Теоретические основы химической технологии, 2020, T. 54, № 3, стр. 276-285

ВВЕДЕНИЕ

Ректификация является одним из основных промышленных процессов очистки и разделения смесей различной природы. Она характеризуется высокими удельными затратами энергии [1]. Низкий термодинамический коэффициент полезного действия этого процесса заставляет исследователей вести постоянный поиск путей уменьшения энергопотребления. В настоящее время основными направлениями совершенствования отдельных процессов и технологических схем являются: внутренняя [2] и внешняя теплоинтеграция [3], а также применение тепловых насосов [4, 5].

Экстрактивная ректификация (ЭР) – процесс, основанный на применении специального вещества, изменяющего (увеличивающего, обращающего) относительную летучесть компонентов исходной смеси, используется как метод разделения азеотропных смесей и смесей компонентов с относительной летучестью, близкой к 1. В промышленности она применяется для выделения бензола из фракций пиролиза и риформинга [6], а также бутадиена и изопрена из продуктов пиролиза, и дегидрирования С₄–С₅ фракций [7]. Несмотря на то, что ЭР в ряде случаев характеризуется существенно меньшим энергопотреблением, чем азеотропная ректификация [8, 9] и метод разделения, основанный на варьировании давления [10–12], снижение энергетических затрат на ее проведение является актуальной задачей вследствие многотоннажности технологий основного органического и нефтехимического синтеза, где она главным образом применяется [13].

Так же как и в обычной ректификации, при совершенствовании этого процесса используются вышеуказанные подходы. Существенным отличием является то, что если для обычной ректификации они, в части использования внешних тепловых насосов, уже широко распространены, и примером такой технологией является ректификация пропан-пропиленовой фракции, то для экстрактивной ректификации разработка только начинается [14].

В качестве объекта исследования выбраны технологические схемы экстрактивной ректификации азеотропной смеси изобутиловый спирт (ИБС)–изобутилацетат (ИБА) с диметилформамидом (ДМФА) в качестве экстрактивного агента (ЭА). Применение ДМФА для разделения этой смеси предложено авторами [15].

В качестве метода исследования используется математическое моделирование химико-технологических процессов, которое является мощным современным методом разработки новых и совершенствования традиционных технологий [16].

РАСЧЕТНАЯ ЧАСТЬ

Все расчеты проводили в программном комплексе Aspen Plus v.9. Для моделирования парожидкостного равновесия использовали модель UNIQUAC, параметры которой приведены в табл. 1. Использовали доступные в базе данных (БД) Aspen Plus параметры бинарного взаимодействия для системы ИБС–ИБА и данные [11] для систем ИБС–ЭА и ИБА–ЭА, поскольку в базе данных программного комплекса параметры для них отсутствуют. Следует отметить, что для системы ИБС–ИБА параметры модели UNIQUAC из базы данных Aspen Plus обеспечивают более точное описание парожидкостного равновесия (ПЖР). Средние относительные ошибки для каждой бинарной пары при описании параметрами из разных источников приведены в табл. 2. Так как принцип работы тепловых насосов подразумевает сжатие паров, для учета неидеальности паровой фазы было применено уравнение состояния Редлиха–Квонга.

Для разделения рассматриваемой смеси можно использовать традиционную схему экстрактивной ректификации с тяжелокипящим ЭА и схемы, использующие тепловые насосы открытого типа. Поскольку система экстрактивной ректификации бинарной смеси представляет собой двухколонный комплекс, то тепловые насосы могут быть применены как по отдельности для каждой из колонн, так и для обеих колоннах одновременно.

Для всех вариантов схем рассматривали разделение исходной смеси с концентрацией изобутилового спирта 41 мас. %, скоростью подачи – 1500 кг/ч, температурой 73°C, давлением – 26 кПа. Концентрацию ИБС и ИБА в продуктовых потоках поддерживали постоянной и равной 99.5 мас. %.

Для традиционного варианта организации экстрактивной ректификации (рис. 1) по алгоритму, предложенному в [17], были определены оптимальные рабочие параметры.

Давление вверху колонн было выбрано равным 20 кПа [15], рассматривались теоретические тарелки с перепадом давления на тарелке, равным 0.1013 кПа. Расчеты выполнялись в проектно-поверочном режиме с закрепленным качеством продуктовых потоков. В процессе оптимизации определяли общее число тарелок в обеих колоннах, тарелки подачи питания в экстрактивную колонну (ЭК) и колонну регенерации ЭА (РК), тарелку подачи экстрактивного агента в ЭК, количество потока ЭА и его температуру. Критерием оптимизации являлась суммарная тепловая нагрузка на кипятильники Q_sum. Для оптимизации использовали встроенные инструменты программного комплекса Aspen Plus, такие как NQ Curve, Sensitivity Analysis и SQP Optimization. В целом процедура оптимизации включала следующие этапы.

На первом этапе при помощи инструмента NQ Curve при закрепленном количестве потока разделяющего агента (S), равном [15] 3000 кг/ч, было определено общее число теоретических тарелок в колоннах – 64 и 35 в колоннах ЭК и РК соответственно.

Далее была исследована зависимость тепловых нагрузок на кипятильник и конденсатор и флегмового числа первой колонны от температуры разделяющего агента. Данные приведены в табл. 3.

Видно, что нагрузка на кипятильник колонны практически не зависит от температуры подачи ЭА. Поскольку большой паровой поток вверху колонны благоприятен для применения теплового насоса, то была выбрана температура подачи ЭА, равная 102°C. Такая температура позволяет также не осложнять систему установкой дополнительного теплообменника на линии рецикла разделяющего агента.

Затем были установлены пределы варьирования количества разделяющего агента. Для этого для ряда положений тарелок подачи питания N_F и агента N_S определено минимальное необходимое количество разделяющего агента, а также значений, при котором $Q_{{reb}}^{{{\text{ЭК}}}}$ достигает минимального значения. Результаты представлены в табл. 4.

Видно, что минимальный расход ЭА достаточно сильно зависит от N_F, таким образом, для оптимизации расхода ЭА при различных N_F имеет смысл установить различные границы варьирования. Для 12-й тарелки подачи агента были выбраны пределы от 2410 до 3100 кг/ч, для 13-й – от 2490 до 3070 кг/ч, для 14-й – от 2500 до 3080 кг/ч, для 15-й – от 2540 до 3110 кг/ч.

Далее для пределов варьирования расхода ЭА от 2500 до 3200 кг/ч проверено отсутствие влияния на оптимальное положение тарелки питания в РК. Результат проверки представлен в табл. 5.

При одновременном использовании инструментов Sensitivity Analysis и SQP Optimization было установлено оптимальное положение тарелок подачи питания и агента в ЭК и оптимальное количество потока разделяющего агента. При этом инструментом Sensitivity Analysis варьировались положения тарелок подачи питания и ЭА, а при помощи SQP для каждого положения подбирался оптимальный расход разделяющего агента, при котором суммарная нагрузка на кипятильники колонн Q_sum = $Q_{{reb}}^{{{\text{ЭК}}}}$ + $Q_{{reb}}^{{{\text{РК}}}}$ достигает минимального значения. Результаты представлены в табл. 6.

Итоговые рабочие параметры традиционной схемы экстрактивной ректификации представлены в табл. 7. Оптимальное количество подаваемого ЭА: 2541 кг/ч, температура ЭА: 102°C.

Авторы [18] предложили метод для предварительной оценки целесообразности применения тепловых насосов в ректификации на основе коэффициента эффективности C_ef:

где Q_reb – нагрузка на кипятильник колонны, A – термодинамическая работа, T_cond и T_reb – абсолютные температуры в конденсаторе и кипятильнике ректификационной колонны соответственно. По данным авторов [18], при значении C_ef > 10 применение тепловых насосов экономически целесообразно в большинстве случаев, при 10 > C_ef > 5 использование тепловых насосов оказывается целесообразным только при некоторых условиях, а при значении C_ef < 5 применение тепловых насосов нецелесообразно. Исходя из данных табл. 7, для экстрактивной колонны С_ef = 11.5, а для колонны регенерации – 9.8. Высокие значения С_ef предполагают получение существенного эффекта от применения тепловых насосов на обеих колоннах. Отметим, что критерий был выработан для разделения зеотропных смесей и его применимость для процесса экстрактивной ректификации до настоящего времени не подтверждена. Также литературные данные свидетельствуют о том, что максимальная эффективность теплового насоса достигается при минимальной возможной разнице температур в теплообменнике. Исходя из этих данных, для определения выходного давления компрессора была задана температурная разница ΔT = 25 К. При этом компрессор обеспечивает расчетное давление по дистилляту экстрактивной колонны $Р_{{{\text{comp}}}}^{{{\text{ЭК}}}}$ = 116.3 кПа, а по дистилляту колонны регенерации $Р_{{{\text{comp}}}}^{{{\text{РК}}}}$ = 119.2 кПа

На основе традиционной схемы экстрактивной ректификации и приведенных предположений об эффективности тепловых насосов были смоделированы три варианта схем, содержащих тепловые насосы открытого типа (рис. 2). Во всех случаях введенный в схему тепловой насос полностью использует паровой поток, выходящий сверху колонны, на которой он установлен. После сжатия в компрессоре с потребляемой мощностью W_comp до давления P_comp и адиабатического нагрева паровой поток направляется в теплообменник, обеспечивая частичный обогрев куба колонны – количество переданного в этом теплообменнике тепла обозначено Q_HE. Далее паровой поток направляется в дроссель, где давление сбрасывается до 20 кПа. Для полной конденсации потока используется вспомогательный конденсатор, после которого поток разделяется на продуктовый и флегмовый.

Так как в рассматриваемых схемах замена стандартного теплообменного оборудования ректификационных колонн на обвязку, включающую тепловой насос, не вносит значительных изменений в тепло-массообменные процессы внутри колонн, повторная оптимизация конструкционных параметров колонн не требуется. Следует отметить, что во всех трех вариантах организации процесса у колонн с тепловыми насосами применяются вспомогательные кубовые кипятильники, нагрузка на которые обозначена Q_reb, а также вспомогательные конденсаторы, нагрузка на которые обозначена Q_cond. Это связано с тем, что в рассматриваемых схемах не удалось полностью отказаться от дополнительного подвода и отвода тепла, несмотря на то, что соответствующие тепловые нагрузки, а следовательно, расходы греющего пара и охлаждающей воды, как будет показано ниже, значительно снижаются по сравнению с традиционной схемой.

Рассчитанные оптимальные рабочие параметры трех вариантов схем с тепловыми насосами приведены в табл. 8.

В технологические схемы с тепловыми насосами (рис. 2) по сравнению с традиционной схемой вносятся существенные изменения части дополнительного технологического оборудования за счет включения в их состав “горячих” компрессоров. Для обогрева кипятильников используется как греющий пар, так и тепло, полученное при компримировании дистиллятных паровых потоков, потребляется электроэнергия для привода компрессоров. Эти энергетические ресурсы имеют различную цену, поэтому использование критерия энергетических затрат для выбора оптимальной технологической схемы с разнородным технологическим оборудованием становится некорректным. В то же время для процесса оптимизации каждой индивидуальной технологической схемы применение этого критерия допустимо и целесообразно. Для сравнения вариантов организации процесса, включающего разнородное технологическое оборудование, принято использовать критерий полных годовых затрат (ТАС):

где ET – срок эксплуатации установки в годах, СС – капитальные затраты, долл. США, ОС – эксплуатационные затраты, долл. США/год

Поскольку изменение сроков эксплуатации существенно влияет на величину ТАС, то были проведены расчеты критерия для 10- и 20-летнего периодов.

Для вычисления капитальных и эксплуатационных затрат использованы средства Aspen Process Economic Analyzer. Основные экономические параметры приведены в табл. 9 и 10, а результаты экономической оценки − в табл. 11.

Видно, что при 10-летнем периоде эксплуатации использование технологических схем с тепловыми насосами приносит очень незначительный экономический эффект и практически эти технологические решения находятся на грани экономической эффективности. Также видно, что для схемы экстрактивной ректификации наибольшей эффективностью обладают технические решения, предусматривающие установку компрессора на паровой поток дистиллята колонны экстрактивной ректификации. Применение теплового насоса только на колонне регенерации экстрактивного агента нецелесообразно. Схема с двумя тепловыми насосами наиболее эффективна энергетически. По критерию ТАС при сроках ET = 10 более выгодной является схема с тепловым насосом на экстрактивной колонне, однако, как уже отмечалось выше, экономический эффект незначителен, а при ET = 20 – схема с двумя тепловыми насосами.

Авторами [15] было показано, что применение комплекса с частично связанными тепловыми и материальными потоками (ЧСТМП) при экстрактивной ректификации смеси ИБС–ИБА с диметилформамидом позволяет значительно снизить энергетические затраты. Применение таких комплексов не исключает возможности оснащения схемы тепловым насосом, поэтому на основе традиционной схемы экстрактивной ректификации была смоделирована схема с ЧСТМП (рис. 3а). Затем на ее основе была получена и подвергнута параметрической оптимизации схема с тепловым насосом открытого типа (рис. 3б).

Моделирование и оптимизацию комплекса с ЧСТМП проводили по алгоритму, аналогичному описанному в [17] и состоящему из следующих этапов.

На первом этапе традиционная схема была преобразована в схему, состоящую из одной сложной колонны с боковой укрепляющей секцией (БУС) (рис. 3а) [3, 13]. На втором этапе проводили оптимизацию величины бокового отбора и его положения. Отметим, что, по данным ряда исследований, оптимальные значения других переменных, таких как тарелка подачи питания, тарелка подачи ЭА и поток ЭА, в схемах с ЧСТМП не отличаются или отличаются незначительно от соответствующих параметров традиционной схемы [3, 13], поэтому оптимизация комплексов с ЧСТМП для снижения размерности задачи по этим параметрам может не проводиться. При оптимизации для ряда тарелок бокового отбора при помощи инструмента SQP Optimization определяли величину бокового отбора, соответствующую минимальной нагрузке на кипятильник Q_reb. Полученные на этом этапе зависимости приведены в табл. 12.

Результаты моделирования и оптимизации представлены в табл. 13.

На основе этих параметров было проведено моделирование схемы с тепловым насосом открытого типа. В качестве рабочего тела для теплового насоса был выбран поток ИБА, так как нагрузка на конденсатор основной секции выше и флегмовое число больше, чем у конденсатора БУС. Необходимое для обеспечения необходимой разницы температур ΔT = 25 К в теплообменнике теплового насоса давление составляет 121.8 кПа. Результаты моделирования схемы представлены в табл. 14.

Для этих схем также была проведена экономическая оценка в Aspen Process Economic Analyzer и определен TAC. Цены на оборудование приведены в табл. 15, а результаты оценки в табл. 16.

Как можно видеть, использование комплекса с ЧСТМП действительно снижает общие энергозатраты на более чем 20%. Схема же с одновременным использованием комплекса с частично связанными тепловыми и материальными потоками и теплового насоса позволяет снизить энергетические затраты на 55.72%, а ТАС за 20 лет – на 30.71%. Схема с одновременным применением комплекса с ЧСТМП и теплового насоса является наиболее эффективной при использовании ДМФА как экстрактивного агента.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В настоящей работе показано, что применение тепловых насосов в схеме экстрактивной ректификации смеси изобутиловый спирт–изобутилацетат с диметилформамидом в качестве экстрактивного агента может быть экономически оправдано. Среди рассмотренных схем с внешним тепловым насосом открытого типа наибольшую энергетическую эффективность имеет схема, в которой тепловые насосы применяются на обеих колоннах – такая схема обеспечивает снижение затрат на энергоносители на 39.6% по сравнению с традиционной схемой экстрактивной ректификации. По критерию полных годовых затрат при расчете исходя из времени окупаемости установки в 10 лет наименьшее значение ТАС достигается в схеме с тепловым насосом на колонне экстрактивной ректификации. Такая схема обеспечивает снижение десятилетнего ТАС на 2.7% по сравнению с традиционной схемой. При времени функционирования в 20 лет наименьшие полные годовые затраты обеспечивает схема с двумя тепловыми насосами. Применение комплекса с ЧСТМП без теплового насоса позволяет снизить энергетические затраты на 21.33%. Кроме того, в отличие от схем с тепловыми насосами, в ней не происходит изменения рода энергоносителя. Наиболее экономичной из рассмотренных является схема, в которой одновременно применяется и комплекс с ЧСТМП, и тепловой насос. Такая схема обеспечивает снижение затрат на энергоносители на 55.7% и снижение ТАС с окупаемостью в 20 лет на 30.7%.

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

ОБОЗНАЧЕНИЯ

ИНДЕКСЫ

СОКРАЩЕНИЯ