 |
Расчеты к разделу 2.5
|
|
|
|
Полный технологический расчет углепаровой адсорбционной установки, предназначенной для рекуперации органического растворителя, приведен в книге К. М. Николаевский «Проектирование рекуперации летучих растворителей с адсорберами периодического действия», М., Оборонгиз, 1968. Из нее заимствован приведенный ниже фрагмент, в котором представлен расчет самой специфической стадии процесса – стадии паровой десорбции.
Р. 27. Определить расход водяного пара на десорбцию этилового спирта из активного угля АР. Количество угля в адсорбере составляет 7000 кг. В угле после завершения стадии адсорбции содержится 700 кг спирта и 350 кг воды. Вес адсорбера составляет 7300 кг (материал сталь), вес теплоизоляции 2500 кг. Температура системы перед десорбцией 30 0 С. На десорбцию поступает пар с давлением 0, 4 МПА.
Расчет ведем для одной стадии.
Считают, что поступающий в адсорбер пар выполняет две функции: он служит греющим агентом и так называемым динамическим агентом. Пар во второй функции выносит из адсорбера десорбированный растворитель. От расхода динамического пара зависит остаточное содержание растворителя в активном угле. Расход динамического пара составляет примерно 3 кг в расчете на 1 кг десорбированного растворителя. Остаточное содержание спирта при таком расходе динамического агента, согласно экспериментальным данным, равно 2 %.
1. Определим остаточное содержание спирта в угле: 7000. 0, 02 = 140 кг.
2. Определим расход динамического пара: 3. (700 – 140) = 1680 кг/стадия.
Расход греющего пара определяют по тепловым балансам примерно того же вида, как в примере Р. 25. Определим составляющие теплового баланса стадии десорбции.
3. Расход тепла на нагрев угля:: 700. 0, 84. (100 – 30) = 410000 кДж
|
|
|
4. Нагрев десорбируемого спирта: 560. 2, 43. (78 – 30) = 65400 кДж
5. Нагрев остаточного спирта: 140. 2, 43. (100 – 30) = 23900 кДж
6. Нагрев воды: 350. 4, 19. (100 – 30) = 102000 кДж
7. Нагрев адсорбера: 7300. 0, 5. (100 – 30) = 257000 кДж
8. Нагрев изоляции: 2500. 0, 82. (70 –30) = 83800 кдж
Итого расход тепла по п. п. 3 – 8 составляет: 942200 кДж/стадия. В этих уравнениях: 0, 84, 2, 43, 4, 19, 0, 5, 0, 82 - теплоемкости угля, спирта, воды, стали, теплоизолирующего материала, кДж/кг. К; 100, 78, 70 – температура греющего пара, равная нормальной температуре кипения воды, нормальная температура кипения спирта, средняя температура изоляции, 0 С.
9. Расход тепла на десорбцию спирта: (700 – 140). 1370 = 767000 кДж/стадия, где 1370 кДж/кг – теплота адсорбции спирта углем.
10. Общий расход тепла без учета теплоты смачивания угля водяным конденсатом:
1, 05. (942300 + 767000) = 1794700 кДж/стадия. Коэффициент 1, 05 учитывает потери в окружающую среду.
12. Минимальный расход греющего пара составляет: 1794700/(2740 – 419) = 773 кг/стадия. В этом уравнении: 2740 – энтальпия пара при 0, 4 МПА, 419 – энтальпия конденсата при 100 0 С и 0, 1 МПа.
13. Определим количество воды, вводимой в виде греющего пара, которое остается в угле. По практическим данным, доля этой воды составляет 90 % от минимального количества греющего пара, или 0, 9. 773 = 696 кг/стадия.
14. Удельная теплота смачивания угля водой составляет 1814 кДж/кг. Она ниже, чем теплота конденсации пара (2740 – 419 = 2331 кДж/кг). Поэтому смачивание угля сопровождается дополнительным расходом тепла, которое равно: 696. (2331 – 1814) = 360 000 кДж/стадия.
15. Дополнительное количество пара составляет: 360000/2331 =154 кг/стадия.
16. Общий расход греющего пара равен: 773 + 154 = 927 кг/стадия.
17. Общий расход пара на стадии десорбции равен сумме расходов греющего и динамического пара, или 927 + 1680 = 2610 кг/стадия.
! 8. Пусть длительность стадии десорбции равна 40 мин/стадия. Тогда расход пара за 1 ч составит: 2610. 60/40 = 3920 кг/ч.
|
|
|
2. 6. Циклические процессы с косвенным вводом тепла
2. 6. 1. Области применения
В процессах этого типа тепло, потребное для регенерации адсорбента, вводят в слой через «стенку» аппарата. Поток газа или пара, если и используется, то только в качестве динамического агента – для сдувки
Рис. 2. 20. Потоки газа и тепла в процессе с косвенным вводом тепла: 1 – поток очищаемого (очищенного) газа, 2 – подвод тепла, 3 – отвод тепла, 4 – отвод десорбата.
выделяющегося десорбата. Аналогичным образом проводят стадию охлаждения, отводя тепло из адсорбера во внешнюю среду через «стенку» аппарата. Стадии адсорбции в этом процессе и в процессах с прямым вводом тепла протекают одинаково: при прохождении потока через слой адсорбента. Схему потоков в процессе с косвенным вводом тепла иллюстрирует рис. 2. 20.
Отказ от ввода (отвода) тепла с помощью потоков, непосредственно вводимых в слой, устраняет нижнее ограничение на область применимости адсорбции: К> 1, 3. 103. Напомним, что это ограничение было введено при сопоставлении предельных возможностей слоя при адсорбции и при нагреве (охлаждении), проводимым потоком, проходящим сквозь слой. В данном случае аксиальные потоки газа при нагреве (охлаждении), как уже говорилось, исключены и заменены радиальными потоками тепла (холода). Ограничение на значение предельной возможности становится несущественным, и в этом процессе тонкой очистке могут быть подвергнуты потоки, содержащие вещества с коэффициентами распределения (К) более низкими, чем 1, 3. 103.
Отказ от потоков греющего (охлаждающего) газа имеет еще одно следствие: в процессе с косвенным вводом тепла, благодаря отсутствию разбавления десорбата, можно получить концентрат адсорбированного вещества, не прибегая к использованию пара. Это целесообразно в тех случаях, когда, например, адсорбент плохо дегидратируется или нестабилен в среде водяного пара.
Таким образом, процесс с косвенным вводом тепла предназначен для тонкой очистки потоков малой мощности от примесей веществ со сравнительно низким коэффициентом распределения и(или) получения концентрата адсорбирующихся веществ. Метод, однако, не свободен от недостатков, ограничивающих область его применимости. Они будут обсуждены в конце раздела.
|
|
|
2. 6. 2. Теплопроводность зернистого слоя
Теоретической основой стадии адсорбции в этом процессе, как и в процессах с прямым вводом тепла, являются закономерности конвективного тепломассообмена. Они были рассмотрены в 4 разделе. Теоретическая основа стадий нагрева и охлаждения – закономерности переноса тепла по слою в результате теплопроводности. Приведем их краткое описание.
Уравнения теплопроводности в твердых телах были записаны и решены еще 19-ом веке. Полученные соотношения сложны, но на их основе были составлены удобные для практического пользования номограммы. Вид номограмм зависит от формы твердого тела. На рис. 2. 21. представлена номограмма для цилиндра бесконечной длины, помещенного в среду, температура которой постоянна и отличается от температуры цилиндра. Номограмма отражает изменения температуры цилиндра в разных точках удаленности от оси в зависимости от времени. Эту же номограмму можно использовать для расчета теплопроводности в цилиндре конечной длины, если L/D > 10, где L, D – длина и диаметр цилиндра. Аналогичные номограммы имеются для тел другой формы.
На этой номограмме:
Y = (T* - T)/(T* - Tn) – безразмерная температура; Т*, Т и Тn – температура окружающей среды, искомая температура в цилиндре, начальная температура цилиндра.
Х = (λ t)/(ρ Нr2ср) – безразмерное время; λ – коэффициент теплопроводности материала цилиндра, t – время, Н - теплоемкость материала цилиндра, ρ – плотность материала цилиндра, rср – средний радиус цилиндра. Среднее относительное расстояние контрольной точки в цилиндре, для которой производятся вычисления, определяется отношением n = r/rср, где r – расстояние контрольной точки от оси цилиндра ( см. в верхнем правом углу номограммы). Отношение скоростей подвода тепла к стенке и отвода его дает соотношение m=λ /(α rср), где α – коэффициент теплоотдачи на границе «стенка цилиндра – внешняя среда».
Отметим, что во всех случаях, когда используется словосочетание «материал цилиндра», под ним подразумевается фактическая форма материала, а свойства зернистого слоя, конечно, отличаются от свойств того же материала, но в форме, например, монолита.
|
|
|
