Выбор аппаратуры для ректификации термолабильных смесей под вакуумом Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

ИЗВЕСТІ

атмосферного давления к остаточному давлению в аппарате:

V = [(Т, Рзт/Р). (16)

Как указывается в [4], с повышением температуры производительность эжектора уменьшается. Расчеты показывают, что уменьшение производительности ПЭВН в интервале температур дезодорации (дистилляционной нейтрализации) составляет примерно 5% на каждые 100°С. Поэтому в дальнейшем будем считать, что коэффициент V от температуры не зависит.

Согласно определению

V = а/с

где Є — С

СМ о

Отсюда

+ б..

р.л>

бр.п = ■

Тогда для непрерывного процесса С0_П+СК(ХЯ-ХК)

(17)

(18)

(19)

Расчеты с использованием данных [4, 5] показывают, что зависимость удельного расхода рабочего пара в многоступенчатом ПЭВН от давления = = /(Р) является линейной функцией. При этом расход рабочего пара при изменении остаточного давления будет меняться только в первой ступени ПЭВН, так как в этой ступени изменится степень сжатия парогазовой смеси. Это изменение связано с необходимостью обеспечения требуемого остаточного давления:

ё = ~аР + Ь + у,

(20)

где

У

X (-аР + Ь + у) ; для периодического процесса

(22)

С =

РМПЩХ/ХЛ

Р" (ехр((-ДЯп/19,157) + С)Л1ж/

х (-аР+Ь+у) . (23)

В общем виде количество тепла, необходимого

на получение рабочего пара, можно записать:

<?з=ад.п ч-)' (24)

где гр” ,/ 'п — конечная и начальная энтальпии

рабочего пара.

Таким образом, общее количество подведенного в систему тепла определится уравнениями: для непрерывного процесса

О = СЖСЖ(Г-Г1)Я+ , Сж(Хы-ХХР-ехР((-АНп/19Л5Т)+С))Хи’)Мв

■ . ,. , . _ __ ^ _ ' '"" " X

(25)

расход пара на остальные эжекторы (принимается за постоянную величину);

а, Ь — коэффициенты уравнения. Уравнение для определения общего расхода рабочего пара на процесс дезодорации примет вид:

Ор.п = О0.п£р.п. (21)

Тогда для непрерывного процесса _ Ск(Х-Хк)(Р-(ехр((-АН/19,157)+С))Х’)МВ ^ о” (ехр((-ДЯ/19,15Г) + С)^н')Мк/ Х

(ехр((-АЯ/19,15Г) + С)Х;)М/ Х((С ч; )+0р.'п' Ч'л Х-аР+Ь+у)) ,

острого пара; для периодического процесса

рм\п{х^)йж °-Сж ж(Т Т1)Е+ (ехрц_АНу 19)157^+С))МЖ/Х

х (0о.п -‘о.'п (-аР+ь+у) а;; ч;п), (26)

где £ — поправочный коэффициент, учитывающий периодичность процесса. Полученные математические модели энергопотребления дезодорационных установок являются основой для анализа и минимизации энергопотребления.

ЛИТЕРАТУРА

1. Белобородов В.В. Основные процессы производства растительных масел. — М.: Пищевая пром-сть, 1966. — 478 с.

2. Гельперин Н.И. Основные процессы и аппараты химической технологии. — М.: Химия, 1981. — 812 с.

3. Исаев С.И. Курс химической термодинамики. — М.: Высшая школа, 1986. — 272 с.

4. Цейтлин А.Б. Пароструйные вакуумные насосы. — М.-Л.: Энергия, 1965. — 400 с.

5. Файнберг Е.Е., Товбин И.М., Луговой А.В. Проектирование жироперерабатывающих предприятий. — М.: Легкая и пищевая пром-сть, 1983. — 416 с.

Кафедра инженерных дисциплин и оборудования Поступала 04.11.95

663.551.41-982.001.24

ВЫБОР АППАРАТУРЫ ДЛЯ РЕКТИФИКАЦИИ ТЕРМОЛАБИЛЬНЫХ СМЕСЕЙ ПОД ВАКУУМОМ

Ю.Г. НЕЧАЕВ

Кубанский государственный технологический университет

Особенность процессов ректификации, проводимых под вакуумом, заключается в том, что с понижением давления возрастает различие удельных объемов жидкости и пара. При давлениях 0,5—1,3 кПа, при которых целесообразно использование

роторных аппаратов, объемный расход пара обычно на 3-5 порядков превышает объемный расход жидкости. При этом в ряде случаев плотность орошения, равная 0,1 —0,5 мл/м2-ч, требует специальных условий для полного смачивания поверхности контактного устройства. Вследствие этого создание благоприятных условий для массообмена без применения внешних воздействий на пленку жидко-

сти ока:

МОЖНЫЙ

При тов к КС требова сти КОН' ния, ни задерж* кости в процесс стью п< простот Всем не удов ных ус случае следует условиі ты апп Д Р/пи.

В пуі привед* держке жидкое дельны; НИИ дл: роторне пеней с перелш ни СС, СКС и Для ( зам раз ватност на эксп Исслі кации і зол—тс а в уело углерод аммиак обработ адцитш зах.

На в(

ния И31 скорост 0,2-0,4 до 8,4 і Все диаметі кана 80 5, 10, 1І Осно и базо А = 50 і тами Д рическі достаю] зателей На о лиза и нения і фазах п Оценка тх и т меняем массоот са позв

№5-6,1996

(23) I зходимого 1сать:

(24) \

^нтальпии !

^еденного

ми:

г х

(25)

Энтальпии

,), (26)

нт, учиты-фоцесса. шергопот-являются шергопот-

водства рас-[Ь, 1966. -

[аты химиче-с.

ши. — М.:

эсы. — М.-

В. Проекти-. — М.: Лег-

:ания

№2.001.24

ра обычно сход жид-:ть ороше-щиальных юсти кон-создание з без при-<у жидко-

сти оказывается затруднительным или даже невозможным.

При конструировании массообменных аппаратов к контактным устройствам предъявляется ряд требований: обеспечение максимальной поверхности контакта фаз, высокая эффективность разделения, низкое гидравлическое сопротивление, малая задержка жидкости, малое время пребывания жидкости в зоне контакта, возможность проведения процесса массообмена с высокой производительностью по фазам, минимальная металлоемкость и простота изготовления, малая энергоемкость.

Всем перечисленным требованиям практически не удовлетворяет ни одно из известных контактных устройств, поэтому в каждом конкретном случае вопрос о выборе контактного устройства следует решать только после тщательного анализа условий процесса, оценивая эффективность работы аппаратуры по показателям ДР/Н, птт/Н и

ДР/птт.

В публикациях [1-8] описан принцип работы, приведены частные и обобщенные данные по задержке, времени пребывания и толщине пленки жидкости на контактных элементах ступеней, предельных нагрузках и гидравлическом сопротивлении для ряда конструкций контактных ступеней роторно-пленочных аппаратов РПА: кольцевых ступеней с вертикальным и горизонтальным щелевым переливом КСВЩП и КСГЩП, спиральной ступени СС, сетчатых конусной и спиральной ступеней СКС и ССС.

Для оценки эффективности массообмена по фазам разработаны математические модели [6], адекватность которых реальному процессу подтверждена экспериментом.

Исследование массообмена в условиях ректификации проводили на системах этанол—вода, бензол—толуол, ацетон—четыреххлористый углерод, а в условиях абсорбции — при десорбции диоксида углерода из водного раствора в воздух и абсорбции аммиака водой и раствором соляной кислоты. При обработке опытных данных использовали принцип аддитивности диффузионных сопротивлений в фазах.

На всех контактных ступенях частоту их вращения изменяли от 400-660 до 1400-2200 об/мин, скорость газа (пара) в сечении ступени х&у от

0,2-0,4 до 2,5 м/с, плотность орошения Ь от 1,2 до 8,4 м /м2-ч.

Все конструкции ступеней имели наружный диаметр 200 мм, диаметр распределительного стакана 80 мм, зазор между контактными элементами 5, 10, 15 мм, высоту ступеней 20-80 мм.

Основной конструкцией для всех исследований и базой для сравнения принята ступень высотой А = 50 мм и зазором между контактными элементами Д = 5 мм. Такой выбор оптимальных геометрических размеров и рабочих режимов позволил достаточно эффективно проводить сравнение показателей работы различных конструкций ступеней.

На основе многочисленных исследований, анализа и обработки опытных данных получены уравнения для расчета эффективности массообмена в фазах посредством числа единиц переноса тх и т Оценка эффективности массообмена в фазах через тх и ту является более универсальной, чем применяемые оценки через КПД или коэффициенты массоотдачи, так как знание числа единиц переноса позволяет в случае необходимости перейти к

Рис. 1

оценке эффективности массообмена как через высоты единицы переноса, так и через коэффициенты массоотдачи. Поэтому для оценки эффективности массообмена в фазах рекомендуются уравнения:

КСВЩП — тх = 6,№е0Лх$с'ьх(дх/8)0'05; (1) ту = 6172Ке"0'57у8С°-33у(А/Д)0-78; (2)

СС — тх = 0Мемх^ъХдх/8)^ъ-, (3) ту = 6,4Ке-°'44у5с0^(А/Д)0'78; (4)

КСГЩП — тх = 0,42Ке^°'4^с°-5,(<5х//г)0-95; (5) ту = 13,ЗКе"0-57у8С0'33у(А/Д)0-78; (6)

СКС — тх = 0, Ше^Ше0’1^0'^; (7)

ту = З.ОВКе-0'23^0-33^^ «/2)0'78; (8)

ССС — тх = 0,18Ке"°-18^еОЛ58с°-5х; (9)

ту = 0,07те"0'08^е0'235с°-3^( А/в)0-55, (10)

где йе^= 1®хдх/\’х — число Рейнольдса для жидкой фазы;

тх — скорость течения пленки жидкости;

6Х — толщина пленки жидкости; ух — коэффициент кинематической вязкости жидкости;

Бс — число Шмидта для жидкой фазы;

5 — длина пути жидкости на ступени; = w2ts.lv — число Рейнольдса для газовой фазы;

V — коэффициент кинематической вязкости газа;

Бс., — число Шмидта для газовой фазы; Ше = 2(1 р и"/ах— число Вебера для жидкости; ак — диаметр капли; рх — плотность жидкости; ах — поверхностное натяжение жидкости;

1?е„ = Ю 1/у

с ка -

а — угол между образующей конуса и вертикалью;

(для

число Рейнольдса для газовой фазы;

/ — ширина ячейки сетчатого полотна; йе,. = 4Ь/ухН (для СКС

и СС) — число Рейнольдса для жидкости;

Р — фактор нагрузки.

жидкости на ступень и отбор со ступени неоднократно по ее радиусу.

В качестве питательного устройства рекомендуется использовать цилиндрические перфорированные стаканы с отбортовкой вовнутрь в верхней части. Минимальная скорость вращения стакана должна быть не менее 2 м/с.

В качестве материала для контактных ступеней целесообразно использовать стальную ленту тол-

*?тт/Н

Рис. 2

На рис. 1 а, б приведены зависимости тх = /(£) и т - /(Ие ) при и - 9,8 м/с для исследованных ступеней (/ — КСВЩП; 2 — СС; 3 — КСГЩП- 4 — СКС\ 5 — ССС), соответствующие предложенным уравнениям и наглядно показывающие сравнительные эффективности массообмена каждой ступени. Использование полученных уравнений в математических моделях подтвердило их корректность. Обозначения на рисунках соответствуют номеру ступени по тексту.

Основные выводы из результатов исследования массообмена могут быть использованы при проектировании и разработке более совершенных конструкций РПА. Они сводятся к следующему.

Наложение на газовую фазу вращательного движения приводит к незначительной интенсификации в ней массообмена.

Это приобретает особое значение для процессов ректификации, когда диффузионное сопротивление сосредоточено в паровой фазе. Поэтому при разработке новых конструкций РПА необходимо обеспечить интенсификацию массообмена именно в паровой фазе.

Удельная эффективность РПА в значительной степени определяется масштабом течения паровой фазы. При переходе от лабораторной модели к промышленному аппарату необходимо стремиться к сохранению постоянства эквивалентного диаметра. Это достигается путем секционирования ступени РПА по паровому потоку.

Учитывая, что КПД в фазах мало изменяются с увеличением высоты рабочей части ступени, следует стремиться к созданию многоступенчатых аппаратов, состоящих из малых по высоте ступеней, последовательно расположенных одна над другой.

Для обеспечения достаточной движущей силы массообмена целесообразно обеспечить подачу

щиной 0,2-0,4 мм. Для надежного смачивания спиралей или колец высота рабочей части ступени не должна превышать 100-120 мм.

Распределительный стакан для сетчатых ступеней должен быть максимально перфорирован отверстиями диаметром 3~5 мм. В качестве материала для сетчатых ступеней рекомендуется металлическая сетка с размером ячейки от 0,6x0,2 до 1x0,3 мм. Остальные размеры (в мм) приведены в таблице.

Таблица

Диаметр РПА Высота бурта Высота ступени Диаметр стакана Расстоя- ние между ступе- нями Зазор между кольцами, спиралями

200-500 5 50-70 80-140 50-60 5-10

500-1000 5-8 60-80 140-260 60-80 10-15

1000-1600 8-10 80-120 260-400 80-100 10-15

Для выбора оптимальной конструкции в соответствии с принятыми критериями оценки на рис. 2 приведены основные показатели работы ступеней. Там же для сравнения представлены показатели работы разработанных нами пленочных кольцевых тарелок ПКТ [9], сетчатой насадки СН [10], усовершенствованной плоскопараллельной насадки УППН [11]. Все показатели приведены для оптимальных режимов.

В связи с тем, что РПА ограничены размером по высоте, эффективность разделения в них не превышает 7—10 теоретических тарелок, что иногда препятствует их применению для ректификации под вакуумом в процессах, требующих высокой эффективности разделения. В этих случаях перс-

пективн

ПКТ, С.

1. П[

тивност наченш тов под

2. Ра струкци для про

Нечаї

НИЄ Р' вая т< Нечаї пребь параТ' № 3-Неча ние п Хими С. 39-Гурю чук I леобр 1977.

3.

ФИЗ

Н.Н. А!

Кубансп

Датч] раметр< ной авт сов [1-опреде; ных пи Одна такой г ность в суще щ мерени вой ко примен Суще харакп сложнь коррек1 ло, они ские и автомат Мик] вела эт область этом П{ т.е. уни так наз В ел; автомат просто функци

пени неодно-

ia рекоменду-эрфорирован->ь в верхней ения стакана

i'oIX ступеней ю ленту тол-

{о ж

А

смачивания гасти ступени

гчатых ступе-юрирован от-зстве матери-1уется метал-от 0,6x0,2 до приведены в

Таблица

гоя- Зазор

е между

:ду кольцами,

ІЄ- спиралями

(й

60 5-10

80 10-15

100 10-15

кции в соот-и оценки на тели работы 1редставлены ш пленочных : насадки СН 1араллельной эиведены для

размером по

них не пре-, что иногда жтификации цих высокой лучаях перс-

пективна безроторная пленочная аппаратура — ПКТ, СН, УППН.

ВЫВОДЫ

1. Предложены уравнения для расчета эффективности массообмена в фазах для РПА, предназначенных для разделения термолабильных продуктов под вакуумом.

2. Разработаны рекомендации для выбора конструкции РПА по основным показателям, а также для проектирования.

ЛИТЕРАТУРА

1. Нечаев Ю.Г., Есипов Г.П. Гидравлическое сопротивление роторно-пленочных аппаратов / / Изв. вузов. Пищевая технология. — 1994. — № 1-2. — С. 49-51.

2. Нечаев Ю.Г., Есипов Г.П. Толщина пленки и время пребывания жидкости на ступенях роторно-пленочных аппаратов / / Изв. вузов, Пищевая технология. — 1996. — № 3-4. — С. 52-54.

3. Нечаев Ю.Г., Ручинский В.Р.,Есипов Г.П. Исследование гидродинамики и массообмена роторного аппарата / / Химия и технол. топлив и масел. — 1974. — № 3. — С. 39-41.

4. Турков Б.А., Ручинский В.Р., Нечаев Ю.Г., Михальчук Е.М. Исследование ректификации в колонне с спиралеобразным ротором / / Реф. сб. Азотная пром-сть. — 1977. — № 5. — С. 64-69.

5. Ручинский В.Р., Нечаев Ю.Г., Гурков Б.А., Михальчук Е.М, Исследование работы контактной ступени с кольцевым переливом / / Реф. сб. Азотная пром-сть. — 1979. — № 3. — С. 25-29.

6. Нечаев Ю.Г., Малашихин К.В., Михальчук Е.М. Математическая модель массопередачи на контактных ступенях роторно-пленочных аппаратов // Журн. прикл. химии. — 1981. — № 1. — С. 99-101.

7. Нечаев Ю.Г., Овсюков А.В., Михальчук Е.М., Басков Ю.А. Исследование работы роторной колонны с сетчатыми контактными ступенями / 5-я Всесоюз. конф. по теории и практике ректификации. — Северодонецк, 1984. — С. 78-79.

8. Нечаев Ю.Г., Овсюков А.В., Михальчук Е.М., Ручинский В.Р. Роторная массообменная колонна // Э.И. Сер. ХМ-1. Химическое и нефт. машиностроение. — 1987. — № 7.

9. Нечаев Ю.Г. Исследование массообмена на кольцевой пленочной тарелке: Межвуз. сб. науч. тр. ’’Процессы управления и аппараты пищевой технологии . — JI., 1989. — С. 77-80.

10. Нечаев Ю.Г., Кошевой Е.П., Михальчук Е.М., Хутов

P.M. Исследование работы сетчатой регулярной насадки: Сб. докл. Всесоюз. совещ.’’Тепломассообменное оборудо-вание-88”. — М., 1988. — С. 145-147.

11. Нечаев Ю.Г., Михальчук Е.М., Ручинский В.Р. Исследование работы усовершенствованной плоскопараллельной насадки / 5-я Всесоюз. конф. по теории и практике ректификации. — Северодонецк, 1984. — С. 96.

Кафедра промтеплоэнергетики

Поступила 05,04.94

664.012-52

ЛИНЕАРИЗАЦИЯ ВЫХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ФИЗИКО-ТЕХНИЧЕСКИХ ДАТЧИКОВ ПИЩЕВЫХ ПРОИЗВОДСТВ

Н.Н. АНИШИЫА, И.Н. БУЛАТНИКОВА

Кубанский государственный технологический университет

Датчики физико- и химико-технологических параметров являются важной частью систем локальной автоматики пищевых технологических процессов [1—4]. Разнообразие их типов и характеристик определяется широкой автоматизацией современных пищевых производств.

Однако для большинства датчиков характерен такой принципиальный недостаток, как нелинейность выходных характеристик. Особенно это присуще датчикам, основанным на электрических измерениях неэлектрических величин. При массовой компьютеризации такие датчики наиболее применяемы.

Существует ряд мер линеаризации выходных характеристик датчиков: нелинейность шкал, сложные кинематические и электрические схемы, корректирующие звенья и т.п. Однако, как правило, они ухудшают динамические, системотехнические и метрологические характеристики системы автоматизации в целом.

Микропроцессорная МП компьютеризация перевела эту проблему из области системотехники в область программного обеспечения, сделав при этом процедуру линеаризации унифицированной, т.е. универсальной с точки зрения проектирования так называемых линеаризаторов.

В случае МП линеаризации систем локальной автоматизации в пищевой промышленности — это просто некоторая подпрограмма, реализующая функцию, обратную (с точностью до масштабного

коэффициента) выходной характеристике того или иного датчика (или типов датчиков).

Разнообразие, а зачастую отсутствие аналитического описания не только обратной, но и прямой функции, задающей выходную характеристику датчика, является основным препятствием для МП реализации линеаризаторов. Задание выходных характеристик табличным способом (например, в виде градуировочных термопар) требует предварительной аппроксимации заданных в технических паспортах или экспериментально снимаемых выходных характеристик конкретных датчиков.

Нами предложено осуществить программную реализацию на МП линеаризаторов датчиков за счет использования универсального алгоритма вычисления функций на МП [5] и аппроксимации Паде [6] обратных функций для заданных выходных характеристик датчиков.

В работе [7] приводятся алгоритмы и программы нахождения коэффициентов аппроксимации Паде, экспериментально снятых (по точкам) функциональных зависимостей. Поскольку программный линеаризатор должен реализовывать обратную функцию по отношению к выходной характеристике, алгоритм по [7] несколько видоизменяется.

Допустим, имеется градуировочная таблица (выходная характеристика) датчика у = /(/), где t — аргумент, например, температура. Линеаризатор должен реализовывать обратную функцию t - <р('у) или отличающуюся от нее постоянным множителем k. Это возможно, если функция у = f{t) — монотонно возрастающая на всем интервале изме-