WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 | 4 |

12 000

щелочн. 320

62

48 000

28 000

260

Из данных табл. 1 следует, что применяемая технология не позволяет осуществлять очистку сточной воды до нормативных показателей ХПК. В связи с этим режим ректификации требует уточнения и оптимизации. С этой целью проведен расчет паро-жидкостного равновесия смеси вода-бутилацетат-бутанол, подвергаемой ректификации.

Анализ данных литературы показал, что существующие методы очистки сточных вод производства сложных эфиров дают сопоставимые результаты. Поэтому основным критерием выбора оптимального метода очистки должны быть доступность используемых вспомогательных веществ: низкие цены и доступность на рынке химических материалов, а также приемлемые для конкретного производства технологии очистки, которые позволяют извлекать максимально возможное количество примесей из отработанной сточной воды.

Для оптимизации стадии ректификации реакционных масс производства бутилацетата в работе проведены расчеты паро-жидкостного равновесия смеси вода-бутилацетат-бутанол в области составов отвечающих реальным режимам технологических процессов.

Для расчета коэффициентов активности, учитывающих неидеальность системы, использовалось уравнение Вильсона. Давления паров индивидуальных компонентов рассчитывались по уравнению Антуана. Обработка экспериментальных данных проводилась с целью определения параметров бинарного взаимодействия. Значения параметров уравнения Вильсона, определенных расчетом, представлены в табл. 2.

Таблица 2

Расчетные значения параметров уравнения Вильсона

Наименование системы

Параметры уравнения Вильсона

ij

ji

вода- бутанол

1050,25

8728,53

вода- бутилацетат

2122,73

3843,64

бутанол- бутилацетат

- 158,54

911,86

Найденные параметры уравнения Вильсона для бинарных смесей были использованы для моделирования равновесий пар-жидкость в тройной системе вода-бутанол-бутилацетат. Результаты данных расчетов составляют основу оптимизации параметров работы ректификационной колонны для очистки сточных вод производства бутилацетата.

Проведенные расчеты показали, что для очистки сточных вод производства бутилацетата при высоте насадки 4,5 метра колонна состоит из 30 теоретических тарелок. Данная мощность колонны будет отвечать содержанию органических примесей в кубовой воде ниже 0,1 мас. % при уменьшении скорости отбора дистиллята до 80 кг/ч, что позволит более чем в 3 раза сократить расход пара в испаритель колонны. В связи с этим возникает необходимость регулирования расхода дистиллята при изменении состава сточной воды, для чего в технологическую схему в качестве вспомогательного оборудования следует ввести расходомер и регулирующий клапан. Такое изменение позволит снизить расход энергии при заданном регламентном показателе концентрации органических примесей в сточной воде. Внедрение системы регулирования отбора дистиллята кроме экономии пара позволит также более чем в 3 раза уменьшить рецикловый поток, подаваемый на повторную очистку.

Проведенная оптимизация процесса ректификации позволила стандартизировать концентрацию органических примесей в различных режимах ректификации, а также снизить энергозатраты на проведение технологической операции за счет регулирования доли отбираемого дистиллята на существующей ректификационной колонне и введения в техно­логическую схему стадии рекуперации. По нашему мнению, данный результат является важным элементом оптимизации всей технологии производства бутилацетата с точки зрения технико-экологических показателей производства.

Для разработки научных основ адсорбционной очистки сточных вод производства бутилацетата были проведены исследования процессов адсорбции органических компонентов из воды на активных углях марок АР-3, СКТ-2, АГ-2, КАД-иодный, БАУ. Примеры изотерм адсорбции бутанола и бутилацетата и их смесей на активных углях приведены на рис. 1 и 2. На рис. 3 и 4 приведены те же изотермы адсорбции в линейных координатах основного уравнения ТОЗМ для микропористых адсорбентов.

Из полученных кинетических кривых процесса адсорбции следует, что для всех использованных активных углей время установления адсорбционного равновесия не превышало 1 часа. Наиболее быстро равновесие устанавливалось на угле марки АР -3. Результаты кинетического эксперимента позволили выбрать условия для надежного получения изотерм адсорбции - основных характеристик статической активности адсорбентов. На рис. 1 приведены изотермы адсорбции бутанола на различных активных углях при температуре 25 °С.

Проведенные расчеты показали, что величины предельных адсорбций бутанола на активном угле существенно превышают емкость монослоя поверхности адсорбента. Поэтому модели мономолекулярной адсорбции не могут быть физически обоснованно использованы для описания адсорбционных равновесий бутанола с поверхностью активных углей. Для микропористых адсорбентов, к которым относятся и активные угли процессы адсорбции описываются в рамках теории объемного заполнения микропор (ТОЗМ).

На рис.3 представлены результаты обработки изотерм рис.1 в линейных координатах основного уравнения ТОЗМ, а в табл.3. - количественные характеристики адсорбционных равновесий, рассчитанные из линейных участков изотерм рис.3.

Из полученных данных следует, что все изотермы адсорбции бутанола на активных углях различных марок хорошо описываются в рамках ТОЗМ в приближении микропористых адсорбентов. Наибольшей адсорбционной способностью обладает активный уголь АР-3.

На рис.2. приведены изотермы адсорбции смеси бутилацетата и бутанола на активном угле АР-3, а на рис.4. - их линейные анаморфозы в координатах уравнения ТОЗМ. Результаты расчетов термодинамических характеристик адсорбции бутилацетата и бутанола – придельные адсорбции и характеристическая энергия адсорбции приведены табл. 3.

Таблица 3

Величины предельной адсорбции н-бутанола на активных углях различных марок, определенные из основного уравнения ТОЗМ для микропористых адсорбентов

Адсорбент

Величина предельной адсорбции Гm, 10–3 моль/г

Характеристическая энергия адсорбции Ea, кДж/моль

АР-3

13.8 ± 0,7

9.1 ± 0,6

СКТ-2

12.1 ± 1,0

9.2 ± 0,8

АГ-2

13.0 ± 1,2

9.8 ± 0,8

КАД-йодный

12.7 ± 0,9

8.9 ± 0,7

БАУ

13.3 ± 1,1

8.5 ± 0,6

Из данных рис.2 и рис.4. следует, что изотерма ТОЗМ хорошо описывает и процессы адсорбции смесей органических соединений, причем характеристическая энергия адсорбции смеси несколько выше характеристической энергии адсорбции бутанола. Полученные данные подтверждают сделанное ранее заключение о том, что бутанол представляет собой наименее активный компонент сточных вод с точки зрения параметров статической активности. Характеристические энергии адсорбции не зависят от природы угля, что хорошо согласуется с положениями ТОЗМ.

Так как реальный режим работы адсорбента в ходе адсорбционной очистки отвечает динамическим условиям, то были проведены исследования динамической активности активных углей и определены параметры динамики сорбции на угле АР-3. Характеристики динамической активности адсорбента приведены в табл.4.

Таблица 4

Основные параметры динамики сорбции на угле АР-3

Параметр

Значение

Средние значения

1

Время проскока пр, мин: при L= 40,5 см;

при L = 30 см.

175

80

-

2

Коэффициент защитного действия k, мин/см

9,18

-

3

Потеря времени защитного действия 0, мин

195

-

4

Длина «мертвого слоя» Lм, см

21,5

-

5

Емкость угля до проскока апр, г/г: при L= 40,5 см;

при L = 30 см.

0,194

0,123

-

6

Полная динамическая емкость угля ад, г/г

при L= 40,5 см;

при L = 30 см.

0,234

0,195

(6,2±0,3)10-3 г/г*см

7

Степень использования равновесной статической емкости угля ад/а0, %

при L= 40,5 см; ґк= 30 мин

при L = 30 см. ґк= 22 мин

~ 93

~ 78

2,45±0,15 масс.%/см

Основные коэффициенты динамики сорбции были найдены из зависимости времени защитного действия слоя от длины слоя, приведенной на рис.5

Рис. 5. Зависимость времени защитного действия слоя (пр) от длины слоя (L)

Данные рис.5 позволяют сделать вывод о том, что очистное действие активного угля в динамическом режиме проявляется при слое не менее 20 см.

При корректно выбранных условиях величина полной динамической емкости должна составлять не менее ~ 80% от параметров статической активности. В этом случае может достигаться стационарное состояние адсорбционного слоя, а полученные в эксперименте данные составят основу проектирования промышленной установки адсорбционной очистки.

Для организации операции регенерации адсорбента были проведены исследования процесса десорбции органических компонентов из активных углей в инертной атмосфере, которые позволили определить степени десорбции адсорбата из адсорбционного объема твердого адсорбента. Получены данные по скоростям и степеням десорбции органических примесей из угля АР-3 при различных температурах, которые показали, что степени десорбции органических соединений в пределах погрешностей измерений практически не зависят от температуры. Увеличение времени десорбции более 1 часа также не приводит к существенному росту количества десорбированного вещества.

Приведенные выше данные использованы в дальнейшем в разработке прикладных аспектов оптимизации технологии адсорбционной очистки сточных вод.

Основные задачи в использовании результатов адсорбционных измерений при проектировании технологических схем очистки сточных вод производства бутилацетата заключаются в сокращении расходных норм производства по активному углю, подборе наиболее простого аппаратурного оформления схемы и в оценке энергетических затрат в практической организации адсорбционного метода очистки.

С использованием полученных данных проведена оценка расходных норм активного угля АР-3 в схеме адсорбционной очистки для суммарных концентраций примесей – бутанола и бутилацетата - во входящем потоке сточных вод 5 масс.% и 1,8 масс.%. Проведенные расчеты показали, что замена одноступенчатой очистки двухступенчатой сокращает расход активного угля в несколько раз. Введение третьей ступени адсорбции требует серьезного экономического анализа, а четвертая ступень явно не экономична. Данные выводы справедливы для перекрестно- ступенчатой схемы очистки в каскаде, состоящем из последовательно соединенных блоков – смесителей. Дальнейшее повышение эффективности использования адсорбента в каскаде достигается при замене перекрестно- ступенчатой схемы движения потоков очищаемой воды и угля противоточно-ступенчатой схемой, где свежий адсорбент поступает в смеситель конечной ступени очистки.

К наиболее простым и относительно дешевым методам регенерации отработанного угля можно отнести обработку адсорбента водяным паром. Расчет энергетических затрат на организацию адсорбционного метода показал, что затраты тепловой энергии на очистку сточных вод с десорбцией паром составят 488,8 мДж/час, с десорбцией паром с одновременной рекуперацией тепла- 207,48 мДж/час, с десорбцией газом – 161,06 мДж/час, десорбцией газом с рекуперацией тепла – 92,01 мДж/час.

Pages:     | 1 || 3 | 4 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»