.04 99.8 0.1 5/2
31.5 63 5 0.04 99.8 0.08 4/3
31.5 63 5 0.04 99.8 0.15 3/4
самым легким и ТЭГ, который является самым тяжелым компонентом исходной смеси, находятся в малом количестве. Кроме того, даже при небольшом числе теоретических тарелок вся вода уходит в дистиллят, а ТЭГ в куб.
По известным данным промышленного эксперимента: расход и состав питания, флегмовое число, перепад давления в колоне (в среднем давление вверху колоны составляло 20 мм.рт.ст., внизу 60 мм.рт.ст), проводились расчеты для различных чисел теоретических тарелок. Для заданного числа теоретических тарелок в колонне, в ходе расчетов менялась тарелка питания. Так как, концентрация ДЭГ в кубе задавалась в качестве начального условия, то сравнение с экспериментальными данными проводилось по концентрации МЭГ и ДЭГ в дистилляте. Результаты расчетов представлены в таблице 4. Гидро-
динамические условия работы насадки: фактор скорости f и плотность орошения и приведены в таблице 5.
Таблица 5 - Плотности орошения и фактор скорости в колонне К-306
Режим работы 3 2 и [м /м час] верхняя/нижняя часть колонны 3 0 5 f [м/с (кг/м ) ■ ] верхняя/нижняя часть колонны
1_=15 л/мин К=1.8 1.35 / 2.5 2.1 / 1.7
1_=25 л/мин К=1.4 2.1 / 4.0 3.8 / 2.8
1_=25 л/мин К=0.6 0.75 / 2.5 2.0 / 1.6
По результатам расчетов можно сделать следующие выводы:
• Минимальное число теоретических тарелок, при котором, оказалось возможным, варьируя тарелку питания достичь требуемой концентрации МЭГ и ДЭГ в дистилляте равно 7. Причем, это число оказалось одинаковым для всего рассмотренного интервала по производительности колонны и флегмовых чисел.
• В верхней части колонны получилось около четырех теоретических тарелок. Это можно увидеть, сравнивая случаи 4/3 и 3/4. Увеличение числа тарелок в нижней части колонны не приводит к существенному изменению результата, например 3/4 и 3/5.
• В нижней части колоны получилось около трех теоретических тарелок.
• Верхняя часть колонны работает при меньших плотностях орошения и больших факторах скорости, чем нижняя.
• Количественная сторона данных промышленного эксперимента не позволяет получить определенные корреляции для ВЭТС.
Таким образом, для верхней части колоны величина ВЭТС = 1.0, для нижней ВЭТС =0.67.
Автор выражает благодарность за предоставленный материал по промышленным
испытаниям колонны К-306 директору ООО ИВЦ «Инжехим», к.т.н. М.И.Фарахову и профессору КГЭУ А.Г. Лаптеву.
Литература
1. Чарльз Д. Холланд. Многокомпонентная ректификацияю. - М.: Изд-во «Химия», 1969. - 348 с.
2. Дьяконов Г.С., Клинов А.В., Дьяконов С.Г. // ТОХТ. 1998. Т.32. Вып.4. С.470-480.
3. Клинов А.В., Дьяконов Г.С., Дьяконов С.Г. // Журнал физ. химии. 2004 Т.78. №4. С. 602-608
4. Хилл Т. Статистическая механика. Пер. с англ. - М.: Изд-во иностр.лит., 1960.
5. А.В.Клинов //Вестник Казанского технол. ун-та. 2005. №1. С. 183-189.
6. Г.С.Дьяконов, А.В.Клинов, А.В.Малыгин // Вестник Казанского технол. ун-та. 2002. №.1-2.
С.355-368.
© А. В. Клинов - канд. техн. наук, доц. каф. процессов и аппаратов химической технологии КГТУ.
