Содержание к диссертации
Введение
1. Применение различных физических методов на основных стадиях технологического процесса получения криптона и ксенона 11
1.1. Источники промышленного извлечения криптона и ксенона... 11
1.2. Получение первичного криптонового концентрата (ПКК) 12
1.3. Получение криптоно-ксеноновой смеси (ККС) 17
1.4. Разделение ККС с получением чистых продуктов 29
1.5. Выбор базового метода для разработки технологии получения ксеноносодержащей смеси на ВРУ 31
1.6. Цель работы и задачи исследования 32
2. Динамика адсорбции газовых смесей на неподвижных слоях промышленных сорбентов 34
2.1. Основные стадии кинетики процесса сорбции 35
2.1.1. Внутренний массоперенос и его составляющие 35
2.1.2. Влияние внешнедиффузионной кинетики на скорость адсорбции 38
2.1.3. Переходная область и определяющие ее критерии 40
2.1.4. Решение задач кинетики массопереноса 40
2.1.5. Учет тепловых факторов при кинетике адсорбции 45
2.2. Общая задача динамики сорбции 47
2.2.1. К вопросу об определении стабилизации адсорбционного фронта 47
2.2.2. Изотермическая динамика сорбции 49
2.2.3. Неизотермическая динамика сорбции 56
2.2.4. Некоторые вопросы динамики адсорбции газовых смесей 60
2.3. Выводы к главе 2 66
3. Экспериментальное исследование процесса динамики низко температурной адсорбции кислорода, содержащего ксенон 68
3.1. Методика проведения экспериментов на лабораторном стенде и оценка погрешностей измерений 68
3.2. Обработка выходных кривых по уравнению Ж-З-Т 73
3.3. Определение погрешности эксперимента 77
3.3.1. Определение погрешности эксперимента измерения концентраций 77
3.3.2. Относительная погрешность косвенных измерений 82
3.3.3. Оценка погрешности в зависимости от размера сорбента и качества засыпки 85
3.3.4. Стабилизации адсорбционного фронта 87
3.4. Определение адсорбционной емкости различных сорбентов при 105 К 89
3.5. Результаты экспериментального исследования процесса динамического насыщения сорбента при переменной температуре 91
3.6. Оценка влияния внешних параметров на характеристики динамического процесса адсорбции 95
3.6.1. Влияние зернения 96
3.6.2. Влияние начального содержания ксенона в исходной смеси 99
3.6.3. Влияние линейной скорости газовой смеси 100
3.7. Выводы к главе 3 102
4. Исследование процесса получения азотно-ксеноновой смеси на установке Х-0,06 103
4.1. Описание схемы и технологического цикла установки Х-0,06 103
4.2. Некоторые вопросы повышения безопасности работы на промышленной адсорбционной установке 106
4.2.1. Концентрация метана в адсорбционной фазе при работе адсорбера на этапе нанесения 107
4.2.2. Исследование процесса накопления метана в адсорбере при его аварийной остановке 108
4.3. Исследование процесса адсорбционного нанесения ксенона из «грязного» кислорода 109
4.4. Выводы к главе 4 117
Общие выводы по диссертации 118
Список литературы
- Получение криптоно-ксеноновой смеси (ККС)
- Переходная область и определяющие ее критерии
- Относительная погрешность косвенных измерений
- Концентрация метана в адсорбционной фазе при работе адсорбера на этапе нанесения
Введение к работе
Актуальность темы В настоящее время активно внедряется ряд технологий, потребляющих значительное количество ксенона высокой чистоты Мировое производство чистого ксенона составляет около 9 млн литров в год, из них около 2,6 млн литров приходится на Россию и страны СНГ, что явно недостаточно для удовлетворения растущего спроса Основным сырьем для получения ксенона сегодня является криптоно-ксеноновая смесь, получаемая на крупных воздухоразделительных установках (ВРУ) При создании крупных кислородных и азотных производств по экономическим соображениям часть установок ВРУ не оснащалась узлами концентрирования тяжелых инертных газов В середине девяностых годов были проведены расчетные и экспериментальные исследования по распределению криптона и ксенона в аппаратах ВРУ, в том числе и ВРУ, не оснащенных узлами первичного концентрирования криптона На основании этих исследований был сделан вывод о возможности извлечения ксенона из потока «грязного» кислорода, выводящего взрывоопасные примеси с целью обеспечения требований по взрывобезопасности ВРУ, с концентрацией по ксенону 50 100 ррт
Цель работы Разработка и создание технологии производства ксе-ноносодержащей смеси из потока «грязного» кислорода, выводящего взрывоопасные примеси из ВРУ, не оснащенных узлами первичного концентрирования криптона (ПКК), создание промышленной установки и оптимизация ее технологических параметров
Основные задачи
Исследование сорбции ксенона из смеси с кислородом при температуре ниже тройной точки ксенона на различных типах промышленных сорбентов, при различных зернениях сорбента, температурах, расходах и входных концентрациях ксенона
Создание методики расчета коэффициента диффузии по выходной кривой процесса адсорбции
Определение зависимости времени защитного действия слоя сорбента по ксенону от технологических параметров
Определение закона распределения результатов измерения низких концентраций ксенона в газовых смесях
Разработка технологии получения ксеноносодержащей смеси на ВРУ и создание промышленной установки для получения азотно-ксеноновой смеси на ВРУ, не имеющих в своем составе узлов ПКК
Сравнение выходных характеристик адсорбера, полученных при испытаниях в промышленных условиях, с расчетными, полученными из предложенных аналитических зависимостей
Определение условий взрывобезопасной работы промышленного адсорбера при низких температурах
Научная новизна работы
Проведено исследование сорбции ксенона при температурах 95 140К и получены данные по сорбции ксенона на различных типах сорбентов, при различных зернениях, температурах, расходах и входных концентрациях
Получена зависимость расчета времени защитного действия адсорбционного слоя по ксенону от параметров технологического процесса, необходимая при проектировании промышленных адсорберов
Предложен метод расчета коэффициента диффузии с применением аналитического выражения для выходной кривой, что позволило повысить точность обработки результатов эксперимента
Практическая значимость работы В результате исследований получены зависимости, на основании которых спроектирован адсорбер для извлечения ксенона и выпущена партия установок Х-0,06 На протяжении десяти лет на этих установках производится около 250 м3/год ксенона в виде азотно-ксеноновой смеси (ТУ 2114-00-002-09364-99), что составляет около 10 % от объема получаемого ксенона в России и странах СНГ и порядка 3 % от объема его мирового производства
Внедрение результатов работы Установка Х-0,06 внедрена в производственный процесс извлечения ксенона на предприятиях ОАО «Куйбышев Азот», г Тольятти, ОАО «Новомосковск Азот», г Новомосковск, ОАО «Щекино Азот», г. Щекино, ОАО «Mittal steel - Temirtau», г Темир-тау (Казахстан), АО «Азот», г Северодонецк (Украина), Запорожский металлургический комбинат, г Запорожье (Украина), металлургический комбинат «Mittal steel-Galati», г Галац (Румыния)
Достоверность полученных данных обеспечивалась применением аттестованных измерительных средств в лаборатории, аттестованной Госстандартом России ФГУ «Владимирский ЦСМ» Муромский филиал, Свидетельство №107 и аттестованной методики измерения ФР 1312005 01932
Апробация работы Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались в МГТУ им Н Э Баумана, на научных семинарах фирм ООО «Хром» и ООО «Айсблик», специализирующихся на выпуске инертных газов, на XXII международном конгрессе по холоду (август 2007 г в Пекине, Китай)
Личный вклад автора заключается в проведении теоретических и экспериментальных исследований, в разработке и исследовании экспериментальной адсорбционной установки для извлечения ксенона
Публикации По теме диссертационной работы опубликовано 10 печатных работ, в том числе 3 патента России, Украины и Казахстана
Структура и объем диссертации Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов и приложений Содержит стр основного текста, 32 рисунка, 19 таблиц и приложение на 42 стр Список литературы содержит 202 наименования
Получение криптоно-ксеноновой смеси (ККС)
Криптон и ксенон, как менее летучие в сравнении с кислородом компоненты воздушной смеси, накапливаются в жидком кислороде возду хоразделительной установки. В специальной колонне узла первичного концентрирования ВРУ происходит разделение смеси «кислород-криптон ксенон». Так как летучесть кислорода намного превосходит соответст вующий параметр для криптона и ксенона, то ректификация в этой колон не происходит при сравнительно небольших флегмовых числах порядка 0,1...0,2. Обогащение ПКК производится обычно до 0,1...0,2 % Кг+Хе. К сожалению, одновременно с тяжелыми инертными газами в ПКК накапли ваются и углеводороды, прежде всего метан, концентрация которого в воз духе обычно превышает содержание криптона в 1,5 3 раза, а летучесть лишь незначительно превышает соответствующий параметр для криптона [137]. Накапливание метана представляет собой основное препятствие на пути увеличения степени обогащения ПКК по криптону и ксенону. Именно поэтому их содержание в ПКК на ВРУ составляет величину 0,1.. -0,2 %. Делались попытки [97, 103, 107, 170] увеличить обогащение до уровня 0,5... 1,0 %, а в некоторых случаях и значительно выше (вплоть до 10 %), путем многоступенчатого промежуточного удаления метана из контура концентрирования, однако, в силу значительного усложнения конструкции узла первичного концентрирования, а также неизбежного снижения коэффициента извлечения, связанного с выбросом части криптона с отводимым промежуточным дистиллятом, и повышения взрывоопасное процесса обогащения, эти попытки не получили широкого распространения.
В отечественных промышленных ВРУ в настоящее время утвердилась схема отмывки криптона и ксенона только из технического кислорода, поскольку считается, что потери криптона с технологическим кислородом не превышают 10... 12 % [107], а размеры колонны первичного концентрирования существенно снижаются в сравнении с вариантом, когда отмывка проводилась бы также и из технологического кислорода.
При этом схема отмывки криптона может быть различной. Широкое применение получила схема отмывки криптона на 2-х нижних тарелках колонны технического кислорода. По этой схеме продукционный кислород отводится после 2-й тарелки выше места ввода в колонну паров из основных конденсаторов ВРУ. Теоретическая возможность достаточно полной отмывки на 2-х тарелках обуславливается тем, что этот процесс идет при относительно высоких флегмовых числах (порядка 1,0... 1,1).
Принципиальная схема узла получения ПКК, работающего по такому способу, приведена на рис. 1.1. По такой схеме работает большая часть крупнотоннажных ВРУ отечественного производства (БР-2М, КтК-35,КАр-30идр.). Важной проблемой технологии получения тяжелых редких газов является достижение полноты извлечения криптона и ксенона на этой первой стадии получения ПКК. Следовательно, необходимо оценить возможные потери криптона и ксенона в основных узлах ВРУ.
Первые исследования в этой области предпринимались с целью оценки максимально возможного коэффициента извлечения редких газов [33, 23], проводились оценочно исходя из возможностей газового анализа того времени и только в отношении криптона. В конце 90-ых годов были проведены систематические расчетные и экспериментальные исследования по распределению криптона и ксенона в аппаратах и потоках крупнотоннажных ВРУ низкого давления с различными технологическими схемами [11].
Принципиальная схема получения первичного криптонового концентрата с отмывкой Кг из жидкого кислорода на 2-х тарелках основной колонны: 1 - колонна низкого давления (Верхняя колонна); 2 - колонна первичного концентрирования; 3 - отделитель жидкости; 4 - испаритель-конденсатор; 5 - испаритель быстрого слива. Результаты проведенных исследований позволяют определить фактическое количество криптона и ксенона по отношению к перерабатываемому воздуху, которое должно извлекаться с ГЖК на различных установках при условии их эксплуатации в расчетных режимах. Сравнение этих данных с фактическими для действующих блоков позволяет выявить потенциальные возможности увеличения выхода криптона и ксенона. В качестве объектов сравнения выбраны основные отечественные установки КААр-15, КААр-30 и КтК-35. На большинстве установок серии КААр-15 и КА-15 получение ПКК не предусмотрено, остальные блоки оснащены узлом получения ГЖК. Результаты анализа приведены в Таблице 1.
Данные промышленной эксплуатации крупных ВРУ показывают, что на блоках с высоким уровнем технического обслуживания реальные потери инертных газов близки к представленным в табл. 1, а коэффициент извлечения при наличии узла получения ПКК составляет 70...75 %. Исключения составляют ВРУ, на которых сливается предельно возможное количество жидкого кислорода из конденсаторов второй группы. Для них общие потери тяжелых инертных газов, в особенности ксенона, значительно выше. Вместе с тем, данные таблицы 1 показывают, что на ВРУ типа КА-15 и КААр-15, не оснащенных узлами первичного концентрирования криптона, более половины ксенона от поступающего в установку с потоком перерабатываемого воздуха, содержится в потоке «грязного» кислорода, выводящего через испаритель жидкого кислорода взрывоопасные примеси из ВРУ для обеспечения условий взрывобезопасности. Концентрация ксенона в этих потоках пульсирует в силу импульсного характера кипения жидкого кислорода на поверхности, обогреваемой горячей водой или перегретым паром. Однако средняя концентрация составляет 50... 100 ррт, что определяет потенциальную возможность создания технологии по извлечению ксенона из этих потоков в составе ксеноносодержащей смеси с последующей переработкой этой смеси на специализированном оборудовании с получением продукционного ксенона.
За период с 1957 года по настоящее время НПО «Криогенмаш» -единственным на территории РФ и стран СНГ производителем ВРУ, работающих по циклу низкого давления, было выпущено и пущено в эксплуатацию около 60-ти крупнотоннажных ВРУ, не оснащенных узлами получения ПКК, с общим объемом перерабатываемого воздуха порядка 4,8 млн. нм3/час. Из них в настоящее время эксплуатируется и находится в резерве 36 установок (типа КААр-15, КА-15, АКт-30, КА-13,5, Акт-17, АКАр-40/20) с общим объемом перерабатываемого воздуха около 3 млн. нм /час. Потенциально возможный объем дополнительного годового извлечения ксенона на этих установках Vdx", исходя из приведенных в табл. 1 данных по потерям ксенона и при условии, что около 50-ти % названных установок находятся в резерве, может составить, нм /год:
Переходная область и определяющие ее критерии
Вопрос о характере и времени установления режима параллельного переноса, то есть достижения стабилизированного состояния адсорбционного фронта имеет чрезвычайно важное значение в теории и практике динамики адсорбции.
Известно, что характер установления стабилизированного режима определяется в первую очередь видом изотермы заданной системы «сор-бент-сорбат».
Для выпуклой изотермы Шиловым впервые было экспериментально установлено, а затем Зельдовичем и Тодесом аналитически доказано [125], что в достаточно длинном слое сорбента устанавливается режим параллель ного переноса адсорбционной волны, перемещающейся со скоростью: и = а/ (1+ао/Со) {221)
В дальнейшем были даны оценки времени установления такого режима и ширины адсорбционного фронта.
Для вогнутой изотермы имеет место прогрессирующее во времени размытие концентрационного фронта, и режим параллельного переноса не наступает. С помощью упомянутого метода равновесной динамики ад сорбции было показано, что каждая точка расширяющегося адсорбционного фронта движется со своей постоянной скоростью [126]:
Позднее Николаевым и Дубининым было обнаружено наличие области параллельного переноса малых проскоковых концентраций (менее с/Со = 0,01) даже в период общей нестационарности адсорбционного процесса.
Следует отметить, что до настоящего времени имеются разногласия в определении критериев стационарности адсорбционного фронта. Наступление стационарного состояния оценивается разными авторами с помощью: - эмпирических уравнений, определяющих расстояние, пройденное фронтом сорбции за некоторый промежуток времени; - эмпирического уравнения скорости движения сорбционной волны; - расчетного параметра «время формирования адсорбционного фронта»; - интерполяционной формулы Лезина для определения длины зоны формирования адсорбционной волны; - определения наличия линейной зависимости времени проскока от длины слоя сорбента; - установления режима постоянства и равенства скоростей всех точек сорбционной волны; - определения длины слоя сорбента, за которой устанавливается стационарность адсорбционного фронта /ст (2.. .3)/о, где /о - экспериментально определенная высота работающего слоя.
Позднее было найдено, что время, необходимое для стабилизации различных концентрационных точек, неодинаково. Как правило, оно уменьшается по мере приближения к «центру тяжести» концентрационной волны и примерно одинакова для точек, расположенных на равном от него удалении [132].
В связи с этим целесообразно производить расчет характеристик стационарного процесса (высоты работающего слоя и общего среднего ко эффициента массопередачи) именно по точкам, равноудаленным от центра тяжести адсорбционного фронта. Отметим, что применяемое часто на практике определение указанных характеристик по точкам на оси концентраций справедливо лишь для симметричных выходных кривых.
Особое значение стадия формирования адсорбционного фронта имеет при малых начальных и относительных проскоковых концентрациях, что очень важно для решения практических задач в области адсорбционной очистки, к которой относится и настоящее исследование.
Вопросы изотермической динамики физической адсорбции одно-компонентного сорбата достаточно хорошо исследованы. Обширная библиография по этой теме приведена в работах [28, 61, 62, 108, 110, 119, 175] и диссертациях [45, 63, 73].
Впервые основные закономерности динамики адсорбции были установлены Шиловым Н.А. [61], а затем развиты Зельдовичем Я.Б., Тодесом О.М., Е. Викке и И. Вильсоном [126, 201].
При описании процессов динамики адсорбции сорбата в пористых телах наибольшее распространение получили два подхода: так называемые «непрерывная» и «дискретная» модели процесса. По первой модели пористый сорбент представляется в виде квазигомогенной среды, а по второй модели - в виде последовательных ячеек идеального перемешивания.
При этом для описания адсорбционных процессов промышленного применения, когда размеры адсорберов значительно превышают размеры зерен засыпанного в них сорбента, целесообразнее применять непрерывную модель массопереноса в динамике адсорбции. Адсорбционный процесс в этом случае описывается квазилинейными дифференциальными уравнениями в частных производных. Благодаря тому, что такого типа уравнения давно применяются в физике, можно с достаточной наглядно стью выявить основные особенности массообменного процесса в пористых телах при наличии на границе раздела фаз именно физической адсорбции.
Используемые для непрерывной модели уравнения представляют собой уравнения применительно к осредненным параметрам (концентрации, температуры, скорости и др.) для любой точки пористого тела. Вывод и обоснование уравнений динамики физической адсорбции, представляющих собой упрощенное решение системы уравнений (1)...(4), рассмотрены в работах [13, 52, 53, 60, 105].
При описании динамики адсорбции в этих случаях пользуются двумя упрощенными моделями: - поток вещества через адсорбер; а0 - средняя скорость газового потока в адсорбере, равная объемному расходу, отнесенному к единице его поперечного сечения; D - коэффициент дисперсии; z - продольная координата.
Коэффициент дисперсии D зависит от множества параметров (молекулярной диффузии, гидродинамики потока, формы и упаковки зерен и т.д.) Влияние этих параметров обсуждено в работах [102, 106]. Коэффициент продольной дисперсии изменяется от минимального значения на входе в адсорбер до максимальной величины, достигаемой при длине адсорбера, которая в 100 раз больше диаметра зерен сорбента. Поэтому для адсорберов с большой длиной адсорбционного слоя (на практике к ним относится большинство промышленных адсорбционных аппаратов), начальным участком, где коэффициент дисперсии переменный, можно пренебречь и в расчетах считать этот параметр в уравнении (2.30) не зависящим от z.
Большое внимание исследователи уделяют динамике адсорбции однокомпонентного сорбата при нелинейной изотерме. Для простейшей равновесной модели идеального вытеснения была получена зависимость распределения сорбата в аппарате от вида изотермы, возможность образования стационарных волн с резкими фронтами, а также показано существование прогрессивно расплывающихся концентрационных фронтов для вогнутых изотерм [202]. Для неравновесной модели идеального вытеснения Жуховицким, Забежинским и Тихоновым показаны условия реализации режима параллельного переноса или стационарного фронта типа «бегущей концентрационной волны» [41, 42, 43]. При этом было показано, что режим параллельного переноса для неравновесной динамики сорбции, как с учетом, так и без учета продольного переноса реализуется лишь после определенного промежутка времени.
Вопрос о формировании концентрационного фронта при изотерме произвольной формы рассмотрен в работе Колина [63], а Золотаревым получена аналитическая оценка времени формирования режима параллельного переноса для изотерм адсорбции прямоугольной формы [45], характерных для адсорбции большей части веществ на цеолитах. Проблеме конечности стационарного концентрационного фронта при неравновесной адсорбции и изотермах произвольной формы посвящены работы Золотарева и Ябко [162, 163].
Относительная погрешность косвенных измерений
Данный метод расчета, не претендуя на физическое описание адсорбционного процесса, дает удовлетворительные результаты [182].
Особое место в инженерных расчетах занимают методы использования основных положений теории подобия (о чем уже упоминалось выше), которые уже довольно давно внедрены в практику. Привлечение теории подобия позволяет, не интегрируя систему дифференциальных уравнений динамики адсорбции, получать из нее методом преобразований критерии подобия, а затем заменить эту систему уравнений зависимостью между этими критериями. Вид зависимости определяется опытным путем. Исходя из аналогий, существующих между процессами массо- и теплообмена [156], в динамике адсорбции используют следующие диффузионные (в отличие от гидродинамических) критерии: критерий Нуссельта: Ni/ = /Зг12Ю; критерий Фурье: Fo - Dt/l2; критерий Пекле: Ре = al/D; критерий Прандтля (или критерий Шмидта): Р/ = r/Dy и реже критерий Кирпичева: КЇ = /3(jd3ep/D.
При соблюдении диффузионного подобия необходимо также дополнительно соблюдать условия гидродинамического подобия, то есть тождество критериев Рейнольдса и Фруда для обеих систем, а также соблюдения геометрического подобия, для чего в критериальное уравнение вводят так называемые «симплексы» геометрического подобия, выражающие отношение различных геометрических размеров адсорбционного слоя к определяющему размеру. Число таких симплексов может быть различным в зависимости от того, что взято за определяющий размер слоя. Дополнительно в критериальное уравнение также вводится критерий структурного и энергетического подобия сорбентов (До = ВТ /Ра, здесь В - структурная константа из уравнения изотермы Дубинина-Радушкевича; fia - коэффициент аффинности по теории Поляни-Дубинина) и так называемый «концентрационный симплекс» (снас/с, где снас - концентрация сорбата в газовой фазе, соответствующая давлению его насыщенных паров при температуре опыта). Из отечественных работ этого направления можно отметить работы школы Романкова [111, 155], а из зарубежных-Робелля [195].
Серьезный вклад в данном направлении внес Радушкевич [105], который, развивая положение о том, что теория тепломассообмена является частью учения о неравновесной термодинамике, предложил рассматривать динамику адсорбции с точки зрения этой отрасли науки, что позволяет, по мнению автора, на более научной основе, чем это делает теория подобия, решать данную задачу. Эти идеи нашли свое развитие в работах [68].
В начале 50-х годов наметилось особое направление, связанное с использованием ряда положений теории вероятности, так называемый «метод статических моментов» [5, 179, 184]. Метод позволяет путем анализа выходных кривых при помощи статических моментов 1-го, 2-го и 3-го рода решать различные задачи динамики адсорбции. В работе [179] с помощью данного метода дана оценка влияния каждого из трех кинетических факторов (внешняя и внутренняя диффузия и продольный перенос) на общую скорость процесса адсорбции. Однако широкого распространения это направление в настоящее время не получило.
Переходя к проблеме неизотермической динамики адсорбции следует сказать, что еще в 50-х годах прошлого века Тодес и Лезин впервые экспериментально и теоретически показали влияние тепловых эффектов на динамику адсорбции [127, 128, 129].
Выделяющаяся при адсорбции теплота в дальнейшем перемещается по слою сорбента и нагревает его. Естественно, что этот процесс усиливается при повышении концентрации сорбата в газовом потоке. Влияние температурных факторов на динамику адсорбции возрастает также при увеличении площади поперечного сечения (т.е. при переходе к промышленным аппаратам), что ухудшает условия теплоотвода через стенки. Шю-лер [160] утверждает, что трудность переноса данных эксперимента с маленьких адсорберов на аппараты больших промышленных размеров в первую очередь объясняются сложностью учета тепловых факторов, и именно поэтому наблюдается снижение константы равновесия при увеличении диаметра адсорбера и скорости газового потока.
Наиболее часто при решении задач неизотермической динамики сорбции исследователи применяют одномерную модель. При этом использование одномерной модели имеет место не только в случае адиабатического процесса, что вполне понятно, но даже и в большинстве опубликованных работ по неадибатическому массообмену, когда имеет место теплообмен с внешней средой, что вызывает некоторое удивление и объясняется труднопреодолимыми сложностями, которые присущи использованию двухмерной модели.
Концентрация метана в адсорбционной фазе при работе адсорбера на этапе нанесения
Опыты проводились на лабораторном стенде, описанном ранее. В качестве сорбента использовался силикагель КСМг. Начальное содержание ксенона в исходной смеси варьировалось в пределах 30...300 ррт, т.е. в диапазоне концентраций его в промышленном «грязном» кислороде, отбираемом из ВРУ в адсорбер. На рис. 3.22 представлены результаты этих опытов, проведенных на силикагеле КСМг при температуре Т = 105 К, длине слоя JC = 0,1 м, линейной скорости нанесения в рабочих условиях ар = 0,038 м/с и давлении 0,12 МПа. В экспериментах получено, что содержание ксенона в исходной смеси не оказывает сколько-нибудь значительного влияния на время защитного действия адсорбера, определяемого из условия С/Со = 0,1. В опытах начальное содержание ксенона в кислороде варьировалось в пределах 30...300 ррт, что соответствует диапазону концентраций ксенона в «грязном» кислороде, отбираемом из ВРУ в адсорбер.
Исследования проводились на лабораторном стенде, описанном выше. Значения линейных скоростей в опытах лежали в диапазоне от 0,01 до 0,04 м/с, что соответствует области критериев Рейнольдса от Re = 2,5 при 4ф = 0,15 мм до Re = 61 при dxp = 1,5 мм.
Как указывалось ранее, рядом авторов [14, 120] переходной режим при обтекании слоя зернистого материала лежит в диапазоне 15... 150 Re. Таким образом, в нашем случае как в области ламинарного, так и в области переходного режимов, зависимость кинетического коэффициента Д от линейной скорости потока через адсорбер может быть приближенно выражена уравнением вида: /? ар .
На рис. 3.23 приведены в графическом виде кривые зависимости /?о от линейной скорости для 4 типов зернения: 0,15, 0,285, 1,0 и 1,5 мм, что соответствует эквивалентным диаметрам зерна: 0,06, 0,091, 0,4 и 0,8 мм.
Зависимость кинетического коэффициента от изменения линейной скорости через слой сорбента свидетельствует в пользу ранее сделанного вывода о том, что влияние внешнедиффузионной кинетики в процессе адсорбции ксенона из кислорода при низких температурах является определяющим. Этот вывод подтверждается также тем обстоятельством, что процесс низкотемпературного насыщения ксеноном сорбента из исходной смеси характеризуется высокими значениями коэффициента Генри 30000.,,34000, при которых скорость процесса адсорбции, по заключению ряда авторов [118], в основном определяется внешней диффузией. номинальный кинетический коэффициент (3.21) для ар = 0,038 м/с, 1/с; (хр - линейная скорость газа в рабочих условиях, отнесенная к полному сечению адсорбера, м/с; п - коэффициент (3.22), определяющий влияние линейной скорости на кинетический коэффициент /?. Уравнение (3.23) действительно для следующего диапазона параметров: Со = 1. Установлено, что динамика процесса адсорбции практически не зависит от начальной концентрации ксенона в смеси в исследованном диапазоне, который охватывает все встречающиеся на практике значения; 2. Определено, что скорость адсорбционного процесса прямо пропорциональна линейной скорости исходной смеси в рабочих условиях в исследованном диапазоне, охватывающем встречающиеся на практике значения, и падает с увеличением размера зерен сорбента; 3. Расчетом показано, что качество засыпки и разброс в размерах зерна оказывают значительное влияние на эффективность работы адсорбера; 4. Предложена методика расчёта коэффициента внешнего массообмена с применением аналитической функции, описывающей характер выходной кривой, которая повышает точность расчётов. 5. Определено, что распределение погрешности измерения низких концентраций ксенона в газовых смесях подчиняется экспоненциальному закону с показателем степени, равным 0,5. 6. Установлено, что скорость процесса массообмена при низкотемпературной адсорбции ксенона из кислорода лимитируется внешней диффузией. 7. В случае появления на рынке сорбентов с характеристиками по удельной поверхности, превышающими силикагель и одновременно безопасными при работе в кислородной среде, их
На основании проведенных исследований процесса динамики сорбции ксенона из кислорода была разработана, спроектирована и изготовлена установка Х-0,06 для получения азотно-ксеноновой смеси согласно ТУ 2114-001-002-09964-99, которая была запущена в эксплуатацию на нескольких промышленных объектах [7]. На рис. 4.1 представлена принципиальная схема установки, работающей по разработанной технологии. Основные характеристики адсорбера установки Х-0,06:
Диаметр адсорбера - 0,6 м, высота слоя сорбента -5 м, количество засыпаемого силикагеля - 1,2 тонны, рабочая температура - 105 К, рабочее давление - 0,12 МПа, время защитного действия - 90 суток, расход потока грязного кислорода - 50 нм /час.
«Грязный» кислород, выводимый из ВРУ с целью обеспечения взрывобезопасности при ее эксплуатации, поступает в теплообменник I. Для преодоления гидравлического сопротивления системы избыточное давление кислорода на входе должно быть не ниже 0,02 МПа. В теплообменнике I кислород охлаждается обратным потоком и потоком холодного азота до температуры около 105 К, после чего направляется в адсорбер II. Из адсорбера кислород в качестве обратного потока проходит теплообменник I и далее возвращается в коллектор кислорода ВРУ.
