[На предыдущий раздел]

Вторая проблема стала решаемой после обнаружения и последующего теоретического описания явления изотермического пересыщения растворов в ионообменных процессах (IXISS-effect) [38–46]. Суть эффекта состоит в том, что в ионообменном процессе, сопровождающемся образованием слаборастворимого соединения, в слое ионита формируется и стабилизируется пересыщенный раствор, а после выхода раствора из слоя происходит спонтанная кристаллизация слаборастворимого продукта. Использование данного эффекта открывает много возможностей в технологии, в том числе, возможность работы с концентрированными растворами слаборастворимых веществ в колоннах, при одновременном сдвиге ионообменного равновесия в нужную сторону, а также совмещение в одной стадии процессов десорбции, регенерации и самопроизвольного выделения целевого продукта. Теоретический анализ требований к сорбентам для осуществления эффективного процесса декальцинирования морской воды был сделан в работе [26] с использованием равновесной теории ионного обмена. Авторы указанной работы показали, что эффективность процесса может быть существенно увеличена, если будут доступны сорбенты с высокими значениями коэффициента селективности кальция по отношению к магнию (порядка ~ 20–25). Такими уникальными свойствами, по мнению авторов, обладают так называемые “сверхсульфированные” полистирольные катиониты, содержащие в ароматическом ядре стирола более одного остатка сульфоновой кислоты. Это катиониты “С2-activit” и “D-Taylor made”, изготавливаемые лишь в опытных масштабах, чрезвычайно дороги и, как показали наши исследования, неустойчивы к температурному воздействию.

Объектом математического моделирования являлся следующий двухстадийный циклический процесс. 1) На первой стадии первого цикла исходный раствор, соответствующий по составу морской воде (Na⁺ – 0,43, Mg²⁺ – 0,12, Ca²⁺ – 0,02 г-экв/л), со скоростью пропускается через слой сорбента в Na-форме, показанный на рис. 1. При этом сорбент извлекает кальций из раствора и процесс продолжается до проскока кальция на определенном заранее фиксированном уровне. 2) На второй стадии концентрированный раствор, моделирующий рассол после опреснения, при соотношениях компонентов, аналогичных исходному, но с суммарной концентрацией солей, равной , (где f – доля извлеченной пресной воды), пропускается через слой сорбента в направлении, противоположном его направлению в ходе сорбционной стадии, при этом кальций полностью или частично переходит из сорбента в раствор. Так как следующий цикл процесса проходит на сорбенте, где уже сформировано определенное распределение компонентов после первого цикла, динамические характеристики процесса на последующих стадиях отличаются от соответствующих характеристик для первого цикла. Расчет циклического процесса продолжали до выхода на стационарный режим, то есть до получения совпадающих выходных кривых сорбции–десорбции кальция.

При моделировании процесса варьировали следующие параметры: , , степень регенерации сорбента в цикле, а также допустимую степень проскока кальция на стадии сорбции c_Ca,пр, где и – концентрационные константы равновесия ионного обмена на стадиях сорбции и десорбции. Очевидно, что в условиях образования в процессе десорбции пересыщенного раствора эти величины не совпадают и

Определяли максимальную величину критерия , при которой возможен стационарный самоподдерживающийся процесс. В результате расчетов получали трехмерные графики для в виде поверхностей второго порядка по осям, соответствующим и для различных значений параметра .

где P_S – стоимость умягченной воды, определяемая допустимой долей себестоимости умягчения в процессе опреснения, P_w – стоимость единицы объема сорбента; P_W – удельная стоимость сорбционного водоумягчительного оборудования (на единицу объема сорбента); P_el – стоимость электроэнергии, Z_el – удельный расход электроэнергии на перекачку воды; t – срок окупаемости оборудования (1/t – коэффициент амортизации), (1/(1 – f) – степень концентрирования рассола). Например, при следующих оценочных параметрах, часто используемых в литературе: P_S ~0,1 $/м³ (і 10% от себестоимости опреснения); P_el ~0,08 $/кВт·ч; 1/t ~0,14; Z_el ~0,25 кВт·ч/м³; а также при P_w ~3·10³ $/м³; P_W ~15·10³ $/м³ и Z_el ~0,25 кВт·ч/м³ рациональный процесс возможен при E_w > 8/(3f – 1).

На рис. 2 представлен пример результата проведенных расчетов. Показаны кривые зависимости для ряда значений на плоскости, соответствующей фиксированным параметрам: = 0,8 , f = 0,75 и c_Ca,пр = 0,1 c_Ca,0.

Как видно из приведенных результатов, эффективность самоподдерживающегося процесса повышается с увеличением селективности сорбентов к кальцию по отношению к магнию и экстремальным образом зависит от селективности к кальцию по отношению к натрию. Кривые 1–3 и 5 на рис. 2 специально выбраны так, чтобы они соответствовали сорбентам, предлагавшимся ранее для реальных (кривая 1) [25, 27–32] и гипотетических (кривые 2, 3, 5) [26] самоподдерживающихся процессов. Экстремальный характер этих кривых легко объясним: эффективность процесса на стадии сорбции кальция из раствора повышается с увеличением , а на стадии десорбции – ухудшается. Представленные результаты, с учетом оценок эффективности с помощью соотношений (1) и (2), свидетельствуют о том, что сильнокислотные катиониты типа Dowex-50, использованные ранее в процессе Клейна и Вермейлена [25, 26–32], с параметрами = 2,85 (кривая 1) и = 1,4 (точка (: ) на кривой 1) непригодны для создания рационального самоподдерживающегося процесса.

Что касается катионитов “С₁” с параметрами = 4,9 (кривая 2) и = 2,0 (точка(: ) на кривой 2), “D” с параметрами = 12,7 (кривая 3) и = 2,4 (точка(: ) на кривой 3) и “С₂” с параметрами = 28,2 (кривая 5) и = 2,05 (точка (: ) на кривой 5), то они были бы пригодны технологически, если бы обладали достаточной химической и механической устойчивостью. Кроме того, эти сорбенты в несколько раз дороже промышленных катионитов и поэтому не соответствуют общему критерию эффективности.

[На следующий раздел] [На Содержание]

Copyright ©