Таблица 1.14 - Зависимость числа единиц переноса N от требуемой степени очистки газов, , %

, %	N	, %	N	, %	N	, %	N
90	2,303	99,0	4,605	99,90	6,908	99,990	9,210
95	2,996	99,1	4,710	99,91	7,013	99,991	9,316
95,5	3,101	99,2	4,828	99,92	7,131	99,992	9,433
96	3,219	99,3	4,962	99,93	7,264	99,993	9,567
96,5	3,352	99,4	5,116	99,94	7,419	99,994	9,721
97	3,507	99,5	5,298	99,95	7,601	99,995	9,903
97,5	3,689	99,6	5,521	99,96	7,824	99,996	10,127
98	3,912	99,7	5,809	99,97	8,112	99,997	10,414
98,5	4,200	99,8	6,215	99,98	8,517	99,999	11,513

С учетом соотношения (1.198) зависимость (1.199) в расчетах обычно используют в виде

.(1.200)

Значения коэффициентов В и k для некоторых видов дисперсных загрязнителей приведены в таблице 1.15.

Очевидно, что определенный произвол, который трудно устранить при подборе параметров В и k, может внести существенные погрешности в результаты расчетов.

Для получения достоверных результатов требуется и очень корректный подход к определению доли энергии, затрачиваемой непосредственно на улавливание загрязнителя. Точное теоретическое определение этой величины невозможно. В практике проведения расчетов величину А составляют из нескольких позиций энергозатрат индивидуально для каждого типа газоочистного устройства. Для рассмотренных конструкций газопромывателей принимают, что доля энергии, непосредственно обеспечивающая очистку газового потока, складывается из энергии газового потока, затрачиваемой на создание газожидкостной смеси и энергии жидкого потока, затрачиваемой на диспергирование жидкости. Потери энергии на трение и местные сопротивления, возникающие при движении потоков к области контакта фаз, должны быть исключены из затрат на очистку.

Степень очистки, определенная по энергетическому методу, оказывается близкой к реальности для таких типов аппаратов, в которых осаждение загрязнителей обеспечивается преимущественно за счет одного из энергетических составляющих, а вкладом остальных составляющих допустимо пренебречь в пределах точности инженерных расчетов. Так, например, для газопромывателей с трубами Вентури, центробежных сепараторов ЦВП, ЦС, ВТИ, скрубберов ударно-инерционного действия можно без значительной погрешности принять, что осаждение частиц в них происходит за счет энергии газового потока. Поэтому сопротивление этих аппаратов по газу может быть приравнено к величине удельных энергозатрат А в формуле (1.200).

Таблица 1.15 - Значения В и k для некоторых видов дисперсных загрязнителей

Наименование загрязнителя	В	k
Аэрозоль из известных печей	5,5310-5	1,2295
- сульфата меди	2,1410-4	1,068
- свинца и цинка из штатных печей	6,7410-3	0,478
- фосфорной кислоты	1,3410-2	0,631
Зола-унос, пылевидное сжигание углей	4,3410-3	0,3
Пыль ваграночная	1,3610-2	0,621
- доменная	1,92510-1	0,326
- колосниковая	6,6110-3	0,891
-конвертеров при продувке кислородом сверху	9,8810-2	0,466
- томасовских	2,6810-1	0,259
- печей известковых	6,510-4	1,053
- карбидных (в дымовых газах)	0,8210-3	0,914
- мартеновских на дутье воздушном	1,7410-6	1,594
- на дутье, обогащенном кислородом	1,56510-6	1,619
- плавильных (для латуни) с оксидами цинка	2,3410-2	0,532
- закрытых (для ферросилиция)	6,4910-5	1,1
- электрических (для ферросилиция)	2,4210-5	1,26
Тоже ферросплавных (для силикомарганца)	6,910-3	0,67
- производства калийных удобрений	9,051011	2,92
- целлюлозы	410-4	1,05
- - производства каолина	2,3410-4	1,15
- мыла (дурнопахнущие вещества)	1,0910-5	1,415
- черного щелока, обработка сухих газов	9,310-4	0,861
Тоже предварительно увлажненных газов	1,3210-3	0,861
Фосфорных удобрений (после циклона)	1,210-1	0,454
- тальковая	2,0610-1	0,351
Сажа процесса электрокрекинга метана	10-5	1,36
Соли натрия в дымовых газах печей термообработки сточных вод.	0,2110-5	1,515

Список перечисленных выше аппаратов может быть дополнен пен-1 абсорбером при условии, что в качестве удельной энергозатраты на очистку газов принимается сопротивление не всего аппарата, а только тарелок со слоем пены (и при наличии каплеуловителей и стабилизирующих решеток). Сопротивление же конструктивных элементов на входе и выходе пенного аппарата (отводов, тройников, расширения и сужения потока) учитываться не должно. В насадочных скрубберах и центробежных аппаратах с форсуночным распылением жидкости следует учитывать потери энергии газового и жидкого потоков. Для полых газопромывателей основные затраты энергии на очистку связаны с распылом орошающей жидкости. Удельные затраты энергии на распыливание жидкости А, Дж/м3, при условии использования совершенных конструкций распылителей, рассчитывают по формуле

,(1.201)

где Р - давление жидкости перед форсункой, Па.

1.7.5 Расчеты мокрых скрубберов по энергетическому методу

1. По расходу, составу и свойствам выбросов, требуемой степени их очистки выбирают подходящий тип аппарата.

2. Из уравнения (1.199) или из таблицы 1.14 находят необходимое число единиц переноса.

3. Принимают значения В и k, используя данные таблицы 1.15, если заданного вида пыли нет в таблице, желательно провести поиск сведений по другим источникам. При полном отсутствии необходимых сведений остается принимать значения В и k для сходных видов пыли, промышленного оборудования, технологических процессов и т.д.

4. Находят из уравнения (1.200) долю энергозатрат А, необходимую для обеспечения требуемого числа единиц переноса.

5. Распределяют найденную величину энергозатрат А между элементами аппарата, создающими контакт газов с жидкостью, учитывая их конструктивные особенности и избегая шаблонности.

6. Рассчитывают сопротивления указанных элементов, приводя расходы и другие характеристики потоков к условиям обработки в аппарате.

7. Оценивают приемлемость полученных значений сопротивлений аппарата для имеющихся в наличии или намеченных к установке тягодутьевых устройств. Решение об использовании аппарата следует принимать с учётом величины материальных и энергетических затрат, количества образующихся стоков и т.д.

8. Если принято решение об использовании рассматриваемого типа аппарата, определяют по величине сопротивления скорости газового потока и жидкости в соответствующих элементах, а по ним - требуемые размеры элементов.

9. Уточняют размеры элементов, принимая типовые или стандартные изделия, выписывают их характеристики и подбирают тягодутьевые устройства, насосы, другое вспомогательное оборудование; производят расчет коммуникаций.

1.7.6 Пенные аппараты

Впервые пенный способ очистки запыленных газов предложен и подробно исследован M. E. Позиным. Аппарат (рисунок 1.23) может работать со свободным сливом пены или с подпором пены сливной перегородкой (второй режим предпочтительнее).



1 - корпус; 2 - тарелка; 3 - приемная коробка; 4 - порог; 5 - сливная коробка

Рисунок 1.23 - Пенный пылеуловитель с переливной тарелкой

Пенный аппарат с дырчатыми тарелками

В аппарате обычно устанавливаются дырчатые тарелки с диаметром отверстий 3-8 мм и свободным сечением от 0,15 до 0,25 м2/м2. Геометрические размеры тарелок приведены в таблице 1.16

Для уменьшения вероятности забивания отверстий тарелки пылью разработаны аппараты с провальными тарелками, в которых подвод газов в зону контакта с жидкостью и отвод последней из этой зоны осуществляется через одни и те же дырчатые или щелевые отверстия (рисунок 1.24).

Для очистки газов применяются два основных вида провальных тарелок: дырчатые и щелевые (рисунок 1.25).

Щелевые тарелки подразделяются на решетчатые, трубчатые и колосниковые. Трубчатые и колосниковые щелевые тарелки изготовляются сварными из трубок, пластин или прутков.

Таблица 1.16 - Геометрические размеры тарелок с круглыми отверстиями

Шаг отверстий, мм	Диаметр отверстий, мм	Своб. сечение, м2/м2	Шаг отверстий, мм	Диаметр отверстий, мм	Своб. сечение, м2/м2
6	6	0,226	12	5	0,157
8	4	0,226	13	5	0,134
9	4	0,179	13	6	0,193
10	5	0,226	13	7	0,263
10	5,5	0,272	14	6	0,167
11	5	0,187	16	7	0,174
11	6	0,271	18	8	0,179

1 - корпус; 2 - оросительное устройство; 3 - тарелка

Рисунок 1.24 - Мокрый пылеуловитель с провальной тарелкой

Оптимальная толщина тарелки с точки зрения гидравлического сопротивления должна составлять 4-6 мм.

а - щелевая; б - дырчатая

Рисунок 1.25 - Конструкции провальных тарелок

Диаметр отверстий d0 в тарелках пылеулавливающего аппарата составляет от 4 до 8 мм, ширина щели b = 4-5 мм, а свободное сечение колеблется от 0,2 до 0,25 м2/м2.

В теплообменных аппаратах ширина щели может быть увеличена от 5 до 8 мм, а свободное сечение - от 0,4 до 0,5 м2/м2.

Необходимое число щелей на тарелке n может быть определено из приведенных ниже данных:

n	X	n	X	n	X
1	0.000	11	8.042	21	15.015
2	0.866	12	8.832	22	16.713
3	1.668	13	9.620	23	17.500
4	2.498	14	10.411	24	18.287
5	3.296	15	11.200	25	19.094
6	4.093	16	11.982	26	19.860
7	4.887	17	12.776	27	20.648
8	5.679	18	13.564	28	21.432
9	6.471	19	14.352	29	22.219
10	7.257	20	15.138	30	23.005

Параметр X определяется из выражения

Х=0,785D2S0/(l0b),(1.202)

где D - диаметр аппарата, м;

S0 - свободное сечение тарелки, м2/м2;

l0 - длина самой длинной щели, расположенной по диаметру тарелки и равной D - 0,01 м.

Общая длина всех щелей

Уl=0,785 D2S0/b,(1.203)

а шаг между щелями

t = l0 / n = c + b,(1.204)

где с - ширина промежутка между соседними щелями, м;

b - ширина щели, м.

Исходными данными для расчета аппарата являются расход очищаемых газов Qr, плотность частиц улавливаемой пыли , и ее дисперсный состав.

Дырчатые тарелки (таблица 1.16) имеют ромбическую разметку (по равностороннему треугольнику), при которой шаг, м, определяется из выражения

(1.205)

Удельное орошение при очистке газов (без необходимости охлаждения) составляет от 0,4 до 0,6 л/м3 газов.

Плотность орошения Wж, кг/(м3 с), находят из выражения

,(1.206)

где m - удельное орошение, м3/м3 газов;

wГ - минимальная линейная скорость газов, при которой образуется пенный режим в указанных пределах плотности орошения, может быть принята равной от 1,0 до 1,2 м/с.

Расчет максимальной скорости газов при пенном режиме w кр, м/с, ведется методом последовательных приближений по эмпирическому уравнению

,(1.207)

где dэ - эквивалентный диаметр отверстий тарелки, м: для дырчатых тарелок dэ= d0 , для щелевых dэ=2b;

А - коэффициент, определяемый из выражения

,(1.208)

где Wст - стандартная плотность орошения, равная 1 кг/(м3с).

При расчете предварительно задаются линейной скоростью газов в аппарате Wг, принимая равной от 2 до 2,3 м/с, и по уравнению (1.206) определяют Wж.

Рабочая скорость газов Wг в аппарате (на входе в слой пены) должна составлять от 0,9 до 0,95 Wкр. Если Wкр окажется по расчету меньше принятой Wг или больше, чем 1,1Wг, то расчет повторяют с внесением соответствующих поправок в принятое значение Wг.

Диаметр аппарата D, м, определяют по уравнению

.(1.209)

Если диаметр аппарата оказывается большим (D>2,5 м), то следует устанавливать несколько параллельных аппаратов. Большое внимание в этом случае следует уделять равномерному распределению газов по всей площади сечения аппарата. Поэтому в аппаратах большого сечения иногда устанавливают вместо одной две тарелки, полагая, что первая из них (по ходу газов) обеспечивает равномерное газораспределение.

Полное гидравлическое сопротивление аппарата ДР, Па, определяют по уравнению

,(1.210)

где Рвх - гидравлические потери при входе газов в аппарат, Па;

Рвых -гидравлические потери при выходе газов из аппарата, Па;

Рт - полное гидравлическое сопротивление одной или нескольких тарелок (в случае многополочного аппарата) со слоем пены, Па;

Ркап - гидравлическое сопротивление каплеуловителя, встроенного в аппарат, Па.

Значения Рвх, Рвых невелики и составляют 50-100 Па.

Полное гидравлическое сопротивление тарелки, Па, определяют по формуле

,(1.211)

где Дс - гидравлическое сопротивление за счет сил поверхностного натяжения, Па.

При пенном режиме взаимодействия газов и жидкости коэффициент А рассчитывают из выражения (1.208).

Для щелевых тарелок ДРу, рассчитывают по уравнению

,(1.212)

где у - коэффициент поверхностного натяжения на границе раздела фаз газ - жидкость, Н/м.

Для расчета ДРу дырчатых тарелок рекомендуется формула

.(1.213)

Гидродинамический расчет пенных аппаратов с провальными тарелками может быть проведен по номограмме, приведенной на рисунке 1.26. С помощью номограммы может быть определен один из четырех параметров (г, m, do, S0) при трех других заданных, гидравлическое сопротивление тарелки ДPт, а также высота слоя пены на тарелке Hn. Номограмма может быть применена при скоростях газов от 0,8 до 2,0 м/с, т. е. в пределах протекания пенного режима.

Для уменьшения уноса брызг верхняя тарелка пенного пылеуловителя должна быть удалена от места отвода газов из аппарата на расстояние не менее 1,0 м.

Общая эффективность пылеулавливания пенных аппаратов, как с переливными, так и с провальными тарелками рассчитывается по формуле (1.54) при d50=0,85 мкм и lg у = 0,769. Значения d50 и lg у получены для условий: скорость газов в аппарате WГ=2 м/с, высота слоя пены на тарелке Hn=0,09 м. Поэтому в случае необходимости для аппаратов с другими параметрами значения з могут быть уточнены по формуле

,(1.214)

где зо -- эффективность при WГ = 2 м/с и НП = 0,09 м.

При очистке газов с большой начальной запыленностью (Свх>15-20 г/м3) целесообразно применять двухполочные аппараты.

Если аппарат с провальными тарелками используется для кондиционирования газов (охлаждения, увлажнения и предварительной очистки) или устанавливается перед другим мокрым пылеуловителем, он может работать при >КР, но ниже точки захлебывания.

Скорость газов в аппарате с провальными тарелками, соответствующая точке захлебывания З ,м/с, может быть определена из эмпирического выражения

.(1.215)



Рисунок 1.26 - Номограмма для гидродинамического расчета пенных аппаратов с провальными тарелками

Ключ: Гmd0S0 Г ДPт ,

Гmd0S0 Hп.

Доля свободного сечения тарелки ц, занятая газом, рассчитывается по формуле

,(1.219)

где осух -- коэффициент гидравлического сопротивления сухой тарелки; для обычно применяемых в пенных пылеуловителях дырчатых и щелевых тарелок толщиной 4-6 мм осух 1,6-1,7.

Гидравлическое сопротивление провальных тарелок со свободным сечением Sо 0,25 м2/м2 при Г >КР, а также провальных тарелок с большим свободным сечением рассчитывают также по формуле (1.211) с использованием соответствующих коэффициентов А (таблица 1.17).

Таблица 1.17 - Формулы для расчета коэффициента А для провальных тарелок различного типа

Тип тарелки	Свободное сечение тарелки, м2/м2	Скорость газов в свободном сечении аппарата, м/с	Формула для расчета
Дырчатые и щелевые	0,15-0,25	ГКР	(1.216)
Дырчатые и щелевые	0,3-0,4	Г 0,8-5,0	(1.217)
Трубчатые	0,3-0,4	Г =1,0-3,5	(1.218)

Пенный аппарат со стабилизатором пенного слоя (ПАСС)

Газопромыватель разработан ЛТИ совместно с институтом Проектпромвентиляция. Отличие аппарата от газопромывателя с провальной тарелкой заключается в установке непосредственно на тарелке стабилизатора, представляющего собой сотовую решетку из вертикально расположенных пластин, разделяющих сечение аппарата и пенный слой на небольшие ячейки (рисунок 1.27).

Рисунок 1.27 - Стабилизатор

Стабилизатор пены предотвращает возникновение волнового режима на тарелке вплоть до скорости газов 4,0 м/с, т. е. существенно расширяет скоростной интервал пенного режима. Благодаря стабилизатору происходит значительное накопление жидкости на тарелке и, следовательно, увеличение высоты пены по сравнению с провальной тарелкой без стабилизатора. Применение стабилизатора позволяет существенно сократить расход воды на орошение аппарата.

Рекомендуются следующие размеры стабилизатора: высота пластин 60 мм; размер ячеек - от 35x35 до 40х40 мм. Оптимальными условиями работы аппарата являются: Г = 2,5-3,5 м/с и m = 0,05-0,1 л/м3. В аппарате устанавливаются дырчатые провальные тарелки с dо=3-6 мм и S0=0,14-0,22 м2/м2 и щелевые (трубчатые) провальные тарелки с b=3-6 мм и Sо=0,12-0,18 м2/м2 . Диаметр труб в трубчатых тарелках dтр=с=20-32 мм.

Высоту слоя пены Hп, образующейся на дырчатых тарелках, определяют по номограмме на рисунке 1.28, а, образующейся на трубчатой тарелке - по номограмме на рисунке 1.28, б.



а - на дырчатых тарелках (ключ: гWжS0d0жHn);

б - на трубчатых тарелках (ключ: гWжS0d0жHn)

Рисунок 1.28 - Номограмма для определения высоты пенного слоя

Гидравлическое сопротивление газопромывателя ПАСС рассчитывается по формуле (1.210), причем ДРт , м, находят из выражения

.(1.220)

Гидравлическое сопротивление пенного слоя ДРп находится по номограмме, приведенной на рисунке 1.29.

Ключ: Hnжгu

Рисунок 1.29 - Номограмма для определения гидравлического сопротивления пенного слоя аппарата типа ПАСС

Эффективность улавливания пыли в газопромывателе ПАСС может быть определена на основании значений d50 и lgуз для пенных аппаратов с учетом поправки по уравнению (1.214).

Типоразмерный ряд газопромывателей ПАСС типа ПВПР (рисунок 1.30) производительностью по газу от 3000 до 90000 м3/ч, состоящий из 12 типоразмеров, разработан институтом Ленгипрогазоочистка. Корпус аппарата круглого сечения собирается из секций, что позволяет производить компоновку с одной или двумя тарелками.

Таблица 1.18 - Технические характеристики газопромывателей типа ПВПР

Наименование	Марка аппарата
	ПВ ПР-3	ПВ ПР-4	ПВ ПР-5	ПВ ПР-7	ПВ ПР-9	ПВ ПР-12	ПВ ПР-17	ПВ ПР-22	ПВ ПР-30	ПВ ПР-41	ПВ ПР-44	ПВ ПР-80
Производительность по газу, м3/ч Основные размеры, мм: D D11 D2 Н/Н* Mасса, кг	2500-3400 600 500 300 3890 3190 725	3400-4500 700 600 350 424503645 915	4500-6200 800 700 400 4550 3950 1120	6200-7500 900 700 500 5125 4525 1135	7500-10000 1000 800 500 5385 5085 1570	10000-15000 1200 1000 600 6835 5835 2640	16000-18700 1400 1200 600 7380 6380 3200	18700-24000 1600 1400 600 7855 6855 3810	24000-32500 1800 1600 800 9330 8330 6440	32600-45700 2200 1800 1000 10990 9790 8370	45700-64000 2600 2200 1200 12100 10900 11340	64000-90000 3000 2400 1200 13520 12320 13090

Н* -- высота аппарата с одной тарелкой (без средней секции)

Предусмотрено применение тарелок двух типов: дырчатой с S0=0,18 м2/м2 или трубчатой с S0=0,167 м2/м2 . В верхней части скруббера установлен центробежный каплеуловитель с цилиндрическим завихрителем. Максимальная температура газов на входе в аппарат 100 0C, максимальное разрежение 5 кПа. Технические характеристики газопромывателей ПВПР приведены в таблице 1.18.

1 - брызгоуловитель; 2 - центробежный завихритель;

3 - патрубок для отвода жидкости из брызгоуловнтеля;

4 - верхняя секция; 5 - средняя секция; 6 - стабилизатор;

7 - нижняя секция; 8 - тарелка; 9 - ороситель;

10 - форсунка для периодического орошения завихрителя

Рисунок 1.30 - Газопромыватель типа ПВПР

Гидродинамический пылеуловитель ГДП (рисунок 1.31) разработан НИПИОТСТРОМ и предназначен для очистки аспирационного воздуха и газов от пыли, не схватывающейся в воде. Он является аппаратом непрерывного действия с внутренней циркуляцией жидкости и периодической разгрузкой уловленных продуктов в виде шлама или растворов. Это позволяет эксплуатировать аппарат с очень низким удельным орошением.

Запыленный газ сначала поступает в подрешеточное пространство, захватывает часть жидкости, а затем, пройдя отверстия решетки (тарелки, в которых скорость газа составляет 10-12 м/с), контактирует со слоем турбулизированной пены. Для обеспечения равномерного распределения газа в свободном сечении решетки, ее отверстия выполнены с увеличением диаметра по мере удаления отверстий от входного патрубка.

Таблица 1.19 - Технические характеристики газопромывателей типа ГДП-М

Наименование	Марка аппарата
	ГДП-5М	ГДП-7М	ГДП-10М
Производительность по газу, м3/ч	5000	7000	10000
Максимальная температура газа на входе, 0О С	250
Максимальное гидравлическое сопротивление, Па	1800
Запыленность газов на входе, г/м3	До 30
Удельное орошение, л/м3	0,015-0,05
Диаметр аппарата, м	1,0	1,25	1,5
Высота аппарата, м	2,9	3,2	3,65
Масса в рабочем состоянии, кг	1000	1560	2200

Очищенный от пыли газ проходит через каплеотделитель и через выходной патрубок отводится в атмосферу. Уловленная пыль в виде шлама осаждается в бункерной части и через разгрузочное устройство, периодически выводится из аппарата. Аппарат обеспечивает высокую эффективность при улавливании частиц пыли крупнее 5 мкм.

Разработан типоразмерный ряд газопромывателей типа ГДП-М, технические характеристики которого приведены в таблице 1.19.



1 - корпус; 2 - центробежный каплеуловитель; 3 - реле управления водоподпиткой; 4 - патрубок для входа газов; 5 - тарелка; 6 - разгрузочное устройство; 7 - электромагнитный клапан; 8 - гидрозатвор; 9 - регулятор уровня жидкости; 10 - электромагнитный вентиль

Рисунок 1.31 - Газопромыватель типа ГДП-М

тепловой абсорбер тарельчатый насадочный

Глава 2. Примеры расчета абсорбционных аппаратов

2.1 Расчет насадочного абсорбера

Пример 1. Рассчитать противоточный абсорбер насадочного типа для поглощения SO2 водой из газа состава (% об.): 7% SO2, 97% N2. Суточный расход газа на входе V2 =120000 м3 ; давление смеси Р = 760 мм рт.ст. На орошение подается вода при температуре 30 0С. Содержание SO2 в уходящем газе не более 0,3%.

Для упрощения приведенных ниже расчетов газовая смесь и поглотитель рассматриваются как бинарные, состоящие из распределяемого компонента и инертной части (носителей); физические свойства их приняты осредненными.

Для линеаризации уравнения рабочей линии абсорбции составы фаз выражают в относительных концентрациях распределяемого компонента, а нагрузки по фазам - в расходах инертного носителя. В приведенных ниже расчетах концентрации выражены в относительных массовых долях распределяемого компонента, а нагрузки - в массовых расходах носителей.

Геометрические размеры колонного массообменного аппарата определяются в основном поверхностью массопередачи, необходимой для проведения данного процесса, и скоростями фаз.

Поверхность массопередачи может быть найдена из основного уравнения массопередачи (1.1)

где Kx, Ky - коэффициенты массопередачи соответственно по жидкой и газовой фазам, кг/(м2 с).

Масса поглощаемого вещества и расход поглотителя

Массу диоксида серы, перешедшего в процессе абсорбции из газовой смеси в поглотитель за единицу времени, находят из уравнения материального баланса (1.5)

,

где L, G - расходы соответственно чистого поглотителя и инертной части газа, кг/с; - начальная и конечная концентрация диоксида серы в поглотителе (воде), кг SO2 /кг М; - начальная и конечная концентрация диоксида серы в газе, кг SO2/кг Г.

Движущая сила массопередачи

Движущая сила, в соответствии с уравнениями (1.49 и 1.50), может быть выражена в единицах концентраций как жидкой, так и газовой фаз. Для случая линейной равновесной зависимости между составами фаз, принимая модель идеального вытеснения в потоках обеих фаз, определим движущую силу в единицах концентраций газовой фазы

где - большая и меньшая движущие силы на входе потоков в абсорбер и на выходе из него, (рисунок 2.1).

В данном примере

где и - концентрации диоксида серы в газе, равновесные с концентрациями в жидкой фазе (поглотителе) соответственно на входе в абсорбер и на выходе из него (рисунок 2.1)

Рисунок 2.1 - Схема распределения концентраций в газовом и жидкостном потоках в абсорбере

В химической промышленности особое значение при выборе насадки имеют следующие факторы: малое гидравлическое сопротивление абсорбера, возможность устойчивой работы при сильно изменяющихся нагрузках по газу, возможность быстро и дешево удалять с поверхности насадки отлагающийся шлам и т. д. Таким требованиям отвечают широко используемые деревянная хордовая и металлическая спиральная насадки.

Расчет коэффициентов массоотдачи

Для регулярных насадок (к которым относится и хордовая) коэффициент массоотдачи в газовой фазе y находят из уравнения (1.63)

где - диффузионный критерий Нуссельта для газовой фазы.

Отсюда y (в м/с) равен

где Dy-средний коэффициент диффузии диоксида серы в газовой фазе, м2/с;

- критерий Рейнольдса для газовой фазы в насадке;

- диффузионный критерий Прандтля для газовой фазы; y- вязкость газа, Пас; l- высота элемента насадки, м.

Для колонн с неупорядоченной насадкой коэффициент массоотдачи y можно найти из уравнения (1.62)

Коэффициент массоотдачи в жидкой фазе х находят из обобщенного уравнения, пригодного как для регулярных (в том числе и хордовых), так и для неупорядоченных насадок (1.64)

,

где - диффузионный критерий Нуссельта для жидкой фазы.

Отсюда х (в м/с) равен

,

где Dх - средний коэффициент диффузии диоксида серы в воде, м2/с;

- приведенная толщина стекающей пленки жидкости, м;

- модифицированный критерий Рейнольдса для стекающей по насадке пленки жидкости;

- диффузионный критерий Прандтля для жидкости.

Составление материального баланса и определение расхода воды

Концентрация SO2 в поступающем газе на 1 кг инертного газа

здесь количество инертного газа, поступающего в абсорбер,

где парциальное давление газа

температура газа TN2 = 273+30 = 303 K; газовая постоянная инертного газа (азота)

.

Количество SO2, поступающего в абсорбер,

где

Парциальное давление SO2 в поступающем газе

мм рт. ст.

Концентрация SO2 в уходящем газе на 1 кг инертного газа

где =31,8 мм рт. ст. при 30оС, а парциальное давление SO2 в уходящем газе

мм рт. ст.

Количество поглощенного SO2

где степень извлечения SO2

Определяем парциальное давление SO2 над поступающей жидкостью. Если на орошение подается чистая вода , то При парциальном давлении SO2 в поступающем газе pн=53,2 мм рт.ст. равновесная концентрация SO2 в жидкости, вытекающей из абсорбера, составит кг SO2 на 100 кг воды.

Упругость паров pSO2 над водным раствором при 30оС находим (Приложение А 1) по концентрации SO2 в растворе ()

в кг (на 100 кг H2O)	0,02	0,05	0,10	0,15	0,20	0,30	0,50	0,70	1,00
в мм рт. ст.	0,1	1,7	4,7	8,1	11,8	19,7	36,0	52,0	79,0

Предполагая, что концентрация воды на выходе достигнет значения находим минимальный расход воды

Действительный расход поглотителя при 20 %-м запасе

L = 121000 · 1,2 = 145000 кг/ч.

Действительное содержание SO2 в уходящей воде на 100 кг H2O

на 1 кг H2O = 0,00593 кг.

Парциальное давление SO2 над уходящей жидкостью при = 0,593 кг на 100 кг H2O определяем по приведенным выше данным мм рт. ст.

Расход воды на 1кг инертного газа проверяем по уравнению материального баланса

.

Определение диаметра абсорбера

В качестве насадки выбираем кокс. Средний размер кусков dср=75 мм; удельная поверхность насадки а=42 м2/м3; свободный объем Vcв=0,58 м3/м3.

По уравнению определяем скорость газа при захлебывании, учитывая, что при 30оС

;

отсюда wo=0,81 м/с.

Принимаем рабочую скорость газа

.

Площадь сечения абсорбера

откуда диаметр абсорбера Д=1,65 м.

Проверяем выбранную площадь сечения абсорбера по плотности орошения.

Плотность орошения и активная поверхность насадки

Плотность орошения (скорость жидкости) рассчитывают по формуле (1.31)

где S - площадь поперечного сечения абсорбера, м2.

При недостаточной плотности орошения и неправильной организации подачи жидкости поверхность насадки может быть смочена не полностью. Но даже часть смоченной поверхности практически не участвует в процессе массопередачи ввиду наличия застойных зон жидкости (особенно в абсорберах с нерегулярной насадкой) или неравномерного распределения газа по сечению колонны.

Существует некоторая минимальная эффективная плотность орошения Umin, выше которой всю поверхность насадки можно считать смоченной. Для пленочных абсорберов ее находят по формуле

.

Здесь

где Гmin - минимальная линейная плотность орошения, ;

- поверхностное натяжение, .

В проектируемом абсорбере плотность орошения U выше Umin, поэтому в данном случае коэффициент смачиваемости насадки = 1.

Для насадочных абсорберов минимальную эффективную плотность орошения Umin находят по соотношению:

где qэф- эффективная линейная плотность орошения, м2/с.

Для колец Рашига размером 75 мм и хордовых насадок с шагом более 50 мм qэф= 0,03310-3м2/с; для всех остальных насадок qэф=0,02210-3м2/с.

Коэффициент смачиваемости насадки для колец Рашига при заполнении колонны внавал можно определить из следующего эмпирического уравнения

где dн - диаметр насадки;

При абсорбции водой и водными растворами хорошо растворимых газов смоченная поверхность насадки уменьшается. Поэтому полная смачиваемость достигается при более высоких значениях Г. Для таких систем значение Гmin может быть рассчитано по уравнению

где коэффициент A зависит от краевого угла смачивания и изменяется в пределах 0,12-0,17; - разница между поверхностным натяжением жидкости, подаваемой на орошение колонны, и жидкости, вытекающей из нее.

Доля активной поверхности насадки а может быть найдена по формуле

где p и q - коэффициенты, зависящие от типа насадки.

Не вся смоченная поверхность является активной. Наибольшая активная поверхность насадки достигается при таком способе подачи орошения, который обеспечивает требуемое число точек орошения n на 1 м2 поперечного сечения колонны. Это число точек орошения и определяет выбор типа распределительного устройства.

Плотность орошения насадки

где 1,5 - минимально допустимая плотность орошения.

Оптимальная плотность орошения

.

Плотность орошения удовлетворяет условию хорошей смачиваемости насадки, так как

.

Так как плотность орошения значительно больше оптимальной, то сопротивление колонны может возрасти. Для снижения U следует выбрать насадку другого типа. Выбираем в качестве насадки кокс: dср=25 мм; а=120 м2/м3; Vcв=0,53 м3/м3. Для этой насадки скорость газа при захлебывании находим из соотношения

откуда wo=0,422 м/с.

Рабочая скорость газа w = 0,8•0,422 = 0,338 м/с. Тогда площадь сечения абсорбера S=4,1 м2 и диаметр абсорбера Д=2,28 м.

Проверяем снова плотность орошения

Определение высоты насадки

Высоту насадки определяем, исходя из основного уравнения массопередачи. Рассчитываем среднюю движущую силу процесса.

Движущая сила процесса абсорбции внизу абсорбера

Движущая сила наверху абсорбера

Так как

то среднюю движущую силу процесса определяем по формуле



Рассчитываем коэффициент массопередачи. Полагая, что диффузионное сопротивление жидкости мало по сравнению с сопротивлением газа, принимаем, что коэффициент массопередачи K равен коэффициенту массоотдачи г для газовой фазы.

В первом варианте расчета используем критериальное уравнение

Здесь динамическую вязкость газа находим, как вязкость газовой смеси

где молекулярную массу смеси SO2 и N2 определяем по составу газа

а динамическую вязкость составляющих газов и при 30оС находим по графику (Приложение А 4).

Получаем г=0,017 мПа = 0,01710-3 кг/(мс).

Диффузионный критерий Прандтля для газа

.

Здесь коэффициент диффузии SO2 в воздухе при 30оС рассчитываем по уравнению

где D=0,037 м2/ч - коэффициент диффузии при 00 С и p0=1 кгс/см2.

Рассчитываем диффузионный критерий Нуссельта для газа

Коэффициент массоотдачи

здесь

Необходимая площадь поверхности абсорбции

Высота насадочной части абсорбера



Так как надежных уравнений для однозначного определения коэффициента массопередачи нет, выполним второй вариант расчета, используя эмпирические уравнения для объемных коэффициентов массоотдачи (абсорбция SO2 водой в колонне, заполненной кольцами).

Коэффициент массоотдачи в газовой фазе выражается уравнением

где Wг и Wж - количества газа и жидкости в кг/(м2ч).

Объемный коэффициент массоотдачи в жидкой фазе (при 30С)

.

Рассчитаем объемный коэффициент массопередачи. Так как коэффициенты массоотдачи гV и жV выражены соответственно в и , выполним пересчет константы фазового равновесия m. Формулу пересчета можно записать следующим образом

,

здесь Mж и ж - молекулярная масса и плотность растворителя.

Принимая для воды Мж= 18 и ж= 1000 кг/м3 , находим

Значение постоянной mpx для водного раствора SO2 при 30оС находим по таблицам:

Объемный коэффициент массопередачи

Высота насадочной части абсорбера

где Gа- в кмоль/ч.

Расчет высоты абсорбера по числу единиц переноса (ЧЕП)

Высоту насадки рассчитываем по формуле (1.67). Для определения ЧЕП строим рабочую линию процесса (рисунок 2.3)



Наносим на график линию равновесия, представляющую собой равновесные относительные массовые концентрации Y* при различных X. По данным, X=0,0002 кг SO2 на 1 кг H2O и P* = 0,1 мм рт. ст. Пересчитываем концентрацию Х из относительных массовых долей в молярные по формулам перевода.

При малых значениях Х для пересчета применяют формулу

Рисунок 2.2 - График к определению числа единиц переноса

Константы фазового равновесия



Равновесная концентрация SO2 в газе на 1 кг N2

или [по формуле(1.11)]

Результаты расчета сведены в таблицу 2.1.

Таблица 2.1 - Результаты расчета

Х	0,0002	0,0005	0,001	0,0015	0,002	0,003	0,005	0,007
р*	0,1	1,7	4,7	8,1	11,8	19,7	36	52
х104	0,563	1,41	2,81	4,22	5,63	8,45	14,1	19,7
mpx	1780	12000	16750	19200	21000	23400	25600	26400
myx	2,34	15,9	22,1	25,3	27,7	30,8	33,8	34,8
Y*	0,0003	0,0051	0,014	0,024	0,036	0,06	0,11	0,16

Число единиц переноса определяем графически, для чего через середины отрезков В0 и Аf проводим среднюю линию. Затем через точку В проводим горизонталь, на которой откладываем отрезок Bb (причем Вa=ab). В точке b восстанавливаем перпендикуляр bc, продолжая построение ступенек до точки А. Ступенька Bbc представляет собой единицу переноса. Число единиц переноса, соответствующее последней неполной ступеньке deA, находим как отношение отрезка Aе к отрезку ll, проведенному через середину основания неполной ступеньки de. Отношение Ае/ll = 0,25 и общее число единиц переноса z = 9,25. Рассчитываем высоту насадки, эквивалентную одной единице переноса (ВЕП).

Для газовой фазы

Проверяем ВЕП по формуле для беспорядочной насадки, уложенной навалом

Среднее значение

.

Для жидкой фазы рассчитываем ВЕП по формуле, в которой приведенная толщина стекающей пленки жидкости

где ж=0,8 мПа=0,8 10-3 кг/(м с); ж=1000 кг/м3.

Число Рейольдса для жидкости

Диффузионный критерий Прандтля для жидкости

Коэффициент диффузии SO2 в жидкости вычисляем по формуле при 30С

при 20С

десь ж=1,005 мПа (вода, 20С);

Коэффициент b

Для жидкой фазы

hж = 119•0,402•10-4•410-4•4100,25•6200,5 = 0,54 м .

Среднее значение константы фазового равновесия

Удельный расход Н2О на 1 кг инертного газа

Высота единицы переноса

Высота насадки

Н = zhzг = 9,25•0,638 = 5,9 м.

Высоту насадки выбираем как среднее арифметическое результатов расчета по трем вариантам

Принимая коэффициент запаса 1,5, окончательно находим высоту насадки

Н = 6,67 • 1,5 = 10 м.

Проверяем размерность орошения колонны по сечению. Отношение высоты насадки к диаметру колонны должно удовлетворять условию H/Д=1,5 - 10,0. Для нашего случая

Расстояние между днищем абсорбера и насадкой ZН определяется необходимостью равномерного распределения газа по поперечному сечению колонны. Расстояние от верха насадки до крышки абсорбера ZВ зависит от размеров распределительного устройства для орошения насадки и от высоты сепарационного пространства (в котором часто устанавливают каплеотбойные устройства для предотвращения брызгоуноса из колонны).

Гидравлическое сопротивление абсорберов

Гидравлическое сопротивление Pa обуславливает энергетические затраты на транспортировку газового потока через абсорбер. Величину Pа рассчитывают по формуле (1.87)

,

где Pc - гидравлическое сопротивление сухой (не орошаемой жидкостью) насадки, Па; U- плотность орошения, ; b- коэффициент, значения которого для различных насадок приведены в таблице 1.2.

Гидравлическое сопротивление сухой насадки Pc определяют по уравнению (1.88):

,

где - коэффициент сопротивления. Для хордовой насадки (1.93)

- скорость газа в свободном сечении насадки (в м/с).

Общее сопротивление системы абсорберов определяют с учетом гидравлического сопротивления газопроводов, соединяющих их.

Анализ результатов расчета насадочного абсорбера показывает, что основное диффузионное сопротивление массопереносу в этом процессе сосредоточено в жидкой фазе, поэтому можно интенсифицировать процесс абсорбции, увеличив скорость жидкости. Для этого нужно либо увеличить расход абсорбента, либо уменьшить диаметр абсорбера.

Увеличение расхода абсорбента приведет к соответствующему увеличению нагрузки на систему регенерации абсорбента, что связано с существенным повышением капитальных и энергетических затрат (возрастают расходы греющего пара и размеры теплообменной аппаратуры).

Уменьшение диаметра абсорбера приведет к увеличению рабочей скорости газа, что вызовет соответствующее возрастание гидравлического сопротивления абсорберов.

Приведенный расчет выполнен без учета влияния на основные размеры абсорбера некоторых явлений (таких как неравномерность распределения жидкости при орошении, обратное перемешивание, неизотермичность процесса и др.), которые в ряде случаев могут привнести в расчет существенные ошибки. Эти явления по-разному проявляются в аппаратах с насадками разных типов.

2.2 Расчет тарельчатого абсорбера

В целлюлозно-бумажном производстве для варки целлюлозы используют варочную кислоту, получаемую путем поглощения диоксида серы из печного газа в барботажных колонках (абсорберах).

Расчет барботажного абсорбера с провальными тарелками

Пример 2. Рассчитать барботажный абсорбер с провальными тарелками для поглощения SO2 из крепкого газа серной печи. Количество поступающего газа 10000 м3/ч. Содержание SO2 в поступающем газе 15% (об.). Требуемая степень поглощения 87%. На орошение подается свежая вода с температурой 400С. Температура газа на входе 70 0С. Состав поступающего газа (об.): SO2-15 %; N2-80%; О2-5%. Содержание общего SO2 в получаемом бисульфитном растворе 3% (по объему).

Выбор типа тарелки

С учетом рекомендаций, основанных на практике ЦБП, выбираем тарельчатый абсорбер с провальными тарелками большого свободного сечения sсв=40% и диаметром отверстий d0=16 мм.

Определение расхода жидкого поглотителя

Находим мольную массу поступающего газа по формуле

где y1, y2, y3-мольные (объемные) доли компонентов газовой смеси,

М1, М2,М3 - мольные массы компонентов газовой смеси, кг/кмоль.

.

Мольный расход инертного газа G0, кмоль/с, составит

где Vг-объемный расход печного газа, м3/ч

.

Массовый расход газа G, кг/с, составит

.

Концентрация SO2 в поступающем газе в относительных мольных величинах Yн, , составит

.

Содержание SO2 в уходящем газе в относительных мольных величинах Yк, , составит

где Сп - степень поглощения SO2.

.

Конечная концентрация поглощающей жидкости в относительных мольных величинах Xк, , составит

где хк-мольная доля SO2 в получаемом бисульфитном растворе,

.

Удельный расход поглотителя (воды) l0 составит

.

Мольный расход поглотителя (воды) L, кмоль/с, составит

.

Тогда массовый расход поглотителя L, кг/с

.

Определение верхнего предела работы абсорбера

Для верхнего предела работы провальных тарелок рекомендовано уравнение

где wmax-скорость газа, соответствующая верхнему пределу работы абсорбера, м/с;

w, ж- плотность воды и орошающей жидкости, соответственно, при 200С, кг/м3;

г - плотность газа при рабочих условиях, кг/м3;

возд. - плотность воздуха при 200С и 0,1 МПа;

L, G, - массовые расходы жидкости и газа соответственно, кг/с.

Плотность газа г, кг/м3, при температуре 700С и давлении 1атм находим по уравнению

.

Тогда при возд=1,29 кг/м3; w=ж=1000 кг/м3:

откуда скорость газа в отверстиях, соответствующая верхнему пределу работы абсорбера равна wmax=9,58 м/с.

Определение рабочей скорости газа

Рабочая (фактическая) скорость газа в отверстиях составляет около 50% от предельной, тогда имеем wраб=0,59,58=4,8 м/с.

Определение диаметра абсорбера

Объемный расход газа VГ, м3/с, при рабочих условиях составит

.

Диаметр абсорбера Д, м, составит

.

Выбираем стандартный абсорбер с диаметром 1000 мм, при этом сечение абсорбера S, м2, составит

.

Тогда приведенная скорость газа wприв, м/с, составит

.

Скорость газа в отверстиях тарелки, wo, м/с

.

Расчет числа тарелок

Находим число единиц переноса nог для провальных тарелок в системе SO2-вода по формуле

где U - плотность орошения, ;

s - живое сечение тарелки, %.

Плотность орошения рекомендуется принимать в пределах 10-70, принимаем U=20 . Тогда

.

Число тарелок n рассчитываем из выражения

.

Устанавливаем абсорбер с 10 провальными тарелками.

Расчет гидравлического сопротивления абсорбера

Многочисленные исследования гидродинамики провальных тарелок живым сечением до 22% показывают, что гидравлическое сопротивление таких тарелок складывается из потери давления на трение при прохождении газа через отверстия тарелки, частично заполненные жидкостью, из гидростатического напора газожидкостного слоя на тарелке и потери давления на преодоление поверхностного натяжения жидкости.

Гидравлическое сопротивление Р, Па, для провальных тарелок большого свободного сечения (25-60%) определяют по зависимости

.

При этом сопротивление 10 провальных тарелок составит Робщ=32210=3220 Па.

Расчет расстояния между тарелками

Расстояние между тарелками h, мм, определяем по зависимости

.

Общая высота абсорбционной зоны барботажной колонны Hобщ, м, составит

.

2.3 Расчет струйного абсорбера Вентури

Пример 3. Рассчитать струйный абсорбер Вентури для поглощения SO2 из топочных газов. Количество поступающего газа 128000 м3/ч. Температура газа на входе 240оС. Концентрация SO2 в поступающем газе 1,5 % (об.). Конечная концентрация SO2 в газовом потоке 0,01 % (об.). Получаемый раствор бисульфита магния содержит 50 % общего SO2.

Определение расхода жидкого поглотителя

Количество SO2, поступающего с газом V1, м3/ч, составит:

где V - объемный расход поступающего топочного газа, м3/ч;

yн - начальная концентрация SO2 в поступающем газе, %.

.

Расход поглотителя L, м3/ч, составит:

где Х - содержание общего SO2 в получаемом растворе, %

.

Определение основных размеров абсорбера

Конструкция струйного абсорбера Вентури включает конфузор, горловину, диффузор.

Расчет горловины

Принимаем скорость газа в горловине абсорбера равной w=30м/с, тогда площадь сечения горловины Sгорл, м2, будет равна:

.

Диаметр горловины Dгорл, м, составит:

;.

Расчет конфузора

Площадь сечения конфузора Sконф, м2:

.

Диаметр конфузора Dконф, м:

.

Длина конфузора, lконф, м:

.

Расчет диффузора

Площадь сечения диффузора Sдиф, м2:

.

Диаметр диффузора Dдиф, м:

.

Длина диффузора lдиф, м:

.

Принимаем следующие габаритные размеры абсорбера Вентури: длина конфузора 1,6 м; длина диффузора 7,4 м; общая высота абсорбера 9 м.

Расчет числа ступеней абсорбции

Задаемся удельным расходом жидкости равным m=3,5 л/м3 и рассчитываем число единиц переноса nог:

.

Число ступеней абсорбции находим из выражения

.

Принимаем к установке три струйных абсорбера Вентури.

Определение гидравлического сопротивления ступеней абсорбции

Сопротивление струйного абсорбера Вентури р, Па, определяем по уравнению

.

Сопротивление трех ступеней абсорбции равно .

При этом общий расход жидкости L, м3/ч, на одну ступень с учетом рециркуляции раствора составит:

.

Затраты электроэнергии на перекачку жидкости

Принимаем, что для продавливания жидкости в количестве 448 м3/ч через форсунки необходимо давление не менее 7 атм. Тогда мощность насоса N1, кВт, составит:

где Q- производительность насоса, м3/ч;

Н- полный напор, м;

- плотность жидкости, кг/м3 ;

- коэффициент полезного действия равный 0,5-0,7.

.

Расход электроэнергии на три ступени равен 1223=366 кВт.

Затраты электроэнергии на перемещение газового потока

Мощность дымососа, необходимая для перемещения газового потока, N2, кВт, составит:

где Q - производительность дымососа, м3/ч;

р - полный напор, Па;

- коэффициент полезного действия, равный 0,5-0,7.

.

Расход электроэнергии на три ступени равен 13,53=40,5 кВт.

Общие затраты электроэнергии

Расход электроэнергии на перекачивание жидкости и перемещение газа составит N3= 366+40,5=406,5 кВт.

Удельные затраты электроэнергии n, кВт/м3, составят:

.

Определение интенсивности абсорбера

Определяем высоту единицы переноса h, м:

где Н - общая высота аппарата, м;

nог- число единиц переноса

.

При расчете интенсивности абсорбера исходим из скорости газа, wдиф, м/с, отнесенной к полному сечению выходного отверстия диффузора, диаметр которого в нашем случае равен 2,13 м. Тогда

.

Интенсивность абсорбера И, с-1, составит:

.

2.4 Расчет абсорбционной установки

Пример 4. Рассчитать абсорбционную установку для поглощения аммиака из газа водой при температуре 20С и давлении 855 мм рт.ст. (114,2 кН/м2). Производительность по сухому воздуху - 37775 м3/ч; его состав:

об. %

Сухой воздух 95

Аммиак 1,17

Водяные пары 2,07

Поглощение аммиака в абсорбере - 98%, аммиачная вода на выходе из абсорбера должна иметь концентрацию аммиака, равную 90% от равновесной.

Абсорбционные колонны необходимо рассчитать в двух вариантах - с насадкой из керамических колец размером 35354 мм и с колпачковыми тарелками.

Производительность по аммиаку, м3/ч:

Аммиак.

Сухой воздух.

Водяные пары.

1 - распылитель поглотительной жидкости; 2 - насадка; 3 - устройство для перераспределения жидкости; 4 - насос

Рисунок 2.3 - Схема абсорбционной установки

Если учесть, что 1 кмоль идеального газа при температуре 20С и давлении 855 мм рт. ст. занимает объем

и допустить, что коксовый газ подчиняется законам идеальных газов, то производительность по компонентам коксового газа будет следующей, кг/ч:

Аммиак.

Сухой воздух.

Водяные пары.

Общая производительность по сухому воздуху

Плотность газа, поступающего на абсорбцию:

Количество инертного газа, проходящего через колонну за 1 ч:

или 37335 м3.

Количество аммиака, поглощенного за 1 ч:

.

Начальная концентрация аммиака в газе (по закону Авогадро)

.

Уравнение равновесия аммиачно-водного раствора:

,

где H0 - константа фазового равновесия.

Здесь r - коэффициент Генри, для водных растворов аммиака (при 20С r=2080 мм рт. ст.); p = 8885 - общее давление, мм рт. ст.

Равновесная концентрация аммиака в жидкости при выходе из абсорбера:

Рабочая концентрация аммиака в жидкости при выходе ее из абсорбера

.

Количество воды, необходимое для поглощения заданного количества аммиака за 1 ч:



Рисунок 2.4 - Определение числа ступеней изменения концентраций в абсорбционной колонне

В воде также растворяются углекислый газ, содержащийся в воздухе. Коэффициент Генри для водных растворов углекислого газа при 20 С равен 1,0810-6 мм рт. ст. Аналогичными расчетами находят, что 1 кмоль воды будет уносить из воздуха 22,910-6 кмоль СО2; в пересчете на 4650 кмоль/ч воды это составит 0,104 кмоль (или 2,23 м3) СО2. Практически это почти не отражается на объеме инертного газа, проходящего через абсорбционную установку. Следовательно, концентрация аммиака в газе при выходе его из абсорбера

По найденным начальным концентрациям аммиака в жидкой и газовой фазах строят на диаграмме y-x (рисунок 2.4) линию рабочих концентраций y=Ax+B, а по уравнению - кривую равновесия.

2.4.1 Насадочная колонна

Характеристика принятой насадки, согласно заданию, следующая:

Удельная поверхность=140 м2/м3.

Свободный объемVсв=0,78 м3/м3.

Масса 1 м3 насадкиGнас=505 кг/м3.

Расчет колонны производят для работы при оптимальном гидродинамическом режиме. Рабочая скорость газа в колонне

.

Скорость газа w0 в точке инверсии фаз, соответствующую режиму эмульгирования (считая на полное сечение колонны), определяют из уравнения

где - удельная поверхность насадки, м2/м3; g - ускорение свободного падения, м/сек2; Vсв - свободный объем насадки, м3/м3; г и ж - плотность жидкости и газа, кг/м3; ж - вязкость жидкости, мПаМс; L - расход жидкости, кг/ч; G - расход газа, кг/ч.

После подстановки соответствующих значений получают



Рабочая скорость газа:

где 0,75 - принятый коэффициент отклонения w от wo.

Необходимый диаметр колонны

.

Высота насадки

(Определяют аналитически или графически)

Аналитическим методом высота слоя насадки может быть рассчитана по уравнению

,

где Gy - массовый расход инертного газа, кмоль/ч; - удельная поверхность насадки м2/м3; S - площадь свободного сечения абсорбера, м2;

К - коэффициент массопередачи,

- число единиц переноса.

Интеграл находят графически. Если же равновесная линия прямая (или приближается к прямой, как в данном примере, рисунок 2.5), то

где

Можно поступить и по-другому. Согласно основному уравнению массопередачи

где G - количество абсорбируемого газа, кмоль/ч; Kр - коэффициент массопередачи, F - поверхность массопередачи, м2;

pср - средняя движущая сила процесса абсорбции, кПа.

Так как

а

то высота насадки



В зависимости от способа выражения движущей силы процесса абсорбции ниже представлены возможные варианты определения высоты насадки.

I вариант

G=20,3 кмоль/ч

=140 м2/м3, S=0,785МД2=0,7852,652=5,5 м2 .

Находим движущую силу процесса внизу колонны.

Парциальное давление аммиака на входе в колонну

Парциальное давление аммиака, соответствующее xк

(согласно заданию).

Движущая сила абсорбции внизу колонны

.

Определяют движущую силу процесса абсорбции наверху колонны

Парциальное давление аммиака в выходящем газе

(согласно заданию).

, так как на орошение подается чистая вода.

Движущая сила процесса абсорбции наверху колонны

средняя движущая сила

.

Коэффициент массопередачи

где y - коэффициент массоотдачи со стороны газа (“газовой пленки”), ;

x - коэффициент массоотдачи со стороны жидкости (“жидкой пленки”), , или м/ч; т - константа уравнения, .

,

где r - константа Генри, кПа; Mж - молекулярная масса жидкого поглотителя, ж - его плотность, кг/м3.

При r=2080 мм рт. ст.=20800,133=278 кПа, Mж=18 и ж=1000 кг/м3

.

Коэффициент массопередачи для газовой пленки определяют из уравнения