Разделение мембранное коэффициенты

Анализ влияния газоразделительных свойств мембран на параметры процесса разделения представлен на рис. 8.36, 8.37 ЦП]. Из рисунков видно, что с увеличением коэффициента деления потока 0 растет степень извлечения гелия из газов, но одновременно падает его концентрация в пермеате. Для достижения 85%-й степени извлечения гелия (ф = 0,85 является параметром криогенного процесса получения гелия) и высокой степени обогащения необходимо применять мембраны с фактором разделения а ЗО. Однако результаты расчетов [112, ПЗ] показали, что увеличение фактора разделения мембран выще 50—100 не приводит к значительному росту концентрации гелия в пермеате табл. 8.23. Как видно из таблицы, при выборе мембран для извлечения гелия, кроме селективности, важным параметром является и проницаемость. Так, при увеличении фактора разделения в 100 раз степень обогащения возрастает только в 5 раз, в то время как поверхность мембран увеличивается в 8000 раз (при одинаковой степени извлечения гелия). [c.325]

Сама первоначальная теория Доннана в приложении к двум растворам, разделенным мембраной (один из которых содержит коллоидальные электролиты и находится под повышенным осмотическим давлением П), практически совершенно строга термодинамически. Однако перенесение ее на смолу сопровождается введением ряда сомнительных нетермодинамических допущений. Представление химической свободной энергии и давления в качестве отдельных слагаемых, проведенное Доннаном, не вызывает возражений, поскольку небольшое гидростатическое давление П не оказывает заметного влияния на межионные силы. Однако приложение модели Доннана к смолам включает соответствующее предположение о том, что энергия набухания (благодаря растяжению полимерной сетки) зависит только от общего объема смолы, тогда как слагаемое химической свободной энергии полностью определяется номинальной моляльностью ионов. Хотя это и весьма разумное предположение (подтвержденное рядом экспериментальных данных см. раздел III, 3), легко можно представить себе возможные исключения, когда перекрестными членами пренебречь нельзя. Кроме того, чтобы получить практически удобное выражение, необходимо принять, что ионы несжимаемы — предположение в общем допустимое, но способное привести к значительным ошибкам при высоких давлениях и очень большом различии ионов по сжимаемости. (Недавно Холм [57] приступил к детальной разработке точной теории обменных равновесий на основе доннановской модели, однако выигрыш в строгости в значительной степени обесценивается необходимостью введения специально определенных коэффициентов активности. Для практических целей приходится [c.134]

Таким образом, для полиолефиновых мембран коэффициент разделения двойных смесей углеводородов при изменении температуры и давления паров, отводимых от мембраны, зависит от соотношения теплот испарения и коэффициентов диффузии компонентов смеси. Выводы, сделанные применительно к идеальным смесям, справедливы и для неидеальных смесей. Однако коэффициенты отклонения от аддитивности компонентов смеси остаются неизменными только в некотором интервале давлений в данных примерах — от 3,33 кН/м (25 мм рт. ст.) до 60 кН/м (450 мм рт. ст.), а затем начинают изменяться. [c.170]

Здесь ф — разность потенциалов между двумя растворами, разделенными мембраной и содержащими два катиона А и В йвз и йдз — подвижность комплексных частиц и йдз — коэффициенты распределения комплексов между двумя фазами /Свз и /Сд5 — константы образования комплексов катионов А и В с нейтральной молекулой МАК (5). [c.78]

Выше рассмотрены выражения для разделения чистых газов (однокомпонентных). Для смесей газов, какой является воздух, процесс разделения означает, что отношение концентраций кислорода к азоту на стороне просачивания больше, чем на стороне подачи. Поэтому помимо коэффициентов проницаемости для характеристики газоразделения вводится фактор разделения (коэффициент селективности), характери-зуюш,ий отношение скоростей проницания кислорода и азота через мембрану. Коэффициент селективности кислорода по отношению к азоту [c.53]

Если сравниваются коэффициенты проницаемости чистых газов Л и А°], то относительную величину а г - называют идеальным фактором разделения мембраны. В общем случае и различны, так как процессы проницания отдельных компонентов смеси через мембрану взаимозависимы. Скорость проницания отдельных компонентов через мембрану зависит от общего [c.12]

Рассмотрим влияние степени сопряжения на селективность мембранного разделения смеси. Ограничившись допущением о векторно-скалярном сопряжении процессов проницания каждого компонента, примем потоки их в мембране взаимно независимыми. Тогда эффективность разделения определится отношением потоков, которое с учетом коэффициентов ускорения можно представить в виде [c.24]

Для диоксида углерода при той же температуре 0°С наблюдается вторая сингулярная точка — минимум проницаемости в области, близкой к насыщению [3]. Следует отметить, что для СО2 указанные параметры состояния довольно близки к критическим. Для низкомолекулярных соединений (Нг, Не, Аг, N2, О2, СН4), критические температуры которых заметно ниже температуры разделения, проницаемость непрерывно возрастает с повышением давления в порах мембран [3]. Экспериментальный материал по проницаемости пористых мембран различной структуры достаточно ограничен, однако имеется обширная информация по массопроводности пористых тел при сушке и адсорбции [9, 14], при этом обнаруживаются подобные закономерности изменения кинетических коэффициентов. [c.58]

Проницаемость непористых полимерных мембран зависит от растворимости и диффузии компонентов разделяемой газовой смеси в матрице мембраны. Найдем соотношения, связывающие коэффициент проницаемости и фактор разделения с константой растворимости и коэффициентом диффузии. [c.83]

Проницаемость и селективность металлических мембран оценивают подобно другим непористым материалам, коэффициентом проницаемости и фактором разделения [c.117]

Результаты расчетов мембранных многоступенчатых установок с рециркуляцией (идеальные каскады) для разделения бинарной смеси (воздух) приведены в табл. 6.1 [3]. В качестве мембраны использовали силоксановую пленку толщиной б = = 10 м коэффициенты газопроницаемости кислорода и азота через мембрану соответственно равны Лоз = 113,8-10 моль- м/(м -с-Па) и ЛN2 =51,9-10- 5 моль-м/(м2-с-Па). Давления в напорных и дренажном каналах мембранных модулей поддерживали равными Р1=0,6 МПа, Рг = 0,1 МПа. Цель процесса — получение 1 м /с обогащенного до 91—92% (об.) О2 газового потока, поэтому установка представляет собой только укрепляющую часть каскада. [c.209]

Влияние коэффициента деления потока на параметры установки. Следует отметить (это было показано выше), что важную роль для расчета мембранных модулей и установок (особенно многоступенчатых каскадных) играет коэффициент деления потока мембранной ступени разделения 0/. [c.213]

Расчет процесса разделения многокомпонентной газовой смеси в мембранной колонне с ДММ обычно проводят при заданных потоке питания и концентрации исходной смеси qf и уц коэффициентах деления потоков 01, 02, 03 и 04 [c.225]

Анализ соотношений для эксергетического к. п. д. и приведенных массообменных характеристик показывает, что эти величины оказываются функцией отношения (а не разности) давлений в напорном и дренажном каналах. Однако масштабный поток, согласно (7.59), непосредственно зависит именно от разности давлений (Р —Р"), коэффициента проницаемости и толщины диффузионного слоя мембраны. Следовательно, производительность мембранного модуля также окажется функцией этих характеристик мембраны и технологического режима. Повышение разности давлений при сохранении оптимального их отношения (е е ) позволит интенсифицировать мембранное разделение при сохранении максимума энергетической эффективности. Разумеется, этот путь интенсификации ограничен возрастающим негативным влиянием внешнедиффузионного сопротивления массообмену (см. гл. 4). Далее будет дана оценка потерь эксергии в результате этого влияния. [c.248]

Таким образом, при известных характеристиках мембраны и заданном давлении и Рр можно подбором состава исходной смеси добиться оптимальных энергетических характеристик мембранного процесса в модуле. Такая возможность направленного изменения состава Xf- Xf ) появляется в схемах мембранных ступеней разделения с рециклом проникшего или сбросного потоков, при этом условие т]мд(л )->тах следует учесть при выборе коэффициента рециркуляции. [c.263]

Отработку параметров этого процесса проводили при температуре 673 К и давлении в напорном канале 2666 Па, а под мембраной создавали разряжение вакуум-насосом. Фактор разделения а°н2/02 для палладиевой мембраны, вычисленный из соотношения коэффициентов проницаемостей чистых газов, оказался равным 1,61. Однако значение фактора разделения, определенное при работе со смесью изотопов (Нг и Вг) как [c.317]

Таблица 8.25. Коэффициенты проницаемости Л, проницаемость Q и фактор разделения а полимерных мембран для диоксида серы и сопутствующих газов

Степень разделения газовых смесей с помощью мембран определяется, в первую очередь, значением фактора разделения — соотношением коэффициентов проницаемости компонентов газовой смеси через данную мембрану. Разумеется, достижения в области синтеза полимерных материалов и композиций позволяют надеяться на создание новых поколений высокоселективных и одновременно высоконроизводительных мембран. Однако существующие промышленные мембраны, используемые для разделения газовых смесей, обладают зачастую недостаточ- [c.214]

При последовательном соединении (рис, 8,32) двух модулей с мембранами нз оилико1нового каучука можно, поддерживая малое значение коэффициента деления потока в первом модуле и большое во втором, достичь высокого фактора разделения. Еще большее значение а можно получить при параллельном расположении в одной ступени двух модулей с мембранами, имеющими противоположные дел1ительные свойства (рис, 8,33). Сравнение факторов разделения мембранной ступени с различным со- [c.320]

Рис. 8.36. Зависимость степени извлечения гелия Ф=г/р0/л// и степени обогащения п=Ур1у1 от коэффициента деления потока Ь = и фактора разделения мембран а

Ряд авторов определяли числа переноса ионов через ионитовые мембраны с помощью радиоактивных индикаторов. Хельфферих, а затем Шлёгль [29] измеряли коэффициент самодиффузии для и Вг 2 в мембране. Зная коэффициент самодиффузии, можно по уравнению Эйнштейна 0+ = — и + НТ, где 0+—коэффициент самодиффузии, и+ — подвижность катиона) вычислить подвижность ионов. Коэффициент самодиффузии определялся в двухкамерной ячейке, разделенной мембраной, по одну сторону которой находился активный, а по другую сторону — неактивный растворы одинаковой концентрации. Растворы в обеих камерах перемешивались, и после установления стационарного режима измерялась интенсивность излучения раствора с неактивной стороны. Интенсивность излучения линейно возрастала со временем. Мире и Юссинг [47] определяли коэффициент самодиффузии подобным же методом. [c.73]

В табл. 2.3 в качестве примера приведены значения коэффициента проницаемости и фактора разделения для пористой мембраны ( Кис1ероге ) с эффективным диаметром пор <( п>=0,03 мкм [20]. Селективностью процесса разделения в пористых мембранах можно управлять не только изменением поровой структуры и режимных параметров процесса Р и Т. В работе [21] исследована проницаемость селективность пористых стекол с модифицированной поверхностью пор. Изменение состояния поверхности проводили этерификацией силанольных групп спиртами (метанолом, этанолом и 1-пропанолом) [c.67]

Модификация поверхности приводила к различному изменению константы Генри и коэффициента поверхностной диффузии для полярных и неполярных газов, в результате существенно изменялась проницаемость и фактор разделения. На рис. 2.9 показан характер изменения коэффициента проницаемости диоксида углерода, пропана, дифторхлорметана СНС1Рг (Н-22)) и 1,2-дихлортетрафторэтана С2С1гр4 (К-114) при полной модифшсации поверхности пористого стекла спиртами (п = = 1—3). Исходное состояние поверхности пористой мембраны (п = 0) принято считать гидрофильным. Селективность процесса извлечения СО2 и СзНе из смеси с фреонами существенно улучшается в мембранах с модифицированной поверхностью. [c.67]

Таким образом, система одномерных дифференциальных уравнений (4.73), дополненная граничным условием и обобщенными уравнениями для расчета массопереноса внутри мембраны Л,=Л (Г, Р, r) и массообмена в напорном канале Sh = = Sho4 (Rev, Gz, Ra ), образует математическую модель процесса разделения. Обычно заданы состав питающей смеси i = m(x = 0), необходимый состав проникшего потока Ср на выходе из мембранного модуля, коэффициент или степень извлечения целевого компонента. В зависимости от цели расчета определяется производительность по целевому компоненту или необходимая площадь поверхности мембраны. Давление, температура и скорость газа в входном сечении напорного канала II давление в дренажном канале являются параметрами, значение которых можно варьировать для поиска оптимального решения. Подробнее эти вопросы будут освещены далее в главе V, здесь же ограничимся только схемой расчета массообмена в отдельном мембранном элементе, полагая параметры исходной смеси и давление в дренаже известными. [c.153]

Рис. 4.27 дает представление о характере изменения коэффициента извлечения /Си с ростом давления в напорном канале, при этом имеется возможность сравнить процессы при одностороннем и двустороннем проницании, при вынужденном и смешанноконвективном движении газа с моделью идеального вытеснения (кривая 1). Видно, что внешнедиффузионное сопротивление резко снижает массообменную эффективность мембранного разделения, причем наблюдается максимум зависимости К = Р ). Положение максимума смещается в сторону больших давлений при интенсификации процесса массообмена в результате свободной конвекции, а также при двустороннем расположении мембраны в канале. С ростом коэффициента деления 0 смещение максимума зависимости Ka f Pf) имеет более сложный характер при увеличении 0 от О до 0,5 оптимум смещается в сторону более низких давлений — это область нарастания внешнедиффузионных сопротивлений (см. рис. 4.26). Далее, с ростом 0, оптимальное значение давления Р смещается в сторону больших значений — здесь влияние массообмена в газовой фазе падает вследствие истощения смеси. В гл. 7 дан анализ влияния массообменных процессов в каналах на энергетику мембранного разделения газов, который, позволит дать рекомендации по выбору оптимального давления в аппаратах. [c.156]

Если концентрации и давления в напорном и дренажном каналах практически постоянны (рис. 5.2), на практике такой вариант реализуется при небольших значениях коэффициента деления потока (отношение мольных расходов пермеата и исходного потока), невысоких значениях селективности к целевому компоненту, для каналов, в которых длина и ширина соразмерны, причем длина невелика [1, 2]. Например, при разделении воздуха с получением в качестве целевого продукта обогащенного кислородом потока на модулях с плоскопарал яельными и иногда — с рулонными мембранными элементами при разделении изотопов водорода, радиоактивных газов и т.д. [c.160]

Данный вариант расчета проводят в случае, когда велики скорость потока, соотношение длины и ширины напорного канала, фактор разделения мембраны и коэффициент деления потока 6. Проникший через мембрану поток отводится с помощью вакуум-насоса, значение Рг = Р21Р мало [1, 2]. При этом перенос в напорном и дренажном каналах осуществляется преимущественно конвекцией (рис. 5.3). Пример такого процесса — получение обогащенного азотом потока из воздуха. [c.161]

Влияние способа организации потоков в напорном и дренажном каналах мембранного модуля многими исследователями изучалось на примере разделения воздуха [5—7]. Так, проведен [5] расчет процесса разделения воздуха ( 1 м /с) на мембране толщиной 25 мкм, коэффициент проницаемости которой по кислороду принят равным 169-10 моль-м/(м -с-Па). В расчетах коэффициент проницаемости азота через мембрану изменяли таким образом, чтобы идеальный фактор разделения составлял 2, 5 и 10. Величина Рг=Р21Р составляла 0,2, причем Рг и Р принимали равными соответственно 0,1 и 0,5 МПа. Результаты расчетов представлены на рис. 5.7 и 5.8. Как и следовало ожидать, наиболее полное разделение газовой смеси можно получить, применяя противоточную схему [c.170]

Л. Н. Чекалов с сотр. [16] проанализировали влияние организации потоков в модуле плоскопараллельного типа на эффективность разделения. Они оценили влияние параметра С = = ехр(—18о/гО) при разделении воздуха с помощью модуля на основе асимметричной мембраны из поливинилтриметилсилана (ПВТМС) и пористой подложки из поливинилхлорида (ми-пласт) при перепаде давлений на мембране Ар 0,1 МПа. Коэффициент диффузии в пористом слое в первом приближении принимали равным коэффициенту молекулярной диффузии [c.182]

При отклонениях втп от 0 коэффициенты деления потока на последующих ступенях быстро сходятся к 0 с увеличением номера ступени и, как правило, уже к 4-й или 5-й ступени каскада 0, = 0 [2] (см. табл. 6.1). Авторы [22] провели исследование каскадов с исчерпывающей частью при разделении трехкомпонентной смеси СО2—О2—СО состава г/со2=0,85 уо = 0,05, г/со = 0,10. Проницаемость компонентов смеси через мембрану составляла Асоа =77,0 10- Ло2 = 16,2-10- , Лсо = 7,1- 10 нм -м/(м2-с-Па). Результаты расчетов, проведенных от ступени питания к последней, с произвольно выбранным значе- [c.213]

При анализе следует учесть, что коэффициент ускорения Фг является сильной функцией движущей силы гХу/Аг, поэтому изменение состава разделяемой смеси и отношения давлений е резко меняет а и Л, следовательно и все прочие характеристики разделения. Напомним, что результаты анализа проницания, представленные на рис. 7.6—7.9, получены при условии а12 = соп51 и Л1 = С0 П51 и поэтому непригодны для сопряженного мембранного процесса. Можно лишь утверждать, что увеличение степени сопряжения диффузии -го компонента с химической реакцией (Ф/>Ф,) будет всегда приводить к росту фактора разделения а,, и эксергетического к. п. д. т пр, причем этот эффект наиболее заметен при малых значениях 1X1 Ат, т. е. при и 1. При Ф,>Ф/ и а,7>1 область значений х , [c.249]

В табл. 7.1 приведены результаты расчета величин т] д, —АЕмл, Лпр/—А нд, нк/—А мд и Лдр/—Д мд для процесса разделения смеси СОг—N2 в плоскокамерном модуле с мембраной из поливинилтриметилсилана [асо2ЛМ2= 13,3 и Лсо2бт" = 5,55- 10 м (м -с-МПа) ]. Расчет массообменных характеристик процесса выполнен по схеме, изложенной в гл. 4. При этом допускалось, что газовые смеси идеальны, селективность и коэффициенты проницаемости мембран постоянны, в дренажном канале давление газа неизменно и равно Р" = Рр = Ро=0,1 МПа, потери эксергии на трение и внешнедиффузионное сопротивление массообмену учитывались только в напорном канале. [c.261]

Влияние внешнедиффузионного сопротивления на массообменную и энергетическую эффективность процесса разделения смеси СО2—N2 в плоскокамерном модуле с мембраной из поливинилтриметилсилана исследовано в работе [9]. Результаты расчета коэффициента извлечения /Си = 0г/р/х/ как функции давления в напорном канале были представлены и обсуждались в разд. 4.4 (см. рис. 4.27). [c.265]

На рис. 7.16 дана зависимость WlWmm от давления Pf при фиксированной длине мембранного элемента прочие условия процесса разделения идентичны указанным в разд. 4.4 при анализе массообменной эффективности. На рис. 7.17 показано, как связаны между собой коэффициент извлечения целевого компонента Kn = QyplXi и удельные затраты эксергии (работы) на моль проникшего потока [c.266]

Так как молекулярные массы изотопов гексафторида урана близки, то величина идеального коэффициента разделения а = = (352/349) = 1,008. Поэтому для получения обогащенного урана-235 обязательно применение многоступенчатой каскадной установк и, состоящей из нескольких тысяч ячеек на основе пористых трубчатых мембранных элементов. Поток исходной смеси подают на I ступень каскада, пермеат после I ступени —на следующую и т. д. Обогащенный до необходимой концентрации ураном-235 газ отводят с последней ступени каскада на дальнейшую переработку [35]. Ступень каскада представляет собой один или несколько параллельно соединенных мембраиных аппаратов между собой ступени соединены последовательно. [c.317]

Аналогичный расчет мембранного каскада для выделения криптона и ксенона из сбросных газов заводов переработки ядер-ното горючего показал, что для разделения 0,36 м ч смеси [Кг (1,02-10 мол. доли), Хе (4,07-10 мол. доли), Ог (0,21 мол. доли), остальное — N2] потребуется 26 рабочих ступеней, по 13 в исчерпывающей и укрепляющей части. Коэффициент деления потока 0 для исчерпывающей части — 0,385, для укрепляющей — 0,425. В результате разделения получают 0,0037, м /ч дистиллята (1,00-10 мол. доли Кг, 4,00-10 — Хе, 0,959 — О2, остальное— N2) и 0,3563 м ч кубового остатка (9,35-10 мол. доли Кг, 4,28-10 2 — Хе, 0,203 — О2, остальное — N2). Степень очистки газов и уровень радиации таковы, что поток можно выводить в атмосферу. Общая длина полых волокон из оиликонового каучука в подобной установке составляет 508 392 м. [c.319]

Предложено и испытано [110] оригинальное решение —применять для извлечения газов из бедных отечественных месторождений [0,02—0,06% (об.) Не] мембраны, более проницаемые по метану, чем по гелию. Так, для силара характерно резкое уменьшение коэффициента проницаемости по гелию и фактора разделения Не/СН4 при парциальных давлениях гелия 4000— 1000 Па [Л соответствеиио до 12-10 и 0,124 моль-м/(м - с-Па)]. Расчеты показали, что за счет высокого парциального давления метана в разделяемом газе поверхность мембран из силара (для одной и той же нагрузки по газу) на два порядка меньше, чем для мембраны из ПВТМС. При применении силара выше степень обогащения потока гелием, кроме того, можно иоключить из процесса стадию компримирования исходного газа и гелиевого концентрата, подаваемого на установку низкотемпературной ректификации. [c.324]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология