Теоретические основы химической технологии, 2023, T. 57, № 1, стр. 22-37

ВВЕДЕНИЕ

Ацетон и метанол находят широкое применение в химической промышленности в качестве растворителей [1]. В бинарной системе ацетон-метанол имеется азеотроп с минимумом температуры кипения при содержании ацетона, равном 86.3 мас. %. Для разделения данной смеси требуется применение специальных методов ректификации, основанных на принципе перераспределения полей концентраций между областями разделения [2]. Одним из таких методов является экстрактивная ректификация (ЭР) с водой в качестве разделяющего агента (РА) [1, 3], схема процесса представлена на рис. 1.

Ректификация – один из основных процессов разделения смесей в химической промышленности. Несмотря на ряд преимуществ перед другими методами разделения, ректификация имеет такие недостатки, как высокие капитальные затраты и большие эксплуатационные расходы из-за низкого КПД.

Тепловые насосы (ТН), позволяющие использовать низкопотенциальную тепловую энергию паров верха колонны, относятся к современным способам снижения энергопотребления. Существует несколько типов ТН, применимых в ректификации [4, 5]. В работе [6] показано, что наиболее целесообразно использовать механический (компрессорный) тепловой насос открытого типа (direct mechanical vapor recompression, MVR).

Авторами [7] исследована эффективность применения механических тепловых насосов в процессе экстрактивной ректификации смеси ацетон–метанол. Снижение энергозатрат при использовании варианта с рекомпрессией пара составляет 40% в сравнении с традиционной схемой. В работе [8] определена эффективность применения ТН различного типа в ЭР смеси изобутиловый спирт–изобутилацетат с н-бутилпропионатом в качестве РА. Снижение энергопотребления за счет использования схемы с внешним тепловым насосом открытого типа составляет 39.6%, с внутренним – 44%.

Несмотря на активные исследования в области применения тепловых насосов в процессах ректификации, на данный момент имеется недостаточно информации о зависимости эффективности применения ТН от состава исходной смеси.

Цель данной работы – изучить влияние состава потока питания на эффективность применения тепловых насосов в двухколонной схеме экстрактивной ректификации смеси ацетон–метанол с водой в качестве разделяющего агента.

ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ

Для двухколонной схемы ЭР нами рассмотрены 4 варианта организации контура теплового насоса открытого типа (рис. 2), при которых сжатый паровой поток

1. верха колонны экстрактивной ректификации (ЭК) обогревает

а. куб этой же колонны (ЭК-ЭК),

б. куб колонны регенерации КР (ЭК-КР);

2. верха колонны регенерации (КР) направляется на обогрев

в. куба этой же колонны (КР-КР),

г. куба колонны ЭР (КР-ЭК).

Для моделирования парожидкостного равновесия (ПЖР) разделяемой смеси в программном комплексе Aspen Plus V10 выбрана модель NRTL-RK с применением корреляции Антуана для описания зависимости давления насыщенных паров чистых компонентов от температуры. Параметры уравнения NRTL-RK взяты из базы данных Aspen Plus (табл. 1), коэффициенты корреляции Антуана (табл. 2) из работы [9]. Сравнение с экспериментальными [10–12] данными показало, что средние про трем бинарным составляющим относительные ошибки описания состава паровой фазы и температуры кипения равны 1.07 и 0.48%, соответственно.

С помощью подсистемы термодинамического моделирования программного комплекса Aspen Plus V10 были построены диаграммы состояний компонентов системы: ацетона и метанола.

Анализ хода линий постоянных энтропий на диаграммах показывает, что пары ацетона и метанола при сжатии от ${{P}_{{{\text{верх}}}}}$ = 101.3 кПа перегреваются. Следовательно, в кипятильник контура ТН (КК) будет поступать перегретый пар, что окажет влияние на расчет и оптимизацию теплообменника.

Известно, что мощность компрессора ${{W}_{{{\text{комп}}}}}$ (Вт) равна произведению массового расхода сжимаемого пара $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{комп}}}}~$ (кг/с) на изменение его удельной энтальпии $\Delta {{h}_{{AB}}}$ (удельной мощности ${{w}_{{{\text{уд}}}}}$, Дж кг^–1):

Удельное значение мощности компрессора ${{w}_{{{\text{уд}}}}}$ удобно использовать при анализе свойств сжимаемых паров.

В табл. 3 приведены расчетные данные по зависимости свойств паров ацетона и метанола от удельной мощности компрессора. Видно, что при заданном значении ${{w}_{{{\text{уд}}}}}$ сжатый пар метанола способен передать в кипятильнике значительно большее количество теплоты ${{q}_{{{\text{пар}}}}}$, чем пар ацетона, но для достижения требуемой температуры конденсации ${{t}_{{{\text{конд}}}}}$ паров метанола необходимо затратить и большую удельную мощность. Например, для достижения ${{t}_{{{\text{конд}}}}}$ = 115°С пара метанола необходима удельная мощность компрессора, равная 235.5 кДж кг^–1, пара ацетона – 115.2 кДж кг^–1.

Поскольку в кипятильник поступает перегретый пар, то в нем будет наблюдаться две зоны теплообмена, связанные с охлаждением пара и последующей конденсацией.

Исходя из того, что количество теплоты, которое рабочее тело способно сообщить кубу колонны, можно выразить как:

где ${{Q}_{{{\text{гор}}}}}$ – тепловая нагрузка стока тепла (Вт), $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{комп}}}}$ – массовый расход сжимаемого в компрессоре рабочего тела (кг/с), $\Delta {{h}_{{{\text{охл}}}}}$ – удельная теплота охлаждения перегретого пара (Дж кг^–1), ${{r}_{{{\text{пар}}}}}$ – удельная теплота конденсации пара (Дж кг^–1), ${{q}_{{{\text{пар}}}}}$ – полная удельная теплота рабочего тела (Дж кг^–1), сообщаемая стоку тепла,

а уравнение стационарной теплопередачи двухзонного кипятильника имеет вид:

где ${{Q}_{{{\text{КК}}}}}$ – тепловая нагрузка кипятильника-конденсатора (Вт), F – площадь теплообмена (м²), ${{\Delta }_{{{\text{ср}}}}}$ – средний температурный напор (К), k – коэффициент теплопередачи (Вт м^–2 К^–1), I – зона охлаждения перегретого пара, II – зона конденсации.

Получим:

Поскольку стоимость компрессора на порядок выше стоимости теплообменных устройств, а широко применяемые функции оценки капитальных затрат на установку компрессора [13] зависят от единственной переменной – ${{W}_{{{\text{комп}}}}}$, то площадь теплообмена F следует выбирать из соображений минимизации давления на выходе из компрессора ${{P}_{{{\text{комп}}}}}$. Иными словами, ${{P}_{{{\text{комп}}}}}$ необходимо выбирать таким образом, чтобы температура конденсации сжатого пара обеспечивала минимально достаточную движущую силу теплообмена в зоне конденсации ${{\Delta }_{{{\text{ср\;II}}}}}$. Это условие позволяет также корректно сравнивать схемы ректификации с ТН, отличающиеся конфигурацией и составом исходной смеси.

Поскольку поток пара верха колонны $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$:

где $RR$ – флегмовое число, ${{G}_{D}}$ – массовый расход дистиллята,

а

где $G_{{{\text{пар}}}}^{W}$ – поток пара, генерируемый кипятильником (кг/с), ${{G}_{W}}$ – поток кубового продукта (кг/с), VR – паровое число колонны, ${{r}_{W}}$ – удельная теплота парообразования кубового продукта (Дж кг^–1), то при замене горячего теплоносителя (например, греющего пара) на сжатый пар верха колонны можно предложить объединяющий свойства сжимаемого пара и общие для процесса ректификации параметры показатель $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}}$ – требуемое количество пара верха колонны для обеспечения ${{Q}_{{{\text{кип}}}}}$: где $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}}$ – требуемый поток пара (кг/с) для полной замены традиционного кипятильника колонны ${{Q}_{{{\text{кип}}}}}$ (Вт), ${{q}_{{{\text{пар}}}}}$ – полная удельная теплота сжимаемого пара (Дж кг^–1), сообщаемая кубу колонны в кипятильнике-конденсаторе (для КК с одной зоной теплообмена – зоной конденсации – ${{q}_{{{\text{пар}}}}}$ = ${{r}_{{{\text{пар}}}}}$).

Очевидно, что кроме равенства $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх\;}}}}$, может наблюдаться как недостаток, так и избыток парового потока верха колонны по отношению к потоку пара, требуемого для полного обогрева куба. В этих случаях потребуется либо установка дополнительного кипятильника, либо компрессии будет подвергаться только часть парового потока верха колонны.

Для оценки энергетических затрат в схемах с применением тепловых насосов в процессах ректификации часто применяется показатель приведенного энергопотребления ${{Q}_{{{\text{прив}}}}}$ (8), предложенный в [14].

где ${{W}_{{{\text{комп}}}}}$ – мощность компрессора, Q_кип – тепловая нагрузка кипятильника.

Коэффициент 3 при ${{W}_{{{\text{комп}}}}}$, отражает разницу в стоимости между электроэнергией и тепловой энергией и может корректироваться в зависимости от цен на энергоресурсы в конкретном регионе. Выражение (8) описывает только работу одного контура ТН и не учитывает затраты на хладагент.

Можно предложить более точное и универсальное выражение оценки приведенных энергетических затрат схем ректификации с ТН ${{Q}_{{{\text{прив\;}}{\kern 1pt} {\text{ТН}}}}}$, способное учитывать наличие в схеме нескольких ректификационных колонн (источников и стоков тепла) и дополнительных аппаратов (например, подогревателей пара, дополнительных кипятильников и конденсаторов), а также соотношение стоимостей энергоносителей.

где n и m – количество кипятильников и конденсаторов ректификационной схемы, соответственно, k – количество контуров ТН, $\mathop \sum \limits_k^n {{Q}_{{{\text{кип}}\,n}}}~$ и $\mathop \sum \limits_k^m {{Q}_{{{\text{конд\;}}\,m}}}~$ – суммарная тепловая нагрузка кипятильников и конденсаторов колонн вне контуров ТН, соответственно; ${{W}_{{{\text{комп}}}}}$ – мощность компрессора; ${{Q}_{{{\text{подогрев}}}}}$ – энергопотребление подогревателя пара верха колонны; ${{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.кип}}}}}$ – тепловая нагрузка дополнительного кипятильника; ${{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.конд}}}}}$ – количество тепла, отводимое дополнительным конденсатором; a и b – коэффициенты стоимости электроэнергии и оборотной воды (холодного теплоносителя), соответственно.

При применении k контуров ТН в ректификационной схеме с n кипятильниками и m конденсаторами слагаемые $\mathop \sum \limits_k^n {{Q}_{{{\text{кип}}\,n}}}{\text{\;}}$ и $b\mathop \sum \limits_k^m {{Q}_{{{\text{конд\;}}m}}}{\text{\;}}$ отражают энергопотребление традиционных, неохваченных контурами тепловых насосов кипятильников и конденсаторов. Слагаемое ${{Q}_{{{\text{подогрев}}}}}$ появляется в (9) при применении рабочих тел, сжатие которых приводит к образованию парожидкостной смеси на выходе из компрессора.

Коэффициенты a и b определяются как отношения стоимости единицы электроэнергии $E{{C}_{{{\text{эл}}}}}$ и оборотной воды $E{{C}_{{{\text{об}}{\text{.вода}}}}}$ к стоимости греющего пара $E{{C}_{{{\text{гр}}{\text{.\;пар}}{\text{.}}}}}$, соответственно.

Аналогично (9) запишем выражение для расчета приведенных энергетических затрат исходной ректификационной схемы (11) , которая будет преобразована в схему с ТН.

где $\mathop \sum \limits_{i = 1}^n {{Q}_{{{\text{кип\;}}{\kern 1pt} i}}}~$ и $\mathop \sum \limits_{j = 1}^m {{Q}_{{{\text{конд}}{\kern 1pt} ~j}}}~$ – суммы энергопотребления всех кипятильников и конденсаторов, соответственно.

Отсюда легко получить общее выражение, описывающее энергосбережение – снижение приведенных энергетических затрат, – в технологической схеме с ТН по сравнению с исходной схемой:

где $\mathop \sum \limits_1^k {{Q}_{{{\text{кип}}~k}}}$ и $\mathop \sum \limits_1^k {{Q}_{{{\text{конд\;}}k}}}$ – энергопотребление заменяемых тепловым насосом кипятильников и конденсаторов, соответственно.

Анализ (12) позволяет определить ряд критериев оптимальности ректификационных схем с ТН. Обозначим $H \equiv (a{{W}_{{{\text{комп}}}}} + {{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.кип}}}}} + $ $b{{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.конд}}}}})$. Ясно, что чем меньше значение $H\, \equiv \,(a{{W}_{{{\text{комп}}}}}\, + \,{{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.кип}}}}}\, + $ $ + \,\,\,b{{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.конд}}}}})$, тем выше эффективность, предлагаемого решения. При этом, учитывая различные варианты количества сжимаемого в ТН пара, можно получить:

где ${{r}_{{{{t}_{{{\text{верх}}}}}}}}$ – удельная теплота конденсации сжимаемого пара на выходе из колонны, ${{r}_{{{{t}_{{{\text{конд}}}}}}}}$ – удельная теплота конденсации сжимаемого пара в КК, ${{v}_{f}}$ – массовая доля пара после дросселирования до ${{P}_{{{\text{верх}}}}}$, ${{w}_{{{\text{уд}}}}}$ – удельная мощность компрессора на сжатие от ${{P}_{{{\text{верх}}}}}$ до ${{P}_{{{\text{комп}}}}}$.

При условии $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} > G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ требуются установка дополнительного кипятильника ${{Q}_{{{\text{кип}}{\text{.\;}}\,{\text{доп}}{\text{.}}}}}$. Очевидно, чем большее значение ${{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.кип}}}}}$ требуется, тем меньше экономия операционных затрат.

При избытке потока пара верха колонны ($G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}} > G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}.}},~\,{{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.кип}}}}} = 0$) требуется дополнительный конденсатор с нагрузкой ${{Q}_{{{\text{доп}}{\text{.конд}}}}}$, что также ведет к снижению ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$. Стоимость наиболее широко используемых хладагентов таких как оборотная вода или атмосферный воздух существенно ниже, чем греющего пара (коэффициент b < 1), из чего можно сделать вывод, что, при прочих равных условиях, схемы с байпасом пара энергоэффективнее схем с дополнительным кипятильником.

В случае $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ достигается наибольшее снижение эксплуатационных затрат, т.к. H минимально.

Запишем выражение (12) для варианта схемы с одним ТН при условии $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$:

Выражение (14) позволяет определить еще 2 условия, при которых достигаются высокие значения критерия ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$. Первое условие является следствием изменения коэффициента преобразования тепла и работы в термодинамическом цикле ($CO{{P}_{{{\text{ТН}}}}}$) [4] – чем больше нагрузка источника ${{Q}_{{{\text{конд}}}}}$ и стока ${{Q}_{{{\text{КК}}}}}$ тепла и чем меньше требуемая мощность компрессора ${{W}_{{{\text{комп}}}}}$, тем выше коэффициент преобразования и существеннее снижение приведенной нагрузки относительно традиционной схемы (выше эффективность). Второе условие относится к свойствам сжимаемого пара: большая удельная теплота конденсации при меньшей удельной мощности компрессора приводит к большему значению ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$.

РАСЧЕТНАЯ ЧАСТЬ

ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ

Основные зависимости, полученные в ходе исследования, представлены на рис.3. Результаты расчетов схем ЭР с ТН полностью согласуются с выражениями (12) и (13). Следствия из этих выражений положены в основу алгоритма предварительной оценки эффективности (дискриминации) вариантов схем ректификации с тепловыми насосами, который включает следующие этапы.

1. Оценка доступных источников Q_конд и стоков тепла Q_кип. Полученные данные для перекрестных контуров ТН (ЭК-КР и КР-ЭК) свидетельствуют о том, что максимум показателя эффективности – наибольшее снижение приведенных энергетических затрат S_Q и приведенных годовых затрат S_TAC – достигается при теплоинтеграции, которой соответствует равенство тепловой нагрузки заменяемого конденсатора Q_конд и заменяемого кипятильника Q_кип ректификационной колонны (рис. 3а, 3в). Это обусловлено отсутствием необходимости установки дополнительного кипятильника или увеличения количества отводимого тепла в дополнительном конденсаторе, влекущей за собой увеличение капитальных и эксплуатационных затрат.

При наличии нескольких вариантов Q_конд $ \approx $ Q_кип следует выбрать пару с наибольшей тепловой нагрузкой (наблюдается для всех вариантов конфигурации ТН на рис. 3а, 3в), т.к. источник тепла с большим потоком энтальпии способен заменить более энергоемкий кипятильник, и тем самым обеспечить наибольшее снижение эксплуатационных затрат относительно традиционной схемы.

Уже на текущем этапе по данным для 5 традиционных схем (табл. 4) из 20 исследуемых их конфигураций с ТН, исходя из условия maxQ_конд $ \approx $ maxQ_кип, можно определить наиболее эффективные как в целом (КР-КР при X_F = 20 мас. % ацетона), так и для каждого состава (рис. 3в) схемы с применением теплового насоса.

2. Оценка требуемого $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}}$ и располагаемого $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ потока пара.

Показатель требуемого потока пара $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}}$ (13) позволяет точно определить точку $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ (рис. 3б) или технологическую конфигурацию схемы с ТН: дополнительный кипятильник ($G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} > G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$) или байпас пара ($G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} < G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$).

Следствие из выражения (13) и полученные результаты (рис. 3в), наиболее наглядные на примере перекрестных конфигураций КР-ЭК и ЭК-КР, показывают, что схемы с байпасом пара в окрестности точки $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ эффективнее схем с дополнительным кипятильником.

Конфигурации КР-КР и КР-ЭК, в которых в качестве рабочего тела выступает пар метанола, при сопоставимых значениях нагрузок источников и стока тепла демонстрируют большее снижение приведенных энергетических и экономических годовых затрат (рис. 3в), чем схемы, в которых на обогрев КК направляется пар ацетона. Обусловлено это большей удельной теплотой конденсации паров метанола, и, как следствие, меньшими значениями $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}}$ (рис. 3б).

3. Расчет показателя ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$.

После первых двух шагов количество потенциальных вариантов схем с ТН, которые требуют расчетного сопоставления, значительно сокращается. Расчет показателя приведенного энергосбережения ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$ (12) делает возможным однозначное определение наиболее энергоэффективной схемы с ТН.

В двухколонной схеме ЭР в конфигурациях ЭК-ЭК и КР-КР тепловые нагрузки конденсаторов и кипятильников, которые заменяются ТН, изменяются симбатно (рис. 3а). Поскольку, эти параметры входят в критерий в сокращенной и полной его формах (в виде требуемых и располагаемых потоков пара), то и значение критерия следует за ними. Обратное наблюдается для перекрестных схем ЭК-КР и КР-ЭК, что приводит к экстремальным значениям ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$ в точке $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$.

Показатель ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$ не зависит от срока эксплуатации OT, при этом, как представлено на рис. 3в на примере значений S_TAC для сроков 20, 30 и 60 лет, показывает предел снижения годовых экономических затрат при сроках ОТ, стремящихся к бесконечности, что может служить основанием для сравнения конфигураций схем ректификации с ТН с различным набором аппаратов.

Важное значение результаты работы имеют для проектирования автоматических систем управления процессом ЭР с ТН. Графики (рис. 3б) могут служить иллюстрацией изменения параметров работы системы при возмущающем воздействии в виде колебания состава исходной смеси.

В схемах с перекрестной теплоинтеграцией (ЭК-КР и КР-ЭК) необходимо учитывать потенциальный диапазон изменений состава питания – переход через состояние $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ будет означать смену технологического оформления (байпас пара $ \leftrightarrow $ дополнительный кипятильник). Обеспечение работоспособности в нестационарном режиме таких схем возможно путем увеличения капитальных затрат на одновременную организацию двух конфигураций и/или усложнения АСУ или за счет удаления от точки состава исходной смеси, соответствующей точке $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}} = G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$. Последнее противоречит определенным выше условиям оптимальности.

Можно заключить, что с практической точки зрения перекрестные контуры ТН ограничено применимы. Схемы, в которых контур ТН охватывает одну колонну, более устойчивы к колебаниям состава потока питания, т.к. $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ и $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{треб}}}}$ изменяются симбатно.

Таким образом, предложенный критерий оценки энергосбережения схем ректификации с применением теплового насоса ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$ (12) характеризуется рядом преимуществ:

1. Учитывает многообразие дополнительных аппаратов и применим к различным схемам с ТН, т.к. ${{Q}_{{{\text{прив}}{\text{.}}\,{\text{ТН}}}}}$ можно выразить для любого количества источников и стоков тепла и объединяющих их тепловых насосов. Например, ${{S}_{{{{Q}_{{прив.}}}}}}$ применим для схем с частично связанными тепловыми и материальными потоками [17], в которых количество кипятильников не равно количеству конденсаторов. Также ${{S}_{{{{Q}_{{{\text{прив}}}}}}}}$ можно использовать для оценки эффективности внутренних ТН [8], используя вместо $G_{{{\text{пар}}}}^{{{\text{верх}}}}$ внутренний поток пара колонны.

2. Связывает закономерности процесса ректификации и свойства сжимаемых паров.

3. Дает возможность по справочным [18] и расчетным данным или по диаграммам состояний выполнить предварительную численную оценку энергоэффективности.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Рассмотрено применение тепловых насосов в экстрактивной ректификации смеси ацетон–метанол 5 составов исходной смеси, для каждого смоделированы и рассчитаны 4 конфигурации схем с ТН. Исследована зависимость эффективности применения технологии от состава исходной смеси. Показано влияние свойств сжимаемых паров на эффективность процесса.

Наибольшие значения энергосбережения и снижения приведенных экономических затрат относительно традиционной схемы на всем диапазоне составов исходной смеси демонстрирует конфигурация теплового насоса КР-КР, в которой сжатый паровой поток верха колонны регенерации обогревает куб этой же колонны.

Предложен показатель оценки энергосбережения, на основе которого сформулирован ряд критериев для оценки эффективности применения тепловых насосов в ректификации. Исходя из полученных результатов, предложен алгоритм предварительной дискриминации вариантов ректификационных схем с тепловыми насосами.

Работа выполнена при финансовой поддержке Российского фонда фундаментальных исследований (проект № 20-03-00314).

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ

АББРЕВИАТУРЫ

ИНДЕКСЫ