ПОИСК Статьи Рисунки Таблицы Работа теплообменника дестилляции из "Дистилляция в производстве соды" Рациональная конструкция и правильный режим работы теплообменника должны обеспечить полную отгонку СОз из фильтровой жидкости при минимальном расходе пара. Нормальные технологические показатели теплообменника зависят от режима давления и были рассмотрены выше (гл. Н). [c.228] Некоторые показатели, характеризующие работу теплообменников различных конструкций, приведены в табл. 53. Они соответствуют анализам жидкостей и другим данным из табл. 17 и 18 (столбцы V, VI, УН). [c.228] Анализ балансов показывает, что из 1115 /сг водяного пара, поступающего в аппарат, конденсируется 367 кг или 33%, одновременно испаряется 27 кг NHg и 167 кг СО . Теплоотдача от газа к жидкости составляет 206,4 тыс. ккал, из которых 99,9 тыс. ккал, или 48%, расходуются на разложение углекислых солей аммония, и отгонку NHg и Og, 103,2 тыс. ккал, или 50%, на нагрев жидкости и всего 2% на тепловые потери. [c.228] выходящий из теплообменника, не находится в физикохимическом равновесии с жидкостью в верхней части аппарата. Практически количество СО и NHj в газах, выходящих из теплообменника, равно количеству их в жидкости, поступающей в аппарат, поскольку небольшими потерями СО и NHg можно пренебречь. Количество водяных паров в газах, выходящих из теплообменника, равно общему количеству пара, поданного в дестиллер и смеситель, за вычетом сконденсировавшегося пара, израсходованного на нагрев жидкости, разложение углекислых соединений аммония, отгонку NHg и СОд. Таким образом, состав газов, выходящих из теплообменника, полностью определяется материальным и тепловым балансами аппарата. Фактически газ, выходящий из теплообменника, всегда богаче NHg и беднее СО , чем если бы он находился в равновесии с входящей жидкостью. [c.230] Массообмен между газом и жидкостью в теплообменнике npo-s исходит следующим образом. [c.231] Фактическая упругость паров NHg в газе, выходящем из теплообменника ( 300 мм рт. ст.), значительно выше равновесной упругости паров NHg над жидкостью, поступающей в аппарат ( 100 мм рт. ст.). По этой причине в верхней части теплообменника имеет место не дестилляция, а, наоборот, абсорбция NHg, вновь отгоняемого в нижней части. Прямой титр жидкости в средней части теплообменника доходит до 60—75 н. д., т. е. увеличивается в 2—3 раза по сравнению с прямым титром жидкости, поступающей в аппарат. Концентрация NHg в газе в этом сечении аппарата также достигает своего максимума. [c.231] Фактическая упругость СО в газе, выходящем из теплообменника ( 50 мм рт. ст.), значительно ниже равновесной упругости Og над жидкостью, поступающей в аппарат ( 250 мм рт. ст.). Эта разница является движущей силой процесса дестилляции СОа, концентрация которой в жидкости непрерывно убывает по мере движения последней вниз по высоте аппарата. [c.232] Полнота отгонки СОо в теплообменнике зависит от температуры и прямого титра жидкости в нижней части аппарата. [c.232] Эта зависимость изображена графически на рис. 111 в виде серии кривых, построенных по данным табл. 4 и 5. Точки изображают практические значения температуры и давления в нижней части теплообменника для различных содовых заводов. [c.232] Почти на всех заводах весовой процент водяных паров в газах колеблется в узких пределах 35—45% для верхней части и 20— 30% для нижней части аппарата. Таким образом, температура газа зависит, в основном, от давления, поддерживаемого в тепло- обменнике. [c.232] Если принять условно равновесную упругость СО2 в нижней части теплообменника равной 10 мм рт. ст., то, воспользовавшись кривыми рис. 15—18, можно рассчитать потери СО2 с жидкостью теплообменника в зависимости от состава и температуры пара, поступающего в аппарат (табл. 56). [c.233] Потери СО2 с жидкостью, выходящей из теплообменника, резко падают с ростом давления и температуры, так как при переходе за 90° быстро повышается упругость Og вследствие интенсивного разложения карбонатов аммония. Снижение прямого титра жидкости, выходящей из теплообменника, улучшает отгонку СО2. Однако оно требует соответствующего уменьшения содержания NHg в парах, поступающих в теплообменник, т. е. может быть достигнуто лишь ценой увеличения расхода пара на дестилляцию, что явно нецелесообразно. [c.234] Как было показано выше, состав выходящих газов определяется материальным балансом аппарата, а не условиями равновесия с составом жидкости, поступающей в теплообменник наоборот, состав жидкости в средней и нижней части аппарата устанавливается в равновесном соответствии с составом газов, проходящих через аппарат. Отсюда ясна необоснованность предложений по улучшению работы теплообменника путем изменения места ввода жидкости, поступающей из конденсатора [55]. [c.234] Показатели работы скрубберного теплообменника зависят, в большой степени, от характеристики насадки. Выше (стр. 196) был приведен гидравлический расчет теплообменника с насадкой из кускового кокса. Аналогично можно установить характеристику работы теплообменника с насадкой другого типа или размера в тех же условиях работы. В табл. 57 показаны результаты расчета для скрубберного теплообменника диаметром 3,0 м. [c.234] Сравнивая различные типы насадок, мы видим, что деревянная насадка из реек толщиной 12,7 мм обладает отличными показателями — высокой удельной поверхностью, малым гидравлическим сопротивлением (критерий Ja) и высокой скоростью газа w в точке захлебывания. В связи с этим деревянная реечная насадка предпочтительна по сравнению с другими типами насадок. [c.234] Как известно, оптимальная скорость газа должна лежать недалеко от точки захлебывания, т. е. от той скорости газа, при которой происходит подвисание жидкости в скруббере. Эта скорость составляет (табл. 57) 8—10 м сек для деревянной решетки и 3—4 м сек для кокса с кусками размером 100—120 мм, т. е. она значительно выше корости газа, имеющей место на практике (1,8—2,1 м/сек). [c.234] При такой скорости газа теплообменник с дерейянной насадкой диаметром 3,0 м должен иметь производительность свыше 1500 т соды в сутки. [c.234] Вернуться к основной статье