Главная Коллекция "Revolution" Физика и энергетика Теплонасосна технологія енергозбереження

Теплонасосна технологія енергозбереження

Енергоефективність утилізації вторинних енергоресурсів, теплові насоси і установки. Оцінні методи порівняльного аналізу теплонасосних і традиційних систем теплопостачання та термоекономічна модель порівняльних розрахунків для вибору їх устаткування.

Рубрика	Физика и энергетика
Вид	учебное пособие
Язык	украинский
Дата добавления	18.05.2014
Размер файла	2,4 M

посмотреть текст работы

скачать работу можно здесь

полная информация о работе

весь список подобных работ

Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже

Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.

Страница:

Розглянемо послідовність розрахунку двох варіантів застосування рекомпресії:

- варіант 1 відповідає схемі на рис. 6.6 а;

- варіант 2 відповідає схемі на рис. 6.6 б.

Для обох варіантів прийнято умову рівності випаровуваного розчинника по корпусах, тобто .

Варіант 1

Розрахунок багатокорпусної установки з рекомпресією загальної кількості вторинної пари принципово нічим не відрізняється від розрахунку однокорпусного варіанта. Відповідно до рис. 6.6 а:

- складаємо рівняння матеріального балансу

, (6.42)

де - сумарна витрата випаруваної вологи (розчинника);

- складаємо рівняння енергетичного балансу

; (6.43)

- позначивши записуємо вирази для витрат розчину:

; (6.44)

, (6.45)

де і - обчислюються за виразами (6.5) (6.6);

- записуємо рівняння для індикаторної потужності компресора

(6.46)

і обчислюємо значення ;

- визначаємо споживану потужність компресора

; (6.47)

- визначаємо продуктивність компресора за умов всмоктування

, (6.48)

де - густина вторинної пари за умовами всмоктування у компресор;

- визначаємо коефіцієнт перетворення згідно з рівнянням (6.33);

- визначаємо величину зменшення питомих енерговитрат за рівнянням (6.39);

- визначаємо ексергетичну ефективність випарної установки з рекомпресією вторинної пари за рівнянням (6.40);

визначаємо питому енергетичну вартість для базової схеми

, (6.49)

де - ціна одиниці маси гріючої пари, грн/кг (грн/т);

- визначаємо питому вартість енерговитрат для схеми з рекомпресією

(6.50)

де ціна енергоносія для приводного двигуна, грн/(кВт·год) (грн/кДж);

- визначаємо економію фінансових витрат на енергоносії за розрахунковий період часу

, (6.51)

де величина визначається за рівнянням(6.28).

Необхідно зазначити, що показники порівняння відповідають параметрам базової однокорпусної випарної установки або трикорпусної, але з паралельною розводкою гріючої пари по корпусах.

Для багатокорпусних випарних установок з обігрівом робочою парою тільки першого корпусу витрата гріючої пари на кожний кілограм випаровуваного розчинника знижується приблизно пропорційно числу корпусів і згідно з [20] рекомендується брати:

Число корпусів	1	2	3	4	5
Співвідношення	1,1	0,57	0,4	0,3	0,27

Таким чином, якщо як базова схема для вищевикладеного алгоритму розрахунку, береться схема трикорпусної випарної установки, яка зображена на рисунку 6.2. або 6.6.б, необхідно виконувати перерахунок показників енергоефективності відповідно до вищенаведеної таблиці.

Зазначений перерахунок порівняно простий з огляду на те, що питома енергетична вартість не змінює свого значення від масштабу споживання гріючої пари. Дійсно, для схеми (рис.6.2) можна записати нижченаведений вираз і порівняти його з формулою (6.49)

.

Проте економія фінансових витрат на енергоносії залежатиме вже не тільки від різниці , але і від величини теплового навантаження гріючої пари, яке знижується, якщо котельна пара споживається тільки першим корпусом

. (6.52)

і для варіанта трикорпусної установки за рис. 6.2.

. (6.53)

Що стосується визначення , то необхідно визначити окремо і .

Для даної схеми базової трикорпусної випарної установки маємо

, (6.54)

величина розраховується за виразом

. (6.55)

Звідси

. (6.56)

Варіант 2

На рисунку 6.10 наведена розрахункова схема трикорпусної випарної установки з рекомпресією вторинної пари третього корпусу.

Рисунок 6.10 - Розрахункова схема випарної установки за варіантом 2:

ВА1, ВА2, ВА3 - випарні апарати; КМ - компресор

На основі даної схеми необхідно скласти загальні балансові рівняння у межах контуру «А»:

- рівняння матеріального балансу:

(6.57)

де - масові витрати конденсатів на виході з гріючих порожнин відповідних випарних апаратів;

Вказані конденсати утворюються з потоків вторинної пари і відповідно до рисунка 6.10 маємо

,,,

де , - масові витрати вторинної пари відповідних випарних апаратів.

Таким чином, можна записати

,

; (6.58)

- рівняння енергетичного балансу:

; (6.59)

- на основі рівняння (6.59) записуємо вираз для розрахунку індикаторної потужності компресора

, (6.60)

де; (6.61)

- за величиною знаходяться та з урахуванням відповідних коефіцієнтів (6.27 і 6.47);

- об'ємна продуктивність компресора розраховується за параметрами вторинної пари на виході з третього випарного апарату ВА3

.

При визначенні густини і масової витрати значення тиску, температури і рівнів концентрації для ВА3 беруться ті самі, що і для базової схеми;

- розрахунок коефіцієнта перетворення проводиться на основі аналізу даної схеми з позицій відкритого термодинамічного циклу, рисунок 6.11.

Рисунок 6.11 - Зображення процесів у трикорпусній випарній установці з механічною рекомпресією вторинної пари

Відповідно до рисунка 6.11 термотрансформація теплового потоку в процесі у тепловий потік, необхідний для процесу 2 - 3, реалізується за рахунок підведеної роботи у компресорі (процес 3_W - 2). Стрілками на даному рисунку позначені напрями нижченаведених процесів.

- фазовий перехід розчинника з рідкого стану в суху насичену пару (кипіння розчину) у випарній порожнині третього корпусу (ВА3) з тиском р_3W і температурою t_3W;

3_W - 2 - процес стиснення вторинної пари третього корпусу в компресорі до тиску р₂;

2 - 3 - охолодження і конденсація вторинної пари третього корпусу після компресора при тиску р_2. Даний процес проходить у нагрівальній порожнині першого корпусу, конденсат, який після цього утворюється, виводиться за межі даної системи;

1*_р - 1_W - кипіння розчину у випарній порожнині першого корпусу при тиску р_1W і температурі t_1W з утворенням вторинної пари. Різниця температур між середовищами у нагрівальній і випарній порожнині відповідає величині ;

1_W - 1'_W - умовний процес переходу вторинної пари після першого корпусу зі стану з тиском р_1W у стан з тиском , зумовлений газодинамічним опором сполучного паропроводу між ВА1 і ВА2;

1'_W - 4 - конденсація вторинної пари першого корпусу у нагрівальній порожнині вторинного корпусу при тиску і температурі t₄;

2^*_p - 2'_W - кипіння розчину у випарній порожнині другого корпусу при тиску р_2W і температурі t_2W з температурним перепадом ;

2_W - 2'_W - умовний процес втрати тиску від р_2W до у паропроводі вторинної пари між другим і третім корпусами;

2'_W- 5 - конденсація вторинної пари другого корпусу у нагрівальній порожнині третього корпусу за тиску і температури t₅ та із забезпеченням корисної різниці температур .

З викладеного пояснення процесів випливає ряд висновків щодо роботи багатокорпусної випарної установки з теплонасосним режимом енергоперетворень. Головною задачею застосування рекомпресії є досягнення мінімальних витрат енергії на привід компресора, але для цього необхідно забезпечувати:

- мінімально допустимі корисні різниці температур між середовищами у всіх випарних апаратах, які входять в установку;

- мінімальні втрати тиску у міжкорпусних трубопроводах;

- підтримка високих ККД компресорів за рахунок регулювання їх режимних параметрів.

Теплопродуктивність даної багатокорпусної установки описується виразом

, (6.63)

а коефіцієнт перетворення

. (6.64)

Визначення техніко-економічних показників для даного варіанта виконується за такими виразами:

- зменшення питомих енерговитрат згідно з (6.56);

- економія фінансових витрат на енергоносії згідно з (6.52) або (6.53);

- ексергетична ефективність багатокорпусної установки за схемою на рис. 6.10:

. (6.65)

Необхідно відзначити важливу обставину, яка у ряді випадків затрудняє ухвалення рішення стосовно впровадження механічної рекомпресії вторинної пари. Це стосується випарних установок з відбором екстра-пари для суміжних технологічних процесів [2].

Генерація і відбір екстрапари у багатокорпусних випарних установках можливі тільки при певному перерозподілі кількості випарів по корпусах. При цьому матиме місце таке співвідношення між масовими витратами вторинної пари:

(6.66)

Як приклад схеми випарної установки з екстра-парами і рекомпресією розглянемо двокорпусний варіант. На рис. 6.12 він зображений у вигляді базового і рекомпресійного складу устаткування.

а) б)

Рисунок 6.12 - Принципові схеми випарних установок з відбором екстра-пари

а - схема з обігрівом котельною парою (базова);

б - схема з рекомпресією вторинної пари останнього корпусу

Згідно із наведеними схемам екстра пари з витратами і є частинами вторинної пари після відповідного випарного апарата. Для генерації екстра-пари після першого корпусу необхідно у нагрівальну камеру ВА1 подавати більшу кількість гріючої пари, ніж у разі роботи установки без відбору екстра-пари. Для базової схеми це досягається збільшенням подачі котельної (ретурної) пари, а для схеми з рекомпресією

(рис. 6.12 б) необхідно для обігріву першого корпусу до стиснутої у компресорі вторинної пари додавати деяку кількість котельної пари.

Таким чином, для будь-якої з розглянутих схем необхідне додаткове підведення теплоносія з витратою

, (6.67)

що для даного приватного випадку має вигляд

.

За однакових умов щодо відбору екстра пари у порівняльних схемах (рис. 6.12) матимуть місце однакові енергетичні і фінансові витрати, пов'язані з виробництвом додаткової частини котельної пари, якщо не враховувати того чинника, що у схемі з рекомпресією додаткова пара перестає бути зворотною (ретурною) у парогенератор.

З термодинамічної точки зору виробництво екстра-пари у випарних установках з температурним рівнем 60-80^оС - достатньо ефективний процес порівняно з прямою парогенерацією і дроселюванням пари. Проте на даний час маємо нагоду для зміни технологій, де застосовується процес випаровування з виходом на більш високий рівень інтеграції тепло- і холодоносіїв, і в цьому випадку необхідність в екстра парі відпадає.

У цілому розрахунок рекомпресії вторинної пари в установках з відбором екстра пари ідентичний розрахунку, викладеному в даному розділі для схем без відборів.

6.7 Енергоефективність пароструменевої рекомпресії вторинної пари

Для однокорпусної випарної установки з пароструменевою рекомпресією (рис. 6.5 б) можна записати такі балансові рівняння

- загальний матеріальний баланс

, (6.68)

де - витрата котельної пари, яка подається у сопло активного потоку ежектора;

- витрата конденсату, що утворюється у нагрівальні камері випарного апарата;

- витрата пари, відбираної від потоку змішування після ежектора.

Для однокорпусної установки цей відбір може виконувати функції екстра-пари з параметрами р_Г і t_Г.

Якщо екстра-пара повинна мати параметри вторинної пари, то необхідно весь потік змішування подавати у гріючу камеру, рис. 6.13.

Рисунок 6.13 - Розрахункова схема пароструменевої рекомпресії вторинної пари

ВА - випарний апарат; Е - ежектор

Для даної схеми рівняння матеріального балансу набуває вигляду

, (6.69)

де - витрата екстра-пари з параметрами вторинної пари;

- витрата конденсату після гріючої порожнини випарного апарата;

- матеріальний баланс ежектора

, (6.70)

де - витрата вторинної пари, яка надходить у приймальну камеру ежектора (пасивний потік);

- витрата змішеного потоку в ежекторі; для даної схеми має місце рівність витрат .

- енергетичний баланс випарної установки:

для схеми на рис. 6.5 б;

(6.71)

і для схеми на рисунку 6.13:

; (6.72)

- енергетичний баланс ежектора:

. (6.73)

У теорії ежекторів прийнято позначати співвідношення витрат пасивного і активного потоку через параметр, який називається коефіцієнтом ежекції.

У даному випадку коефіцієнт ежекції записується таким виразом:

(6.74)

Задачею розрахунку даних схем з пароструменевою компресією вторинної пари є визначення витрати котельної пари, яка подається на ежектор, що забезпечує процес випаровування у заданому інтервалі зміни концентрацій розчину. Визначення вказаної витрати базується на сумісному розгляді рівнянь матеріального і енергетичного балансу. Виконаємо ці процедури з деякими спрощеннями спочатку для схеми на рис. 6.5 б. З рівняння (6.71) можна записати

. (6.75)

Допускаючи рівність витрат гріючої пари і вторинної, а також, що теплостоки у навколишнє середовище компенсуються теплотою пари самоскипання під час надходження розчину в апарат, маємо

.

Тоді з урахуванням рівнянь (6.7) і (6.8)

,

. (6.76)

Звідси необхідний коефіцієнт ежекції

. (6.77)

Для схеми на рис. 6.13 рівняння (6.72) зведемо до вигляду

(6.78)

Як і для попередньої схеми, робимо припущення про рівність витрат середовищ у порожнинах випарного апарата, або .

У даному випадку ця рівність має вигляд

.

З огляду на те, що , маємо

.

Після підстановок рівняння (6.78) зводиться до вигляду

. (6.79)

Звідси отримаємо

, (6.80)

. (6.81)

При порівнянні масових витрат котельної пари для базової установки (6.11) і установки з рекомпресією (6.80) необхідно враховувати відмінність у значеннях величин і . Для оцінки енергоефективності пароструменевої рекомпресії як підвищуючої термотрансформації розглянемо представлення процесів у Т, s - діаграмі, рисунок 6.14.

Рисунок 6.14 - Процеси термотрансформації у випарному апараті з ежекцією вторинної пари

З метою спрощення запропонованого матеріалу процеси в ежекторі на рис. 6.14 представлені як теоретичні, а саме:

- процес 1_А - 2_А - розширення котельної пари в сопловому апараті активного потоку;

- процес 2_А - 1_W - процес змішування котельної і вторинної пари в камері змішування (стан 3);

- процес 3 - 4 - процес стиснення потоку зміщення в дифузорі ежектора.

Для випарного апарата процес випаровування відображається як 1^*_P - 1_W, а конденсації у гріючій порожнині -4 - 5. «Перенесення» теплового потоку, який затрачується на кипіння розчинника назад у гріючу порожнину, забезпечується за рахунок роботи струменевого компресора (ежектора), який, у свою чергу, отримує енергію при розширенні котельної пари.

Теплопродуктивність подібного термотрансформатора записується у вигляді

. (6.82)

Для потоку змішування з рівняння (6.70) можна записати

, (6.83)

звідки отримаємо

. (6.84)

Енергетичні витрати на термотрансформацію (споживаний енергоресурс) оцінюються у даному випадку у вигляді теплового потоку, відведеного від котельної пари у випарній установці

. (6.85)

Таким чином, коефіцієнт перетворення

, (6.86)

. (6.87)

У реальних установках з пароструменевою рекомпресією , що приводить до рівності

.

Необхідно зазначити, що величина коефіцієнта перетворення, яка розглядається як відношення теплових потоків рівняння (6.86) з термодинамічної точки зору є параметром відмінним від співвідношення теплового потоку і потоку механічної роботи і тому некоректно зіставляти рівні величин для механічної і струменевої рекомпресії. У цьому випадку необхідно порівнювати варіанти рекомпресії за критерієм ексергетичної ефективності.

Для схеми на рис. 6.13 основні ексергетичні показники мають такий вигляд:

- потік ексергії палива

Е_F=E_1A - E₅; (6.88)

- потік ексергії продукту

; (6.89)

- ексергетична ефективність випарної установки

.

Величина обчислюється за масовою витратою потоку екстрапари.

Для схеми без генерації екстрапари, рисунок 6.5 б, ексергетичні показники складаються з урахуванням скидання частини потоку змішування після ежектора:

- потік ексергії палива

Е_F=E_1A - E₂; (6.90)

- потік ексергії продукту

. (6.91)

Визначення питомої витрати енергії на кілограм випаровуваного розчинника вимагає порівняння величин і :

- для схеми рис.6.13; (6.92)

- для схеми без екстрапари рис.6.5 б. (6.93)

Після перетворень дані рівняння набувають вигляду

(за умови ), (6.94)

. (6.95)

Що стосується визначення питомої енергетичної вартості, то її обчислюють за рівняннями

- для схеми рис.6.13, (6.96)

- для схеми рис.6.5 б. (6.97)

Розрахунок двокорпусної випарної установки, наприклад, за схемою Віганд (рис.6.8) виконується на базі відповідних балансових рівнянь. Запишемо ці рівняння з урахуванням раніше наведених виразів (6.22) і (6.23):

- енергетичний баланс випарної установки

, (6.98)

де ; (6.99)

- матеріальний і енергетичний баланс ежектора зберігає свої позначення і вирази, наведені у вигляді рівнянь (6.70) і (6.73).

При припущенні, що масова витрата випаровуваного розчинника у кожному апараті дорівнює масовій витраті гріючого агента, можна записати

;

.

Розподіл масових витрат парових потоків у випарній установці можна подати у вигляді діаграм на рис. 6.15.

Рисунок 6.15 - Розподіл масових витрат парових потоків для випарної установки згідно зі схемою на рис. 6.8

Використання наведених діаграм спрощує перетворення рівняння (6.98) для визначення величини масової витрати котельної пари.

Для заданих концентрацій на вході і виході з кожного корпусу, і величини або можна визначити масові витрати випару (вторинної пари) у кожному корпусі і ;

,

.

У цих рівняннях - відносні концентрації розчину в першому корпусі;

- відносна концентрація розчину у другому корпусі. Для їх визначення використовуються рівняння(6.5) і (6.6).

Вираз (6.99) зводиться до вигляду

. (6.100)

З енергетичного балансу (6.98) можна записати, що

. (6.101)

З урахуванням рівності (див.рис.6.15)

рівняння (6.101) набуває вигляду

. (6.102)

Звідси визначається необхідна витрата котельної пари

. (6.103)

Величину можна не вводити у рівняння для розрахунку при припущенні, що цей теплостік в установці компенсується теплотою пари, що утворюється при дроселюванні розчину у випарному апараті (пара самоскипання).

Коефіцієнт ежекції можна визначити з рівняння

. (6.104)

Показники енергоефективності визначаються за нижченаведеними рівняннями:

- коефіцієнт перетворення

;

- ексергетична ефективність

,

де , - потоки ексергії екстрапари при параметрах станів 1_W і 2_W;

- питома витрата енергії

;

- питома енергетична вартість

.

Порівняльні розрахунки енергоефективності виконуються аналогічно, як це викладено для випарних установок з механічною рекомпресією вторинної пари (розділ 6.6).

6.8 Допоміжні розрахункові рівняння і рекомендації

При виконанні розрахунків випарних установок за будь-якими схемами необхідно мати інформаційні дані щодо термічних і калоричних параметрів розчинів і розчинника у різних агрегатних станах.

Для визначення питомих ентальпій водних розчинів може бути використана така залежність (нехтуючи різницею інтегральних теплот розчинення):

, (6.105)

, (6.106)

де с_в1, с_в2- питома теплоємність води при відповідних температурах ;

с_с.в - питома теплоємність сухої речовини у розчині. Наприклад, для сухої речовини продуктів тваринного походження с_в.в= 1,38-1,68 кДж/(кг·К) [15].

У діапазоні температур 50-120⁰С властивості водяної пари досить точно описуються такими залежностями:

- тиск насичення, Па:

; (6.107)

- питома ентальпія сухої насиченої пари, кДж/кг

; (6.108)

- питома ентальпія рідини на лінії насичення, кДж/кг:

; (6.109)

- питома теплота пароутворення (конденсації), Дж/кг:

; (6.110)

- густина сухої насиченої пари, кг/м³_:

, (6.111)

або; (6.111а)

- густина насиченої рідини, кг/м³_:

. (6.112)

Для схем випарних апаратів з рекомпресією водяної вторинної пари зв'язок температури і тиску в інтервалі апроксимується виразом

. (6.113)

При розрахунках пароструменевої рекомпресії водяної вторинної пари зв'язок між термічними параметрами парових потоків в ежекторі і необхідною корисною різницею температур у випарному апараті на основі даних з [42] представлений у вигляді таблиці 6.1.

Таблиця 6.1 - Значення коефіцієнта ежекції

Коефіцієнт ежекції при р_А/р_W

5

10

20

30

40

50

4

1,59

2,32

2,78

2,86

2,90

2,94

5

1,25

1,96

2,32

2,44

2,50

2,53

6

0,95

1,61

1,96

2,04

2,06

2,08

7

0,74

1,28

1,67

1,75

1,80

1,82

8

0,63

1,08

1,41

1,49

1,57

1,59

9

0,51

0,86

1,23

1,28

1,37

1,39

10

0,40

0,74

1,05

1,16

1,23

1,25

6.9 Особливості розрахунку кристалізаційних установок

Теплонасосне теплопостачання кристалізаційних установок застосовується, якщо процес кристалізації супроводжується видаленням частини розчинника шляхом його випаровування.

Поява в розчині кристалів і створення умов для їх зростання приводять до деяких змін у конструкції звичайних випарних апаратів. Найбільш поширеними є випарні кристалізатори з примусовою циркуляцією розчину і виносною нагрівальною камерою. Вміст кристалів у циркулюючій суспензії становить 10-20 % за масою. Швидкість розчину в трубках гріючої камери не повинна перевищувати 3 м/с, щоб не відбувалося стирання кристалів.

Для вакуумних режимів кристалізації, як і для процесу випаровування, застосовуються багатокорпусні установки з обігрівом котельною парою тільки першого корпусу. При цьому застосовують тільки схеми з паралельним живленням початковим розчином і виведенням суспензії з кожного корпусу, аналогічно як на рисунку 6.6.

Розрахункова схема випарного апарата-кристалізатора показана на рисунку 6.16.

Рисунок 6.16 - Розрахункова схема випарного апарата-кристалізатора

Згідно з даним рисунком в апарат надходить потік початкового розчину у стані 1_Р з масовою витратою G_H. За рахунок підведення теплоти від гріючої пари, процес 1_Г- 2_Г,відбувається випаровування розчинника з витратою і параметрами, що відповідають стану 1_W. З апарата виходить суспензія з витратою G_K, яка складається з отриманих кристалів і маткового розчину з витратами G_КР і G_M.

Стани вихідних продуктових потоків позначимо так: 2_Р - стан суспензії на виході; 2_М - маткового розчину; 2_КР - кристалів.

У зв'язку з утворенням кристалів основні балансові рівняння для кристалізаторів відрізняються від раніше наведених для випарних апаратів.

Матеріальний баланс за абсолютно сухою розчиненою речовиною

(6.114)

де - концентрації початкового і маткового розчинів в масових частках;

- відношення молекулярних мас абсолютної сухої речовини і кристалосольвату (кристалогідрату для водних розчинів). При кристалізації без приєднання молекул розчинника =1.

Матеріальний баланс у межах контуру «А» на рисунку 6.16 з урахуванням :

, (6.115)

Оскільки

, (6.116)

. (6.117)

Таким чином, якщо розгляд матеріального балансу кристалізатора обмежувати на виході потоком суспензії, то рівняння (6.117) стає аналогічним рівнянню (6.2). У цьому випадку можна використовувати у подальших розрахунках весь комплекс виразів (6.3) - (6.8) і для випарного апарату-кристалізатора.

При заданих величинах зв'язок витрат вторинної пари і кристалів випливає з сумісного розв'язання рівнянь (6.114) і (6.115):

. (6.118)

Якщо речовина кристалізується у безводній формі і з рівняння (6.118) випливає, що

. (6.119)

Концентрацію суспензії на виході з апарата можна розглядати у вигляді

. (6.120)

Рівняння енергетичного балансу випарного апарата-кристалізатора у межах вказаного на рисунку 6.16 контуру «А» записується у вигляді

(6.121)

де - тепловий потік дегідратації розчину;

- тепловий потік, який передається розчину при кристалізації.

Знак «+» для величин і відповідає речовинам з додатною розчинністю (з поглинанням тепла).

Витрата гріючої пари визначається з рівняння (6.21)

(6.122)

де - коефіцієнт, який враховує втрати тепла у навколишнє середовище:

- питома теплота утворення кристалічних граток (затвердіння).

Теплотою дегідратації у більшості випадків можна нехтувати.

При розрахунку механічної рекомпресії вторинної пари рівняння енергетичного балансу також повинне врахувати тепловиділення при кристалізації, і допускаючи, що , можна записати

_. (6.123)

Як видно з рівнянь енергетичного балансу, відносна витрата тепла на випаровування при кристалізації менша, ніж при звичайному випаровуванні за рахунок теплоти кристалізації, що, у свою чергу, знижує споживану потужність привода, якщо реалізується рекомпресія вторинної пари.

Виконання порівняльних розрахунків і визначення показників енергоефективності для даних кристалізаційних установок аналогічне викладеному для випарних установок.

6.10 Контрольні питання і завдання

1. Поясніть причини переходу до багатокорпусного процесу випаровування.

2. Визначте переваги і недоліки випаровування під вакуумом.

3. Сформулюйте шляхи збільшення ексергетичної ефективності:

а) випарного апарат;

б) випарної установки.

4. Поясніть необхідність встановлення таких компонентів вакуумної системи на рисунках 6.1 і 6.2:

а) вакуум-насоса;

б) конденсатора;

в) конденсатного насоса;

г) градирні.

5. Складіть схеми ексергетичних перетворень для багатокорпусних випарних установок, рис.6.6:

а) для механічної рекомпресії загальної кількості вторинної пари;

б) для механічної рекомпресії вторинної пари останнього корпусу.

6. Поясніть мету включення до складу випарної установки на рисунку 6.7 таких компонентів:

а) сепаратора;

б) насосів розчину;

в) підігрівача розчину.

7. Сформулюйте головні вимоги до конструкції компресора для випарної установки молочного виробництва.

8. Чому при реалізації пароструменевої рекомпресії вторинної пари передбачають генерацію екстра-пари?

9. Що характеризують такі показники порівняння випарних установок:

а) питома витрата енергії, l₀;

б) питома енергетична вартість;

в) коефіцієнт перетворення;

г) ексергетична ефективність .

Розділ 7. ТЕПЛОНАСОСНА ТЕРМОТРАНСФОРМАЦІЯ У РЕКТИФІКАЦІЙНИХ УСТАНОВКАХ

7.1 Балансові рівняння ректифікаційної установки

Процес ректифікації застосовується для розділення рідких газових сумішей на компоненти і здійснюється шляхом тепломасообміну між нерівноважним складом у потоках рідини і пари. Вказана взаємодія рідкої і парової фаз реалізується в апаратах, що називают ректифікаційні колони. Схема ректифікаційної установки на базі однієї колони наведена на рисунку 7.1.

Рисунок 7.1 - Розрахункова схема одноколонної ректифікаційної установки:

РК - ректифікаційна колона; ДФ - дефлегматор; РБ - рибойлер; I - лінія подачі суміші, яку треба розділити; II - лінія виходу верхнього продукту (дистиляту), III - лінія виходу нижнього продукту

Власне ректифікаційна колона має циліндричний корпус, усередині якого встановлені контактні пристрої у вигляді тарілок або насадок [12, 34]. Для організації протитечійного руху взаємодіючих фаз необхідна подача пари знизу колони, а суміші, яка розділяється, зверху. Для підвищення концентрації верхнього продукту по низькокиплячому компоненту початкова суміш (що розділяється) подається всередину колони, а зверху - частина верхнього продукту, яка називається флегмою.

Генерація пари проводиться у виносному теплообмінному апараті, який називають рибойлером або кип'ятильником. Ця пара утворюється з частини нижнього продукту, яку іменують кубовою рідиною. У деяких колонах рибойлер вбудовується безпосередньо в кубову частину, що знижує втрати тепла у навколишнє середовище. Як теплоносій для рибойлера переважно використовується котельна пара. При ректифікації водних розчинів рибойлер не встановлюється, і котельна пара подається прямо в кубову частину колони.

Для отримання флегми з парової фази верхнього продукту служить дефлегматор в якому відбувається конденсація пари, що виходить з колони, за рахунок відведення теплоти потоком охолоджуючого середовища. У дефлегматорі конденсується весь верхній продукт, частина якого у вигляді дистиляту виводиться, або як готовий продукт з подальшим його охолодженням, або як потік, який бере участь у подальших процесах або технологіях.

У більшості випадків суміш, яку розділяють, розглядають як бінарну, що складається з низькокиплячого компонента (НКК) і висококиплячого компонента (ВКК).

У результаті взаємодії середовищ у ректифікаційній колоні пара, яка підіймається вгору, збагачується низькокиплячим компонентом, а рідка фаза суміші, що розділяється, у міру руху самопливом вниз колони збагачується висококиплячим компонентом. Для бінарних сумішей домовимося позначати:

- об'ємна (молярна) концентрація НКК у паровій фазі;

- об'ємна (молярна) концентрація НКК у рідкій фазі.

Відповідні концентрації для ВКК будуть: і .

Завдяки наявності газодинамічних опорів тиск у ректифікаційній колоні зменшується від низу до верху.

Відповідно до рисунка 7.1 введемо таке позначення масових витрат потоків, кг/с:

- розділюваної суміші;

- загальної кількості верхнього продукту;

- загальної кількості нижнього продукту;

- флегми;

- дистиляту верхнього продукту;

- кубової рідини;

- котельної пари;

- кількості нижнього продукту, що відводиться (залишку);

- охолоджуючого середовища.

Перехід у розрахунках від масових витрат потоків до молярних виконують за таким рівнянням:

, (7.1)

де - молярна витрата потоку, моль/с;

М - молярна маса речовини потоку.

У деяких випадках у розрахунках краще використовувати масові концентрації НКК і ВКК у потоках. Перерахунок молярних концентрацій в масові для НКК виконується за формулами

, (7.2 а)

. (7.2 б)

Відповідні масові концентрації для ВКК визначаються як і .

Для ректифікаційної установки у межах контуру “А”

(рис. 7.1) з урахуванням представлених вище позначень можна скласти такі балансові рівняння:

- рівняння загального матеріального балансу

; (7.3)

- рівняння загального матеріального балансу по НКК:

. (7.4)

Для необхідних концентрацій і при відомих параметрах початкової суміші і з рівнянь (7.3) і (7.4) визначають витрати залишку нижнього продукту і дистиляту .

- рівняння матеріального балансу по потоку верхнього продукту

, (7.5 а)

, (7.5 б)

де , а, отже, .

Між масовими витратами флегми і дистиляту має місце певний зв'язок, який істотно впливає на розміри колони і витрати тепла і холодоносіїв. Вказане співвідношення масових витрат називається флегмовим числом :

(7.6)

З урахуванням флегмового числа рівняння (7.5 а) може бути представлено у вигляді

. (7.7)

При заданій концентрації дистиляту і використанні графоаналітичних методів побудови робочих ліній [20] можна обчислити мінімальне значення флегмового числа . Задаючись величиною коефіцієнта надлишку флегми , визначають дійсне флегмове число:

(7.8)

Для більшості технологій із застосуванням процесу ректифікації розрахункова величина флегмового числа, яка встановлюється, базуючись на дослідних даних, наприклад, для брагоректифікаційних установок = 5. Коефіцієнти надлишку флегми знаходяться в межах = 1,04...1,5;

- рівняння матеріального балансу по потоку нижнього продукту

(7.9)

Для нижнього продукту і його складових матиме місце рівність концентрацій:

;

- рівняння енергетичного балансу

, (7.10)

де - тепловий потік у навколишнє середовище від усього устаткування у межах контуру “А”, рис. 7.1;

- питома ентальпія нижнього продукту;

- питома ентальпія дистиляту (конденсату верхнього продукту);

- питома ентальпія розділюваної суміші;

- питомі ентальпії гріючої (котельної) пари і його конденсату або будь-якого теплоносія за умов входу і виходу в рибойлер;

- питомі ентальпії охолоджуючого середовища (холодоносія) на вході і виході з дефлегматора.

З урахуванням теплових навантажень на рибойлер і дефлегматор

, (7.11)

. (7.12)

Рівняння енергетичного балансу зводиться до вигляду

. (7.13)

Допускаючи рівень тепловтрат у навколишнє середовище у вигляді 5% від теплового потоку, який підводиться з теплоносієм

, (7.14)

запишемо рівняння (7.13) стосовно витрати теплоносія, яка необхідна для нормального функціонування ректифікаційної колони

, (7.15)

де коефіцієнт .

Використання рівняння (7.15) вимагає попереднього визначення теплового навантаження на дефлегматор

(7.16)

де - питомі ентальпії верхнього продукту колони на вході і виході з дефлегматора.

За величині теплового навантаження на дефлегматор визначається масова витрата охолоджуючого середовища, яка необхідна для конденсації пари верхнього продукту

, (7.17)

де - питомі ентальпії охолоджуючого середовища на виході і вході в дефлегматор.

Базуючись на значеннях і , можна розрахувати енергетичні або фінансові витрати на отримання продуктів колони з необхідною концентрацією.

7.2 Оцінка енергоефективності ректифікаційної установки

У більшості інформаційних матеріалів, присвячених розрахункам ректифікаційних систем, практично не розглядаються показники енергоефективності безпосередньо самих колон. Проте у разі застосування альтернативних способів генерації пари нижнього продукту у рибойлері необхідно мати у своєму розпорядженні найбільш узагальнені критерії оцінки для порівняльних розрахунків енергоефективності.

Застосовуючи загальну концепцію підходу до порівняння різних варіантів енергоперетворюючих систем, у тому числі і ректифікаційних колон, можна виділити такі показники:

- питома витрата енергії на отримання одиниці продукту;

- ексергетична ефективність даної системи;

- термоекономічна вартість продукту системи.

Розглянемо розрахункові залежності для визначення названих показників.

На відміну від випарних апаратів ректифікаційна установка у будь-якій технології характеризується цілком реальним кінцевим продуктом. Стосовно схеми на рис. 7.1 таких продуктів два: дистилят і залишок нижнього продукту. Якщо обидва продукти мають подальше практичне застосування, то питома витрата енергії запишеться у вигляді

, (7.18)

або з урахуванням рівняння (7.3)

. (7.19)

Для технологічних виробництв, де один з продуктів є скидним, наприклад, лютерна вода при ректифікації водо-спиртових розчинів, питому витрату енергії розраховують стосовно одного з продуктів:

, (7.20)

або

. (7.21)

При виконанні порівняльних розрахунків може мати місце відмінність у теплових навантаженнях на дефлегматор з боку охолоджуючого середовища. У цьому випадку до витрат енергії необхідно включити механічну складову зміни повної ентальпії потоку холодоносія у дефлегматорі. Тоді маємо

, (7.22)

де - тиск холодоносія на вході і виході з дефлегматора;

- густина холодоносія при його середній температурі;

- ефективний ККД пристрою для переміщення холодоносія (насоса).

Позначивши різницю тиску (гідравлічний опір дефлегматора у порожнині холодоносія)

,

також запишемо

, (7.23 а)

. (7.23 б)

Для ректифікаційних колон з підведенням гріючої пари безпосередньо в колону у рівняннях для питомої витрати енергії величина не включається, і на базі загального матеріального балансу подібної колони

рівняння для без урахування матимуть вигляд:

, (7.24 а)

, (7.24 б)

. (7.24 в)

Як випливає з рівняння (7.24 а), питома витрата енергії є величиною, меншою, ніж . Співвідношення питомих витрат енергії може бути виражене такою нерівністю:

. (7.25)

Зокрема, для ректифікаційної колони брагоректифікаційної установки з виробництва етилового спирту питома витрата енергії, розрахована за нормативними витратами потоків, характеризується нижченаведеними величинами:

кВт.год/кг розд. суміші;

кВт.год/кг дистиляту;

кВт.год/кг лютерної води.

При розгляді питання енергоефективності ректифікаційної установки необхідно звернути увагу на ще один продукт даної термомеханічної системи, а саме на тепловий потік, який передається охолоджуючому середовищу у дефлегматорі. З позицій цільового призначення колони ций тепловий потік є побічним продуктом і його урахування у рамках записаних виразів для питомої витрати енергії не узгоджується ні за фізичним значенням, ні за розміром. У той самий час даний тепловий потік звичайно характеризується значною величиною (сотні кіловатів) і досить високим температурним рівнем (для води від становить 70-80^оС).

Подібна ситуація є наочним прикладом, коли необхідно звертатися до ексергетичної оцінки перетворення енергії в будь-яких її формах. На рис. 7.2 наведена схема енергетичних перетворень для розглянутої вище ректифікаційної установки.

Рисунок 7.2 - Схема ексергетичних перетворень у ректифікаційній установці з однією колоною

Розглянемо основні ексергетичні показники на базі даної схеми:

- ексергія потоку палива

(7.26)

- ексергія потоку продукту

; (7.27)

- деструкція і втрати ексергії

,

де - ексергія потоків дистиляту, залишку нижнього продукту і суміші, яку розділяють;

- ексергія потоку холодоносія на вході і виході з дефлегматора;

- ексергія потоку гріючої пари на вході і виході з рибойлера;

- ексергетична ефективність ректифікаційної установки

. (7.28)

Рівняння (7.28) може мати й інші форми запису залежно від приналежності потоків або до одного з видів: чи буде він використовуватися, чи він є скидним. Так, наприклад, якщо потік охолоджуючого середовища скидається у навколишнє середовище, ексергетична ефективність матиме наступний вираз:

(7.28 а)

Використовуючи схему ексергетичних перетворень, можна записати баланс ексергетичної вартості відповідно до загальних положень термоекономіки

. (7.29)

Звідки ціна ексергії продукту визначається за таким виразом:

. (7.30)

де - ціна одиниці ексергії потоку гріючої пари, грн/кВт.год;

- годинна вартість інвестиційних і експлуатаційних витрат, пов'язаних з функціонуванням ректифікаційної установки у межах контуру “А”, рис. 7.1.

Якщо відома ціна одиниці маси гріючої пари за відпускними тарифами с_П, грн/кг, то рівняння (7.30) набуває вигляду

. (7.31)

Величина розраховується за відповідними складовими рівняння (4.6). Для розрахунку величин ексергії у знаменнику рівняння (7.31) можна використати вираз (1.28) з обчисленням питомої теплоємності як адитивної величини з урахуванням пайового співвідношення компонентів у потоках.

Для аналізу втрат за елементами ректифікаційної установки необхідно скласти розгорнену схему ексергетичних перетворень, рис. 7.3.

Рисунок 7.3 - Послідовність ексергетичних перетворень у ректифікаційній установці

Відповідно до даної схеми можна записати:

- ексергетична ефективність рибойлера

, (7.32)

де - ексергія кубової рідини до і після рибойлера.

З урахуванням масових витрат середовищ у рибойлері

. (7.33)

Для визначення масової витрати кубової рідини використовується балансове рівняння для рибойлера

. (7.34)

При підстановці (7.34) в (7.33) отримаємо

, (7.35)

де - ексергетичні функції, що визначаються за формулами:

, (7.36)

. (7.37)

Для визначення значень питомих ентальпій і ентропій як гріючої пари, так і кубової рідини необхідно мати у своєму розпорядженні відповідну інформацію з термодинамічних властивостей або суміші, або кожного з компонентів суміші, що розділяється. Величина коефіцієнта втрат у навколишнє середовище ;

-ексергетична ефективність безпосередньо ректифікаційної колони (масообмінного вузла)

, (7.38)

де Е_1в- ексергія потоку верхнього продукту на виході з колони;

Е_Ф- ексергія потоку флегми, що потрапляє до колони;

-ексергетична ефективність дефлегматора

, (7.39)

або на базі теплового балансу дефлегматора отримаємо

, (7.40)

Де

, (7.41)

. (7.42)

Для розрахунку величини може бути використано рівняння (2.53 а), якщо холодоносій належить до категорії нестисливої рідини. Величина .

7.3 Рекомпресія пари верхнього продукту

Теплонасосна термотрансформація у ректифікаційних установках реалізується шляхом рекомпресії пари верхнього або нижнього продукту.

Основна ідея застосування рекомпресії полягає в інтеграції процесу нагрівання у рибойлері і процесу охолодження у дефлегматорі. Наявність позитивної різниці температур між нижнім і верхнім продуктами не дозволяє інтегрувати теплові потоки за схемою рекуперації, тобто не можна за рахунок теплоти конденсації верхнього продукту випаровувати нижній продукт, оскільки .

Остання обставина свідчить про необхідність підвищення параметрів пари верхнього продукту, а саме його тиску шляхом стиснення в компресорі до рівня досягнення мінімальнодопустимого перевищення температури конденсації верхнього продукту над температурою кипіння кубової рідини нижнього продукту. Простий перегрів пари верхнього продукту при постійному тиску і подальше використання теплоти перегріву пов'язано з великими втратами на зовнішню незворотність при теплообміні між верхнім і нижнім продуктом. Крім того, для конденсації верхнього продукту, як і раніше, необхідно мати охолоджуюче середовище в об'ємах базового варіанта роботи ректифікаційної колони.

Якщо сформулювати цільове призначення рекомпресії, то воно полягатиме у зменшенні або виключенні:

- споживання гріючої пари;

- витрати охолоджувального середовища на конденсацію пари потоку верхнього продукту.

На рисунку 7.4 наведена принципова схема ректифікаційної установки з рекомпресією пари верхнього продукту.

Рисунок 7.4 - Принципова схема ректифікаційної установки з рекомпресією пари верхнього продукту:

РК - ректифікаційна колона; КМ - компресор; РБ - рибойлер; ПФ - переохолоджувач флегми; РВ - регулювальний вентиль

Характер зміни параметрів пари верхнього продукту для даної схеми представлений в Т,s - діаграмі на рисунку 7.5.

Рисунок 7.5 - Зображення процесів в Т, s - діаграмі для верхнього продукту

Відповідно до даних рисунків пара верхнього продукту зі станом 1в після колони потрапляє на всмоктування в компресор, на виході з якого вона характеризується станом 2. У рибойлері пара після компресора охолоджується і конденсується до кінцевого стану 3. За рахунок теплоти у процесі 2 - 3 в іншій порожнині рибойлера кипить кубова рідина нижнього продукту при температурі Т_Н(процес 1Н - 2Н). Різниця температури конденсації верхнього продукту і Т_Н позначена величиною .

Для виключення процесів утворення пари самоскипання при дроселюванні рідкого верхнього продукту необхідно знизити температуру конденсату до рівня стану 4. Процес охолодження 3 - 4 реалізується в теплообміннику, який називається переохолоджувачем флегми, у якому через порожнину холодоносія циркулює охолоджуюче середовище із зміною свого стану від 1_х до 2_х.

Після дроселювання конденсату в регулюючому вентилі, процес 4 - 2в потік розділяється на флегму і дистилят.

З позиції теплонасосної термотрансформації у самій колоні відбувається перехід верхнього продукту зі стану у стан , тобто роль випарника теплового насоса виконує масообмінний вузол колони, а роль конденсатора - рибойлер, процес 2 - 3.

Таким чином, генерація пари нижнього продукту у рибойлері здійснюється шляхом термотрансформації теплоти пари верхнього продукту за рахунок механічної роботи, затрачуваної на привід компресора у вигляді потужності .

Для знаходження зв'язку між потужністю привода компресора і параметрами потоків колони розглянемо рівняння енергетичного балансу для системи у межах контуру «А» на рисунку 7.4

. (7.43)

Для розв'язання рівняння (7.43) стосовно індикаторної потужності компресора необхідно зробити підстановку на основі теплового балансу переохолоджувача флегми

. (7.44)

У рівнянні (7.44) не враховуються втрати тепла в навколишнє середовище від переохолоджувача флегми, зважаючи на їх включення в сумарну величину для всього ректифікаційного комплексу. Після підстановки і перетворень отримаємо

; (7.45)

для питомої індикаторної роботи компресора

. (7.46)

вираз (7.45) можна привести до вигляду

, (7.47)

де

. (7.48)

При використанні флегмового числа рівняння (7.48) спрощується:

. (7.48 а)

Рівняння (7.48) або (7.48 а) зв'язує режимні параметри ректифікаційної установки незалежно від способу генерації пари нижнього продукту: за базовим варіантом або із застосуванням рекомпресії.

Для визначення питомої роботи компресора за рівнянням (7.47) необхідно вибрати рівень температури у стані точки 3 і відповідно питомої ентальпії за умови підтримки мінімального значення різниці температур між потоками верхнього продукту і кубової рідини у рибойлері .

Після обчислення визначаємо питому ентальпію пари верхнього продукту на виході з компресора

. (7.49)

На базі теплового балансу рибойлера визначаємо масову витрату кубової рідини, яка у вигляді пари після рибойлера надходить у колону:

, (7.50)

або. (7.50 а)

Після визначення масової витрати кубової рідини потрібна перевірка цієї величини на її відповідність базовому значенню:

, (7.50 б)

де

. (7.50 в)

За наявності розбіжності необхідно змінювати параметри, які визначають питомі ентальпії в точках 3 і 2, що зводиться до вибору іншого значення тиску р₂.

Визначення режимних параметрів компресора проводиться за такими рівняннями:

- ефективна потужність на валу компресора

, (7.51)

де - механічний ККД компресора;

- споживана потужність привода компресора

, (7.52)

де - ККД передачі;

- ККД приводного двигуна;

- об'ємна продуктивність компресора за умов всмоктування

, (7.53)

де - густина пари верхнього продукту станом у точці ;

-тиск верхнього продукту на виході з компресора

, (7.54)

де - показник адіабати верхнього продукту;

- адіабатний ККД компресора.

Для розрахунку режимних параметрів переохолоджувача флегми використовуються такі рівняння:

- теплове навантаження

; (7.55)

- витрата охолоджуючого середовища

. (7.56)

Для ректифікаційних установок з подачею гріючої пари безпосередньо в колону необхідно виконати розрахунок рибойлера за величиною теплового навантаження

, (7.57)

де - масова витрата кубової рідини, яка у вигляді насиченої пари зі станом 2Н замінює подачу гріючої пари в колону.

За умови підтримки рівності для розрахунку маємо

,

де - масова витрата гріючої пари; яка у вигляді насиченої пари станом 2н замінює подачу гріючої пари у колону;

- питома ентальпія гріючої пари.

Наведена рівність масових витрат і питомих ентальпій забезпечує збереження рівності теплових потоків, які потрапляють до колони з парою нижнього продукту згідно рекомпресійною схемою з гріючою парою за базовою схемою.

У випадку, коли концентрація висококиплячого компонента в нижньому продукті істотно відрізняється від концентрації у гріючій парі, яка підводиться безпосередньо в колону, необхідно при розрахунках за схемою з рекомпресією пари верхнього продукту враховувати цю обставину при складанні матеріальних і теплових балансів.

7.4 Рекомпресія пари нижнього продукту

7.4.1 Схема з механічною рекомпресією

На відміну від рекомпресії пари верхнього продукту, рекомпресія пари нижнього продукту може бути реалізована більшим числом схемних рішень. Пояснюється це тим, що нижній продукт має більш високі термічні параметри, а головне може бути використаний процес змішування гріючої пари і нижнього продукту. На рисунку 7.6 наведена принципова схема ректифікаційної установки з рекомпресією пари нижнього продукту.

Рисунок 7.6 - Принципова схема ректифікаційної установки з механічною рекомпресією пари нижнього продукту:

РК - ректифікаційна колона; КМ - компресор; ДФ - дефлегматор; ТП - паровий теплообмінник; ТЖ - рідинний теплообмінник; РВ - регулювальний вентиль

За додаток до даної схеми на рисунку 7.7 показана зміна параметрів середовища нижнього продукту через пристрої, що дозволяють отримувати пару цього продукту без витрат на генерацію котельної пари.

Рисунок 7.7 - Зображення процесів в Т, s -діаграмі для середовища нижнього продукту

За даною схемою кубова рідина з термічними параметрами у стані 1_Н охолоджується в теплообміннику ТЖ до стану точки 2, а після дроселювання в регулюючому вентилі набуває стану 3. У дефлегматорі кубова рідина випаровується за рахунок теплоти конденсації верхнього продукту, який циркулює через іншу порожнину дефлегматора. Пара нижнього продукту, що утворюється, надходить на всмоктування у компресор (стан 4), де підвищується тиск пари до рівня його входу в колону з урахуванням гідравлічних опорів у теплообміннику ТП. Він необхідний для забезпечення термічних параметрів пари, яка потрапляє в колону (стан 2Н)_.

Переміщення кубової рідини і її пари по розглянутому колу циркуляції в ректифікаційній установці здійснюється за рахунок роботи компресора. Охолодження нижнього продукту в теплообмінниках ТЖ і ТП забезпечується шляхом подачі холодоносія або будь-якого середовища, яке виконує ці функції, наприклад, суміші, що розділяється, для її підігріву перед входом на ректифікацію.

Охолодження кубової рідини перед дроселюванням необхідне для забезпечення однофазного стану нижнього продукту перед входом у дефлегматор.

Теплонасосна термотрансформація за даною схемою полягає в перенесенні теплоти конденсації верхнього продукту на температурний рівень, який вимагається базовим режимом роботи установки за умовами надходження пари нижнього продукту в колону. Таким чином, роль випарника в еквівалентній теплонасосній схемі виконує дефлегматор, а конденсатора - паровий теплообмінник, колона і рідинний теплообмінник, що досить наочно ілюструє рисунок 7.8, із зображенням процесів в р, і - діаграмі.

Рисунок 7.8 - Питомі параметри циклу термотрансформації нижнього продукту

Наведені на даному рисунку питомі параметри описуються такими виразами:

- питоме теплове навантаження на дефлегматор з боку середовища нижнього продукту

. (7.58)

Стан у точках 3 і 4 повністю визначається на основі вибору мінімально-допустимого значення різниці температур фазового переходу між потоками в порожнинах дефлегматора :

,

де Т_В - температура конденсації верхнього продукту;

Т_О - температура кипіння нижнього продукту у дефлегматорі;

- питома індикаторна робота компресора

. (7.59)

Для вибраного значення тиску, який відповідає температурі кипіння Т₀ величина визначається за рівнянням

, (7.60)

де - показник адіабати середовища нижнього продукту;

R_H - газова постійна середовища нижнього продукту;

- адіабатний ККД компресора;

- тиск нагнітання компресора;

- тиск пари нижнього продукту на вході в колону;

- газодинамічний опір парового теплообмінника.

На основі рівнянь (7.60) і (7.59) обчислюється стан пари нижнього продукту у точці 5;

- питоме теплове навантаження на паровий теплообмінник з боку середовища нижнього продукту;

; (7.61)

- питоме теплове навантаження на рідинний теплообмінник (з урахуванням )

. (7.62)

- питома теплота конденсації нижнього продукту у колоні

(7.63)

Якщо при рекомпресії на верхньому продукті створення теплового потоку у рибойлері, необхідного для генерації пари нижнього продукту варіюється, за рахунок зміни тиску нагнітання, то для варіанта з рекомпресією нижнього продукту вказаний тиск є фіксованою величиною р_Н і в цьому випадку вимагається підстроювати тиск всмоктування р₀.

Масова витрата потоку кубової рідини знаходиться за рівнянням

(7.64)

Величина повинна бути скоригована згідно з рівнянням (7.50 б) і (7.50 в) на відповідність базовому варіанту установки. Коригування виконується шляхом зміни тиску у випарній порожнині дефлегматора р₀.

Повні теплові навантаження для теплообмінних апаратів будуть:

- дефлегматора за середовищем нижнього продукту

; (7.65)

- парового теплообмінника

; (7.66)
...