CC BY
89
Ьр 35, В Ьния на л Ьго аген- ' га в слое усушен- :
(7) ;
(8) (9)
(10) !ены экс-\ зерна в (ловлены ^елесооб-
'0 прибо-шнивает юго про-ний . сторону, -іследова-; . орректи-,; стму. щие сиг-преобра-, цельные х умень-:ильному линии 9 работай- ; ни 10 на укта. Ра-? синхро-циркуля-агосодер-тствии с
тируется |Ю испол-ш увели-зер 2 до :нта мак-413 К в
затель 39 ■ору 43 и.
49 регу-івает по-тижения ,_ 3,42 кПа я).
т сушки їй на из-3 продукт ; їй рецир-1ри этом преобра-' которые :ых меха-, циркуля-, пока не.
едующий ■ого, как
5, П0ЛН0-
Включе-
ние каналов управления, а также их работа прерывается, как только фактическое значение влажности высушенного продукта станет равным заданному интервалу значений.
В случае, когда УУ,, <№к, микропроцессор производит включение каналов управления в том же порядке, а подача управляющих воздействий и их ресурс определяется противоположными границами двухсторонних ограничений (7)-(10).
Таким образом, предлагаемый алгоритм функционирования системы управления сушильной установкой с рециркуляционными потоками позволяет оперативно регулировать режимные параметры процесса при колебаниях начальной влажности зернистого продукта в широких пределах и темпа его подачи на сушку, обеспечивает ’’мягкие” режимы сушки за счет регулирования влагосодержания сушильного агента с воздействием на кратность рециркуляции, стабилизирует гидродинамический режим и сокращает потери продукта с отработанным теплоносителем, максимально используя энергетический потенциал последнего.
ВЫВОД
Разработан алгоритм функционирования системы управления сушильной установкой, работаю-
щей по схеме с частично замкнутым циклом по сушильному агенту и одновременной рециркуляцией продукта по сухой фазе. В условиях случайных возмущений алгоритм предусматривает строго упорядоченную подачу управляющих воздействий, ресурс действия которых определяется ограничениями, обусловленными как качеством высушиваемого продукта, так и экономической целесообразностью процесса.
ЛИТЕРАТУРА
1. Муштаев В.И., Ульянов В.М. Сушка дисперсных материалов. — М.: Химия, 1988. — 352 с.
2. Лыков М.В. Сушка в химической промышленности. — М.: Химия, 1970. — 432 с.
3. Пат. 2018077 РФ. МКИ Р 26 В 25/22. Способ автоматического управления процессом сушки сыпучего продукта / М.Г. Парфенопуло, А.А. Шевцов, С.В. Николаенко, С.В. Шахов, Т.п. Мосолов. Заявл. 03.06,91; Опубл. 15.08.94; Вюл. № 15.
4. Остапчук Н.В. Математическое моделирование технологических процессов хранения и переработки зерна. — М.: Колос, 1977. — 240 с.
5. Валуйский В.Я., Шевцов А.А., Шахов С.В., Юсеф М. Оптимизация сушки зерна во вращающемся барабане // Хлебопродукты. — 1990. — № 8. — С. 18-21.
Кафедра машин и аппаратов пищевых производств
Поступила 29.07.96
66.048.37.001.573
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА РЕКТИФИКАЦИИ ДЛЯ НЕПРЕРЫВНЫХ УСТАНОВОК ПОЛУЧЕНИЯ ПИЩЕВОГО СПИРТА
Е.Н. КОНСТАНТИНОВ, Т.Г. КОРОТКОВА, Б.М. АЧМИЗ
Кубанский государственный технологический университет
Качество пищевого спирта, получаемого на ректификационных установках непрерывного действия, определяют примеси, суммарное содержание которых исчисляется всего десятками миллиграммов на литр [1]. Поэтому при расчете ректификации необходимо точное определение содержания примесей в дистилляте, кубовом остатке и боковых отборах (последние используются, как правило, на заключительной стадии разделения — в спиртовой колонне).
Решение этой задачи требует, во-первых, повышения надежности расчета парожидкостного равновесия и, во-вторых, учета кинетики массопере-дачи в многокомпонентных смесях. Широко известный подход [1, 2], основанный на том, что поведение примеси зависит только от концентрации этанола, не вполне удовлетворителен. При расчете равновесия это обусловлено значительным содержанием примесных компонентов в эфироальдегидной и сивушной фракциях; при описании массопередачи — существенным влиянием на скорость переноса примеси перекрестных эффектов, характерных для процесса массообмена в многокомпонентных смесях.
В настоящей статье разработана математическая модель процесса ректификации спиртовых смесей с использованием современных методов расчета равновесия [3-5] и массопередачи [6] в многокомпонентных смесях. Предварительно было проведено сравнение имеющихся в литературе равновесных экспериментальных данных в системе пар— жидкость [7-9] и расчетных по групповой модели растворов иМ1РАС [10-12]. В предлагаемой модели учитывается влияние температуры и состава компонентов в смеси на коэффициент активности г-го компонента. Были проанализированы равновесные данные в системах этиловый спирт—вода, этиловый спирт—примесь, вода—примесь и этиловый спирт—вода—примесь (всего 21 бинарных и трехкомпонентных смесей).
Расчет состава паровой фазы проводили стандартным методом [13] на основе программы расчета температуры кипения многокомпонентной смеси. В качестве известных величин были приняты давление и состав жидкой фазы. В программе рассчитывали значения зависимых переменных — температуры и состава паровой фазы с использованием уравнения равновесия и стехиометрического соотношения
У1 = . 0>
Е У; = 1 1=1
(2)
где х;, yt
К.
К.
Р.
■Vi
где
р
мольные доли г-го компонента в жидкой и паровой фазах; константа фазового равновесия г-го компонента, определяемая по выражению
(3)
упругость паров г-го компонента, мм рт.ст.;
давление в аппарате (принято равным 760 мм рт.ст.); у[ — коэффициент активности г-го компонента.
Упругость паров г'-го компонента Р“ рассчитывали по уравнению Антуана [11], коэффициент активности г'-го компонента у. — по уравнению ШШАС [10].
Система уравнений (1)—(3) решалась итерационным методом путем задания начального приближения по температуре и уточнения состава пара при данной температуре. На основании расчетов установлено следующее. Модель 1Ж1РАС хорошо предсказывает фазовое равновесие в системах этиловый спирт—вода и этиловый спирт—примесь по всем анализируемым компонентам. В системах вода—примесь и этиловый спирт—вода—примесь получено хорошее качественное согласование с экспериментом за исключением смесей этилаце-тат—вода и этиловый спирт—вода—этилацетат. В качестве примера приводятся расчетные и экспериментальные данные смесей этиловый спирт— изоамиловый спирт (рис. 1) и метиловый спирт— вода (рис. 2) при давлении 760 мм рт.ст.
При выводе уравнений для расчета эффективности тарелки принято, что основное сопротивление массопередаче оказывает газовая фаза. Действительно, расчет [14] показывает, что для смеси этиловый спирт—вода доля сопротивления в паровой фазе составляет 86-96% в зависимости от
V
Рис. 2
содержания спирта. Используем уравнения массо-передачи в многокомпонентных смесях [6]:
Ni = \ч£уГу^ • <4>
/=1
где N, — поток г-го компонента, кмоль/(м2-с); у1 — мольная доля г-го компонента в паровой фазе, моль/моль; п — число компонентов в смеси;
коэффициент массопередачи в бинарной смеси, состоящей из компонентов i и /; индекс * относится к равновесному составу. Если обозначить индексами 1 и 2 компоненты: этиловый спирт и вода, соответственно, и учесть, что концентрации примесных компонентов / пренебрежимо малы, то из уравнения (4) получим
Nt = yi(Kilyl + Ki2y2) - yi{Kay\ + Ki2y\), (5)
Nl = К12^У i ~ УХ (6)
^2 = К12^У 2 - (7)
При полном перемешивании жидкости на тарелке (у ; = const) интегрирование уравнений (6), (7) Gdy,
с учетом, что N. = —777- , дает
У 2
dF
У*~(.У*ГУ\п) ехР У*~{У*2~У2у) ехР
G
(8)
(9)
где
У
концентрация,
текущая моль/ моль;
/*" — поверхность массообмена, м2; й — расход паровой фазы, кмоль/с; индекс н относится к концентрации на входе в тарелку.
Подставляя соотношения (8), (9) в уравнение (5), получим
Рис. 1
d(yry*)
dF
-А(.УгУ*)-В exp
Kl2F
G
(10)
где A
Будс
где Elocj (10) m
Инп
■Под<
имеем
Кон( ных у<
Под получ! та (npi
Есл] F\, то
где: де из 1 Теш зовани
Ei
Е,--
где По j
НОСТЬ 1
та г, ес этилов дает
■.........]
"ИЯ, №5-6,1996
Я
й> 5:
нения массо-
IX [6]:
(4)
змпонента,
шпонента в оль;
:меси;
редачи в би-;ей из компо-
/ составу, вдмпоненты: ю, и учесть, ентов / пре-I получим
(5) "
(6) ,
(7)
ти на тарел-ний (6), (7)
(8)
(9)
ентрация,
іа, м2; моль/с; на входе в
уравнение ’ F)
Н ■<10)
ИЗВЕСТИЯ ВУЗОВ. ПИЩЕВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ, № 5-6, 1996
57
л кпу:+кі2уі г ^
где А =------^-----, В^(Ка-Ка) —уг
Будем искать решение в виде
(У і ~ У) ~ С(Р)ехр{-АИ), (11)
где С(И)— функция поверхности Р.
После подстановки выражения (11) в уравнение (10) получим
сіт
= ~в ехр
АР-
(12)
Интегрируя уравнение (12), найдем С(Р) В
ОД = -
А—
К,.
ехр
АР-
+0 . (13)
Подставляя выражение (10) в уравнение (8), имеем
(.УГУ*) =
В
ехр
АР-
\
+
А-
КЛ
б
А-
К,
12
в
е-лр_е-к12Р/а\ +
+ (У, -!/*)< АУ
(15)
Е, =
где
Ущ-Уы _
УГУь н =
-АР
-АР-„~К\9 Р/о\
1-е- + Н[е-яг-е~^,т) , (16)
(АГК:2)У*(УГУ1к) (кау*1+кау;-к12)(у*-у;й) ■
По уравнению (16) можно вычислить эффективность тарелки Е1 для любого примесного компонента г, если известна эффективность тарелки Е1 для этилового спирта. Действительно, уравнение (16) дает
^ = 1^12^°.
Отсюда находится величина
0,5
и по соотно-
шению
£12
к,
ние
О,
рассчитывается значе-
+ ехр {-АР) . (14)
Константу интегрирования В найдем из граничных условий:
У1 = Ут при Р = О,
0 = {уь-у>- в
По уравнению (16) рассчитана эффективность £\ при различных концентрациях этилового спирта в смеси. В качестве примера на рис. 3 приведена зависимость Е от концентрации этилового спирта для легколетучего компонента уксусно-этилового эфира (кривая /) и труднолетучего компонента изоамилола (2) при эффективности для этилового спирта 0,5 (3). Равновесные составы определяли по методу 1Ш1РАС [10]. Установлено, что величина Е1 сильно зависит от концентрации этанола. Например, для изоамилола (2) в области концентраций х, = 0,2-0,3 моль/моль эффективность сначала возрастает до бесконечности, в диапазоне х{ = 0,24-0,25 моль/моль фз/нкция Е1 = Е^х^ терпит разрыв, эффективность падает до минус бесконечности, а затем вновь возрастает до Е1 = = 0,4. Таким образом, перекрестные эффекты весьма значительны для примесей в области концентраций этанола, где примесь претерпевает качественный переход от состояния легколетучего в состояние труднолетучего компонента. Это характерно для промежуточных примесей.
Подставляя это значение И в уравнение (14), получим зависимость концентрации г-го компонента (примеси) в парах от поверхности массообмена:
СУ ГУ,-) =
Если поверхность массообмена на тарелке равна /%. то при
? = У, = У*> где индекс к обозначает концентрацию на выходе из тарелки.
Теперь путем простых алгебраических преобразований можно вычислить эффективность тарелки Е,
Рис. 3
Уравнение (16) использовано в математической модели ректификации многокомпонентных смесей.
Моделирование колонны проведено релаксационным методом [15]. В первом приближении на всех тарелках колонны задается произвольно расход и состав жидкости, покидающей тарелку, равный, например, расходу и составу исходной смеси. После этого проводится расчет снизу вверх всех тарелок на основе модели однократного испарения ОИ с тепловым балансом. Материальный баланс тарелки с учетом ее эффективности дает следующее уравнение для расчета состава покидающего тарелку потока жидкости:
X; =
- (\-1){\-Е^у, Е.К-КЕК-1)
(17)
где / — доля конденсации на тарелке;
К1 — константа фазового равновесия;
2. — усредненный состав питающей тарелку смеси (сумма входящих на тарелку потоков паров и жидкости).
При расчете тарелки известными величинами являются расходы, составы, температуры и количества теплоты паровой и жидкой фаз, поступающих на тарелку. Совместное решение уравнений материального и теплового балансов и уравнения равновесия на каждой тарелке позволяет определить температуру, количество и состав потоков пара и жидкости, покидающих тарелку. Количество и состав паров, полученные при расчете каждой предыдущей тарелки,используются в качестве парового потока, питающего вышележащую тарелку. Полученные в результате расчета ОИ расход, состав и количество теплоты покидающей тарелку жидкости запоминаются и используются в последующих итерациях. Точность расчета ОИ по материальному балансу принимается равной 0,3%. Сложность расчета заключается в том, что соблюдение материального и теплового балансов на тарелке с некоторой точностью приводит к накоплению этой погрешности при расчете колонны, что в свою очередь может привести к ’’раскачке” расчета.
В отличие от описанного метода расчет ОИ проводился с обеспечением машинной точности по материальному и тепловому балансам для каждого компонента на тарелке с итерационным обеспечением относительной точности по температуре на тарелке 0,1%. Расчет колонны заканчивался при достижении точности 0,1 % по материальному балансу для каждого компонента. Сведение задачи к поиску корня функции одной переменной осуществлялось в следующей последовательности.
Первоначально расход, состав и количество теплоты жидкости, стекающей с тарелки, принимается равным расходу, составу и количеству теплоты жидкости, поступающей на тарелку питания при расчете колонны с укрепляющей частью и на верхнюю тарелку при расчете колонны без укрепляющей части. Расход и количество теплоты парового потока, поступающего на нижележащую тарелку, на первой итерации счета колонны для всех тарелок принимается одинаковым и равным исходному паровому потоку при расчете колонны с открытым обогревом и потоку, покидающему куб колонны, при расчете с закрытым обогревом. Нумерация тарелок принята снизу вверх. При расчете ОИ с тепловым балансом на /-й тарелке исходные данные те же, что и в описанном методе. На первой итерации температура £ и доля конденсации I принимаются для куба произвольно, например / = = 0,5 и / = 90°С, для /+1-й тарелки I и I присваиваются результаты расчета /-й тарелки. На последующих итерациях по колонне / и I принимают значения предыдущих итераций. По методу 1Ж1РАС по заданной температуре и составу смеси рассчитываются коэффициенты активности у. /-го компонента и по уравнению (3) — константы фазового равновесия /-го компонента. Найденный состав жидкости нормируется к единице. По нормированному составу жидкости определяется температура ее кипения на тарелке и константы фазового равновесия /-го компонента. Затем состав жидкости на тарелке пересчитывается, и так до тех
пор, пока константы фазового равновесия для каждого компонента не совпадут с относительной точностью 0,1%. Далее из покомпонентного материального баланса находится состав паровой фазы Из теплового баланса определяется расход паров, покидающих /-ю тарелку, из общего материального баланса — расход жидкости. Пересчитывается доля конденсации и рассчитывается новый состав жидкости на тарелке и т.д. Расчет заканчивается, когда температура на тарелке на предыдущей и последующей итерациях не совпадет с относительной точностью 0,1%. Точность соблюдения материального баланса по окончании расчета колонны доводится до £ = 0,001 по каждому компоненту.
Рис. 4
Разработанная математическая модель реализована на вычислительной машине 1ВМ РС/АТ-486. С использованием этой модели проведены расчеты бражной, эпюрационной и спиртовой колонн и сравнение с результатами расчета по теоретическим тарелкам. Установлено, что для бражной колонны расхождение между профилями концентраций по высоте колонны незначительно (рис. 4: Л^д — число теоретических и действительных тарелок; расчет по модели: / — теоретических тарелок; 2 — с учетом массопередачи), а качество конечных продуктов практически совпадает. Результаты расчетов по теоретическим и действительным тарелкам эпюрационной и спиртовой колонн существенно отличаются. При эпюрации в колонне с действительными тарелками хуже отгоняются как легколетучие, так и труднолетучие примеси. В спиртовой колонне смещаются места отбора пастеризованного спирта и сивушной фракции.
ВЫВОДЫ
1. Разработана математическая модель процесса ректификации для непрерывных установок получения пищевого спирта.
2. По ности та та І.
3. Усі дачи в эпюращ
Стабі
Ректи
цесса,
пром-
Пере,
ТОВ И(
ная и Багат ректи Плат ных с Холл Хими Коне зов, 1 Кога: мевд 423 с
ОБ, с.и. ш
Тамбове,
При
ЭТИЛ0В!
зуется товая С и 94-9 ванияI послед] дрожж удобре: мента, сконце Нам] трафю рожже биохш
ЮЩИМ1
Расход
СВ
хпк
pH
Цвет
Темпер:
Запах
Эксг новке па [3] (УАМ-ран (Л1 Меи После
:сия для каж-гносительной ;нтного мате-1аровой фазы :я расход па-щего матери-I. Пересчитывается новый счет заканчи-р на предыду-: совпадет с ность соблю-[чании расче-по каждому
1ель реализо-I РС/АТ-486, цены расчеты )й колонн и
0 теоретиче-(ля бражной 1ЯМИ концен-льно (рис. 4: [ствительных еретических ), а качество >впадает. Ре-
1 и действи-пиртовой ко-эпюрации в и хуже отго-уднолетучие (аются места ушной фрак-
ель процесса тановок по-
2. Получены уравнения для расчета эффективности тарелки £г для любого примесного компонента I.
3. Установлена необходимость учета массопере-дачи в многокомпонентных смесях при расчете эпюрационной и спиртовой колонн.
ЛИТЕРАТУРА
1. Стабников В.Н., Николаев А.П., Мандельштейн М.Л.
Ректификация в пищевой промышленности. Теория процесса, машины, интенсификация. — М.: Легкая и пищевая пром-сть, 1982. — 232 с.
2. Перелыгин В.М., Погорелова М.В. Расчет коэффициентов испарения микропримесей спирта-сырца / / Ферментная и спиртовая пром-сть. — 1972. — №-5. — С. 5-9.
3. Багатуров С.А. Основы теории и расчета перегонки и ректификации. — М.: Химия, 1974.. — 440 с.
4. Платонов В.М., Берго Б.Г. Разделение многокомпонентных смесей. — М.: Химия, 1965. — 368 с.
5. Холланд Ч. Многокомпонентная ректификация. — М.: Химия, 1969. — 348 с.
6. Константинов Е.Н., Николаев А.М. // Известия вузов, Нефть и газ. — 1964. —- № 1. — С. 53.
7. Коган В.Б., Фридман В.М., Кафаров В.В. Равновесие между жидкостью и паром. —М.-Л.: Наука, 1966. — 423 с.
8. Стабников В.Н., Ройтер И.М., Процюк Т.Б. Этиловый спирт. — М.: Пищевая пром-сть, 1976. — 272 с.
9. Перелыгин В.М. Физико-химические основы расчета и проектирования брагоректификационных аппаратов в спиртовой промышленности: Дис. ... докт. техн. наук. — Краснодар: КГ1И, 1970. — 367 с.
10. Fredenslund A., Jones R.L., Prausnitz J.M. Group Contribution Estimation of Activity Coefficients in Nonideal Liquid Mixtures. Определение групповых составляющих коэффициентов активности в неидеальных жидких смесях // AIChE J. — 1975. — 21. — Р. 1086-1091.
11. Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. — Л.: Химия, 1982. —• 592 с.
12. Уэйлес С. Фазовые равновесия в химической технологии: В 2-х ч. / Под ред. B.C. Бескова: Пер. с англ. — М.: Мир, 1989.
13. Машинный расчет парожидкостногоравновесия многокомпонентных смесей / Под ред. В.М. Платонова: Пер. с англ. — М.: Химия, 1971. — 216 с.
14. Шервуд Т., Пигфорд Р., Уилки Ч. Массопередача. — М.: Химия. 1982. — 694 с.
15. Кривошеина В.В., Константинов Е.Н., Кузнечиков В.А. Моделирование колонных аппаратов / / Химическая технология. — 1978. — № 4. — С. 25-26.
Кафедра процессов и аппаратов пищевых производств
Поступила 20.06.96
663.551.43.067.38
ОБЕЗВОЖИВАНИЕ ПОСЛЕ ДРОЖЖЕВОЙ СПИРТОВОЙ БАРДЫ ОБРАТНЫМ ОСМОСОМ И УЛЬТРАФИЛЬТРАЦИЕЙ
С.И. ЛАЗАРЕВ, В.Б. КОРОБОВ, О.А. АБОНОСИМОВ
Тамбовский государственный технический университет
При производстве хлебопекарных дрожжей и этилового спирта из свеклосахарной мелассы образуется слабокислая (pH 5,5) последрожжевая спиртовая барда, содержащая 5-6% сухих веществ СВ и 94-95% воды [1, 2]. Для дальнейшего использования скоропортящейся и малотранспортабельной последрожжевой барды в производстве кормовых дрожжей, кормового белка, органоминеральных удобрений, а также строительных материалов (цемента, бетона) ее необходимо предварительно сконцентрировать (обезводить) [1].
Нами исследовалось обратноосмотическое и уль-трафильтрационное концентрирование последрожжевой спиртовой барды АО ’’Рассказовский биохимический завод” (Тамбовская обл.) со следующими основными параметрами:
Расход ,, 10-12,5 м3/ч
СВ 5.5-7.3 %
ХПК . 45-70 кг 02/м3
•pH 5,25-5,65
Цвет От темно-желтого до кофейного
Температура 90 0С . '
Запах Специфически дрожжевой, кислый
Эксперименты проводили на лабораторной установке с двухкамерной ячейкой плоскорамного типа [3] с использованием ультрафильтрационных (УАМ-150, УПМ-К) и обратноосмотических мембран (МГА-100 и ОПМ-К).
Методика проведения опытов была следующей. После отмывки мембран в дистиллированной воде
от глицерина и примесей сорбционного характера собирали двухкамерную разделительную ячейку и подсоединяли ее к установке. Далее выводили установку на рабочий режим и, проверив герметичность отдельных узлов, оставляли ее в заполненном раствором состоянии на 12 ч. После этого в течение 4 ч проводили предварительный опыт, в ходе которого определяли стационарный режим
Таблица
Р, Мпа Вид мемб- раны Начало эксперимента Конец эксперимента
С вех, кг/м3 VM03, м3 т, с СПер> КГ 3 02/ М г пен, кг 02/м К
50,2 0,35 0,35 4.0 4.0 УАМ-150 УПМ-К МГА-100 ОПМ-К 0,118 0,126 0,05 0,089 3600 24.1 25,8 10.2 13,4 96,5 1,93
46,4 0,35 0,35 4.0 4.0 УАМ-150 УПМ-К МГА-100 ОПМ-К 0,123 0,132 0,053 0,093 3600 21,7 23,6 8,9 10,4 97,2 2,09
53,6 0,35 0,35 4.0 4.0 УАМ-150 УПМ-К МГА-100 ОПМ-К 0,168 0,180 0,072 0,119 5400 26,6 28.3 11.3 15.0 103,8 1,94
61,7 0.35 0,35 4.0 4.0 УАМ-150 УПМ-К МГА-100 ОГ1М-К 0,10 0,11 0,042 0,072 3600 32.1 33,9 14.1 18,7 109,7 1,80
57,1 0,35 0,35 4.0 4.0 УАМ-150 УПМ-К МГА-100 ОПМ-К 0,159 0,171 0,067 0,112 5400 28,8 30,5 12.7 16.7 110,2 1,93
