Конференциясының ЕҢбектері

48 
научно-обоснованных  и  надежных  методов  расчета  резко  возрастает.  В  последние  годы 
необходимость  их  разработки  стала  особенно  очевидной.  Методы  концептуального  расчета, 
позволяющие  оценить  возможность  реализации  совмещенного  процесса  и  отыскать  режимы, 
пригодные  для  дальнейшего  изучения,  разработаны  как  в  России  (так  называемый  анализ 
статики), так и в США. Однако они основаны на значительной идеализации процесса (бесконечная 
эффективность  разделения,  локализация  реакционной  зоны  и  ряд  других)  и  требуют 
корректировки. 
Целью  настоящей  работы  является  анализ  статики  каталитической  дистилляции 
экспериментально  исследуемых  модельных  систем,  включающий  разработку  методики  поиска  и 
расчет предельных стационарных состояний процессов и оценку возможности создания условий, 
при которых в реакционной зоне колонны будет обеспечено протекание двусторонней реакции в 
требуемом направлении. Кроме того, предпринята попытка количественно сравнить полученные в 
результате  численного  расчета  и  экспериментальные  профили  концентраций  разделяемых 
компонентов по высоте колонны. Изучены теоретические принципы каталитической дистилляции 
на  примере  создания    новой  технологии  втор-бутилацетата  при  переработке  фракций 
нефтепереработки и нефтехимии, и  технологии изомеризации н-углеводородов, обеспечивающей 
увеличение  глубины  переработки  сырья,  снижение  затрат  энергии,  упрощение  технологической 
схемы и получение высокооктанового бензина с низким содержанием ароматических соединений. 
Так,  предварительные  исследования  показали,  что  технология  втор-бутилацетата, 
основанная  на  каталитической  дистилляции,  может  быть  экономически  весьма  выгодной. 
Сложные эфиры, – эстеры, -  входят в состав подавляющего большинства смесевых растворителей 
для 
лакокрасочной 
промышленности 
(ЛКП). 
Они 
необходимы 
для 
растворения 
нитратцеллюлозных, 
эпоксидных, 
перхлорвиниловых, 
полиакриловых, 
меламиноформальдегидных и ряда других пленкообразователей. В настоящее время в рецептурах 
ЛКП  используются  преимущественно  н-бутилацетат,  а  также  этилацетат  стоимость  которых 
весьма  велика.  Разделение  образующихся  при  синтезе  этих  веществ  смесей  требует 
многоколонных    технологических  схем.  Зарубежные  разработки  технологических  процессов, 
которые позволили бы получать более дешевые н-бутилацетат и этилацетат отсутствуют. 
Что касается процессов изомеризации, то, происходящее в настоящее время ужесточение 
требований к автомобильному и авиационному бензину, дизельному и судовому топливу, топливу 
для  реактивных  двигателей,  требует  снизить  содержание  бензола  в  автомобильных  бензинах  до 
уровня менее 1 % об., содержание суммы ароматических углеводородов до уровня менее 35 % об. 
при одновременном увеличении октанового числа до 95 пунктов. 
Для  синтеза  принципиальных  технологических  схем  использован  термодинамико-
топологический  анализ.  Для  описания  фазовых  равновесий  предложено  использовать  уравнение 
NRTL [1]. 
В рассматриваемых системах присутствуют следующие вещества. 
В первой: 
 
Метилформиат (МФ) 
 
Метилацетат (МА) 
 
Пропилформиат (ПФ) 
 
Пропилацетат (ПА) 
Во второй: 
 
Этилацетат (ЭА) 
 
Этанол (Э) 
 
Бутанол (Б) 
 
Бутилацетат (БА) 
Физико-химические свойства этих веществ приведены в таблице 1. 
 
 
 
 
 
 
 
 

49 
Таблица 1 
Физико-химические свойства индивидуальных веществ 
Вещество 
М 
Плот-
ность 
t
КИП
 
t
КРИТ
. 
Р
КРИТ
  
V
КРИТ
 
Н
ОБР
 
G
ОБР
 
 
кг/мол
ь 
кг/м
3
 
°C 
°С 
кг/см
2
 
м
3
/кмоль  ккал/кмоль  ккал/кмол
ь 
MФ 
60.053 
980.553 
31.80 
214 
61.994 
0.172 
-86443.35 
-74402.17 
MА 
74.08 
939.104 
57.20 
233.7 
47.838 
0.228 
-99527.09 
-77859.46 
ПФ 
88.107 
911.335 
80.55 
264.85 
41.432 
0.285 
-99457.34 
-73731.97 
ПA 
102.134 
892.358 
101.40 
276.2 
34.293 
0.345 
-112550.87 
-77199.05 
ЭА 
88.107 
905.91 
77.10 
250.1 
28728.0 
0.286 
-107601.75 
-79148.75 
Э 
46.07 
793.833 
78.32 
243.1 
47880.1 
0.167 
-56084.36 
-40114.17 
Б 
74.124 
811.665 
117.66 
289.8 
33098.1 
0.274 
-65592.34 
-36066.21 
БА 
116.161 
885.149 
126.50 
303 
22344.0 
0.408 
-117497.37 
-75246.25 
 
Зависимость давления насыщенных паров от температуры имеет вид: 
ln( )
ln( )
P
A
B
T
E
T
FT
G
0
 
(1.1) 
где P
0
 –давление насыщенных паров компонента (мм рт.ст.), T –температура кипения (K), 
A, B, E, F, G –параметры уравнения. Данное уравнение является уравнением, аппроксимирующим 
экспериментальные  данные,  и  поэтому  его  коэффициенты  при  Т  не  имеют  физического  смысла. 
Параметры данного уравнения были взяты из Дортмундского банка данных (программа PRO II) и 
представлены в таб. 2. 
Таблица 2 
Параметры уравнения зависимости давления насыщенных паров от температуры 
Компонент 
A 
B 
E 
F 
G 
MФ 
72.29123 
-5606.10 
-8.392 
7.8468E-6 
2 
MА 
56.37423 
-5618.60 
-5.6473 
2.108E-17 
6 
ПФ 
99.18723 
-7535.90 
-12.348 
9.602E-6 
2 
ПA 
110.2672 
-8433.9 
-13.934 
1.0346E-5 
2 
ЭА 
61.93122 
-6227.6 
-6.41 
1.7914E-17 
6 
Э 
69.58223 
-7164.3 
-7.327 
3.134E-6 
2 
Б 
88.28023 
-9185.9 
-9.7464 
4.7796E-18 
6 
БА 
66.44723 
-7285.8 
-6.9459 
9.9895E-18 
6 
 
Коэффициенты активности рассчитывались по уравнению NRTL 
ln
i
ji
ji
ji
j
ki k
k
j
ij
kj k
k
ij
k kj
kj
k
kj k
k
j
G x
G x
x G
G x
x
G
G x
 
        (1.2) 
где 
ij
ij
ij
a
b
T
, 
ij
ji
, 
G
ij
ji ji
exp
.  Параметры  уравнения  NRTL  взяты  из 
Дортмундского  банка  данных  и  для  каждой  из  рассматриваемых  систем  представлены  в 
таблицах 3 и 4.  
Таблица 3 
Система МФ(1)–МА(2)–ПФ(3)–ПА(4)
* 
i 
j 
a
ij
 
b
ij
 
ij
=
ji
 
2 
4 
0 
446.411 
0.5872 
4 
2 
0 
-150.752 
 
 
*
Остальные бинарные системы являются идеальными и подчиняются закону Рауля. 

50 
 
Таблица 4 
Система ЭА(1)–Э(2)–Б(3)–БА(4) 
i 
j 
a
ij
 
b
ij
 
ij
=
ji
 
1 
2 
-0.44897  258.171  1.90E-03 
2 
1 
-0.70285 
427.64 
 
1 
3 
0 
289.934 
0.3008 
3 
1 
0 
-7.1253 
 
1 
4 
0 
43.5961 
0.5653 
4 
1 
0 
-11.437 
 
2 
3 
0 
33.483 
0.3467 
3 
2 
0 
8.4365 
 
2 
4 
0 
213.137 
0.5603 
4 
2 
0 
210.465 
 
3 
4 
0 
313.832 
0.3 
4 
3 
0 
-40.8184 
 
 
В результате были получены диаграммы дистилляции, представленные на рис.1. 
МФ
ПА
МА
ПФ
ЭА
Э
Б
БА
а)
б)
 
Рисунок 1. -  Диаграммы дистилляции реакционных смесей: а) система МФ(1)–МА(2)–ПФ(3)–
ПА(4); б) система ЭА(1)–Э(2)–Б(3)–БА(4) 
 
Данные по азеотропии в изучаемых системах представлены в таб. 5. 
Таблица 5  
Температура кипения и состав азеотропов 
Компонент 1 
Компонент 2 
X
1
 
T, °C 
ЭА 
Э 
0,54 
72,7 
Б 
БА 
0,72 
116,6 
 
В рассматриваемых системах протекают следующие двусторонние реакции. 
При переэтерификации метилформиата пропилацетатом: 
МФ+ПАМА+ПФ 
При переэтерификации этилацетата бутанолом: 
ЭА+ББА+Э. 
 Значения  констант  равновесия  как  в  первом  [1],  так  и  во  втором  [2]  случаях  близки  к 
единице  (K
1
EQ
=1.0,  K
2
EQ
=0.96).  Следует  отметить,  что  упомянутые  константы  равновесия 
практически не зависят от температуры (тепловой эффект реакций близок к нулю). 
Скорости  реакций  выражается  кинетическими  уравнениями,  описанными  в  работах  [1,2]. 
Данные кинетические уравнения имеют вид: 
k
k
E
RT
0
exp
                          (1.3) 
где 
k
0
–предэкспоненциальный множитель, с
-1
; Е–энергия активации, кДж/моль.         

51 
Таким  образом,  в  соответствии  с  предложенной  стратегией,  разработка  процессов 
каталитической дистилляции для получения втор-бутилацетата, а также технологии изомеризации 
н-алканов,  предполагает  построение  принципиально  новой  технологической  схемы  процесса. 
Результаты  настоящей  работы  могут  быть  использованы  в  дальнейшем  для  разработки  научных 
основ  новых  технологий  и  создание  перспективных  материалов  различного  функционального 
назначения. 
 
Литература 
1.
 
M.F.Doherty, M.F.Malone. Conceptual Design of Distillation Systems, New York, McGrow-Hill, 2001. 
2.
 
R.Taylor, R.Krishna. Modelling reactive distillation. Chem. Eng. Sci., 2000, Vol. 55, p. 5183. 
3.
 
Yu.A.Pisarenko, L.A.Serafimov, C.A.Cardona, D.L.Efremov, A.S.Shuwalov. Reactive Distillation Design: 
Analysis of the Process Statics. Rewiews in Chemical Engineering, 2001, Vol.17,№ 4, pp.253-327. 
 
 
УДК 534.121.2 
 
ЗАВИСИМОСТЬ КОЭФФИЦИЕНТА ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ОТ 
КРИТЕРИЯ РЕЙНОЛЬДСА 
 
Байысбай О.П., Сатаев М.И., Маханов Б.Б. 
ЮКГУ им. М.Ауезова, Шымкент, Казахстан 
 
Түйін 
Гидравликалық  кедергінің  мембрана  арқылы  мұнай  ӛнімдерін  тазалау  қарастырылған.  Мақалада 
гидравликалық  кедергі  коэффициентінің  Рейнольдс  санына  байланыстылығы  анықталған.  Ұсынылып 
отырған конструкцияның негізінде концентрациялық поляризация тӛмендеген. Осы конструкцияда энерго 
шығынның тӛмендігі мұнай ӛнімдерінің концентрациясының бір қалыпты таралуы жасанды су ағынының 
турбуленттілігі кӛмегімен болған. 
 
Summary 
Influence of hydraulic resistance on membrane separation of mineral oil is studied, dependence of factor of 
hydraulic  resistance  on  Reynolds's  criterion  is  defined.  The  best  from  the  point  of  view  decrease  in  influence  of 
concentration polarisation is use of an offered design. The given design allows to distribute in regular intervals with 
the minimum power inputs concentration of mineral oil at the expense of artificial turbulization a water stream. 
 
 
Концентрация  нефтесодержащего  раствора  поступающего  на  обработку,  обусловлена 
составом  исходного  продукта  и  ее  следует  рассматривать  как  заданную  постоянную  величину. 
Наиболее  реально  ослабить  концентрационную  поляризацию  путем  снижения  толщины 
поляризационного  слоя  раствора,  прилегающего  к  мембране.  Толщина  поляризационного  слоя  δ 
зависит  от  скорости  протекания  жидкости  через  рабочие  камеры  и  расстояния  между 
мембранными стенками камер, т. е.[1]: 
 
                                                       
d
,                                                       (1) 
 
где 
 - константа; 
       
- скорость протекания. жидкости  через рабочие камеры, м/с; 
       d - расстояние между мембранными стенками, м. 
Из уравнения (1) следует, что δ можно снизить, увеличив   и d. Однако, увеличение d, т. 
е.  расстояния  между  мембранными  стенками  рабочих  камер,  нецелесообразно,  так  как 
повышаются  энергозатраты.  Поэтому  основным  приемом  ослабления  концентрационной 
поляризации мембран
 
является повышение скорости протекания жидкости через рабочие камеры. 
При  малых  скоростях  потока  наблюдается  ламинарный  режим  протекания  жидкости  в  рабочих 
камерах, т. е. близлежащие слои жидкости, не перемешиваясь движутся параллельно мембранным 
стенкам  камер.  Скорость,  ламинарного  потока  максимальна  в  середине  камеры  на  равном 
расстоянии  от  мембран  и  плавно  снижается  до  нуля,  но  мере  приближения  к  каждой  из  мем-
бранных стенок. 

52 
Для  щелеобразных  каналов  закон  распределения  скоростей  в  ламинарном  потоке 
подчиняется уравнению: 
                                                 
2
2
max
1
b
a
x
 ,                                           (2) 
 
где 
x
 - скорость течения жидкости в любой точке потока, м/с; 
      
max
- максимальная скорость потока, м/с; 
      а -  расстояние от поверхности мембраны до рассматриваемой точки м; 
      b - расстояние от поверхности мембраны до оси потока м. 
При ламинарном течении жидкости между мембранами наблюдается лишь диффузионный 
перенос от одной мембраны к другой. Этот перенос более медленный, чем конвективный, поэтому 
ламинарный режим в рабочих камерах нежелателен. 
При  турбулентном  режиме  большая  часть  потока  представляет  собой  так  называемое 
турбулентное ядро - слой жидкости с интенсивным конвективным перемешиванием. 
Скорость  течения  жидкости  в  любой  точке  турбулентного  потока  можно  определить  по 
формуле: 
                                          
84
,
5
2
lg
551
.
5
2
ср
cp
x
у
 ,                 (3) 
 
где    - коэффициент трения; 
у -  расстояние   от  поверхности   мембраны  до   рассматриваемой   точки, м. 
В свою очередь 
                   
4
Re
3164
,
0
,                                                        (4) 
 
где Re - критерий Рейнольдса. 
Условие  перехода  от  ламинарного  режима  к  турбулентному  можно  охарактеризовать 
критической величиной критерия Рейнольдса; 
                                                  
экв
d
Re
,                                                    (5) 
 
где    - скорость потока, м/с:  
экв
d
 - эквивалентный диаметр канала, м.  
Для каналов любого профиля эквивалентный диаметр 
                                                     
4
''rd
d
 ,                                                  (6) 
 
где   - площадь сечения канала, м
2
; 
Для  круглых  каналов  и  с  гладкими  стенками  Rе=2320.  При  расстоянии  между 
мембранными стенками камер, равном 1 мм, критическая (минимальная) скорость движения воды, 
необходимая для перехода ламинарного режима в турбулентный, составляет примерно 1,3 м/с. 
Достичь такой скорости в камерах крайне затруднительно. Для этого необходимы высокие 
давления жидкости. Это в
 
свою очередь усложнит конструкцию, так как потребуются массивные 
устройства для зажима пластин. Кроме того, чтобы создать высокие давления (напоры) жидкости, 
нужны насосы, потребляющие большое количество энергии. 
Для  снижения  критической  скорости  движения  жидкости  в  рабочих  камерах  вводят 
турбулизаторы  различных  типов,  которые  создают  искусственную  турбулизацию  потока.  При 
наличии таких прокладок внутри камеры сечение потока и периметр канала непрерывно меняются 
по длине камеры. 
В  нашем  случае  применяется  мембранные  элементы,  которые  состоят  из  ребристых 
пластин,  пористых  подложек  и  полупроницаемых  мембран,  причем  ребра  обеих  поверхностей 
пластины выполнены в синусоидальной форме и расположены   с обратным направлением волны. 

53 
Эксперименты  показали,  что  в  результате  применения  нашей  конструкции  мембранного 
аппарата критические числа Рейнольдса для рабочих камер можно снизить в несколько раз. При 
этом особо следует подчеркнуть, что возникновение турбулентного потока в камерах зависит от 
конструктивных особенностей. 
Таким образом, можно предположить, что критерий Рейнольдса не является однозначной 
характеристикой  турбулентности  потока  в  рабочих  камерах,  снабженных  турбулизаторами.  В 
каждом  отдельном  случае  еще  следует  учитывать  тип  прокладочного  материала,  дефекты 
изготовления, величину гидравлических сопротивлений и другие дополнительные факторы. 
Учет  перечисленных  факторов  сложен,  поэтому  в  большинстве  случаев  о  степени 
турбулизации потока жидкости в рабочей камере судят по предельной плотности тока, связывая ее 
с критерием Рейнольдса и  величиной гидравлических сопротивлений. 
Гидравлические 
сопротивления 
движению 
жидкости 
в 
камере 
определяют 
экспериментальным  путем  по  методике  Ушакова.  Эксперименты,  позволили  установить,  что 
коэффициент гидравлического сопротивления в камерах с турбулизаторами можно определить по 
формуле 
 
                                           
2
''
2
экв
rd
g
d
L
Н
 ,                                                (7) 
 
где 
 - потери напора Па; 
 L - длина участка, на котором определяли длину участка м; 
 - плотность жидкости;  
экв
- эквивалентная скорость движения жидкости м/с. 
При ламинарном и турбулентном режимах зависимость λ от Rе различна. 
В зоне ламинарного движения 
                                                
Re
A
,                                                              (8)  
 
где A - постоянный коэффициент, зависящий от вида турбулизации.  
При турбулентном движении 
                                              
n
B
Re
,                                                               (9) 
 
где В - постоянные величины, зависящие от турбулизации (n<1). 
Зависимость  λ  от  Rе,  построенная  в  логарифмических  координатах,  имеет  явно 
выраженную точку излома (рисунок 1), место нахождения которой зависит от вида турбулизации. 
Соотношения между λ и Rе до и после точки излома неодинаковы, как это видно из рисунка 1 
Общее  сопротивление  движения  нефтесодержащего  водного  потока  будет  зависеть  от 
следующих  факторов:  структуры  ультрамембраны,  т.е.  его  толщины  и  длины  капилляров, 
гладкости стенок капилляров и местных сопротивлений, зависящих от внезапного расширения или 
сужения  канала,  формы  входа,  формы  и  угла  поворотов  канала;  физических  характеристик 
нефтепродукта; поверхностных взаимодействий материала мембраны и нефтепродукта; структуры 
осадка и скорости роста его толщины  [2,3]. 
Из  рисунков  видно,  что  предлагаемая  конструкция  мембранного  аппарата  позволяет 
значительно  уменьшить образование  концентрационной  поляризации  и  повысить  эффективность 
селективности и проницаемости аппарата при небольших скоростях потока. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 

54 
10
100
1 10
3
0
1.17
2.33
3.5
 
 
Критерии Рейнольдса, Rе 
Рисунок 1 - Зависимость коэффициента гидравлического сопротивления  λ от критерия 
Рейнольдса Rе 
 
Наилучшей  с  точки  зрения  снижение  влияния  концентрационной  поляризации  является 
использование  предлагаемой  конструкции.  Данная  конструкция  позволяет  с  минимальными 
энергозатратами равномерно распределить концентрацию нефтепродуктов за счет  искусственной 
турбулизации водного потока. 
 

жүктеу/скачать 7,95 Mb.

Достарыңызбен бөлісу: