Proiect la operatii unitare cu transfer de masa

Separarea unui component valoros dintr-un amestec gazos prin absorbtie-desorbtie

Mariann-Kinga Arkosi sectia IB, anul IV.

Cluj Napoca, 2010

1

Cuprins

1. Tema de proiectare 1.1.Prezentarea temei 4 1.2.Schema bloc si mod de operare 4

2. Procese tehnologice de fabricatie. Procesul tehnologic adoptat 2.1.Variante de realizare a tehnologiei 6 2.2.Justificarea variantei adoptate 7 2.3.Schema tehnologica a procesului. Descriere 7

3. Dimensionarea tehnologica a utilajelor 3.1.Premise generale de calcul

3.1.1. Date de echilibru in procesul de absorbtie pentru sistemul studiat 9

3.1.2. Bilantul real de materiale. Consumul real de absorbant 9

3.1.3. Bilantul termic la absorbtie 15 3.2.Dimensionarea coloanei de absorbtie

3.2.1. Descrierea principalelor tipuri de utilaje pentru absorbtie 19

3.2.2. Calculul diametrului coloanei de absorbtie 24

3.2.3. Calculul inaltimii umpluturii

3.2.3.1. Calculul inaltimii umpluturii din suprafata de transfer de masa 26

3.2.3.2. Calculul inaltimii umpluturii pe baza IUT NUT 35

3.2.3.3. Calculul inaltimii umpluturii pe baza np IETT 35

3.2.4. Calculul inaltimii coloanei de absorbtie (determinarea inaltimii umpluturii) 36

3.2.5. Calculul dimensiunilor racordurilor absorberului 37

3.2.6. Calculul masei absorberului 38

3.2.7. Fisa tehnica a coloanei 39 3.3.Dimensionarea coloanei de desorbtie

3.3.1. Calculul nesesarului de abur pentru desorbtie 40

3.3.2. Calculul dimensiunilor racordurilor desorberului 44

3.3.3. Fisa tehnica a desorberului 46 3.4.Dimensionarea recuperatorului de caldura

3.4.1. Descrierea principalelor tipuri de schimbatoare de caldura 47

3.4.2. Calculul suprafetei de transfer termic al recuperatorului 48

3.4.3. Calculul numarului de tevi, a lungimilor si a diametrului recuperatorului 55

3.4.4. Calculul racordurilor recuperatorului 58

3.4.5. Calculul masei recuperatorului 60

3.4.6. Fisa tehnica a aparatului 61 3.5.Dimensionarea condensatorului

3.5.1. Calculul suprafetei de transfer termic al condensatorului 62

3.5.2. Calculul numarului de tevi, al lungimilor si al diametrului condensatorului 68

3.5.3. Calculul racordurilor condensatorului 70

3.5.4. Calculul masei condensatorului 71

2

3.5.5. Fisa tehnica a aparatului 72 3.6.Calculul utilajelor de transport a fluidelor

3.6.1. Clasificarea si descrierea principalelor tipuri de utilaje folosite pentru transportul fluidelor 73

3.6.2. Calculul puterii de actionare (puterii instalate) al motorului pompei pentru transportul fazei lichide (a solutiei sulfuroase) 74

3.6.3. Calculul puterii de actionare (puterii instalate) al motorului suflantei ce alimenteaza faza gazoasa 78

3.6.4. Fisele tehnice ale utilajelor 81

4. Controlul si automatizarea procesului. Schema bloc de automatizare. Descriere 82

5. Probleme de coroziune 83

6. Amplasarea utilajelor 84

7. Tehnica securitatii si igiena muncii in instalatie 84

8. Partea desenata a proiectului (un utilaj dimensionat si schema instalatiei) 85

9. Bibliografia utilizata 85

3

1. Tema de proiectare 1.1.Prezentarea temei

Sa se intocmeasca proiectul de inginerie tehnologica pentru separarea continua absorbtie-desorbtie a bioxidului de sulf (SO2) dintr-un amestec gazos uscat.

Instalatia va prelucra 2550 Nm3/h amestec gazos cu un continut de 10.3 %V (procente volumetrice) de SO2.

Instalatia este amplasata pe platforma unei fabrici de H2SO4 si prelucreaza gazele rezultate la prajirea piritei. Separarea gazelor se face intr-un ansamblu de 2 coloane absorbtie-desorbtie compusa din:

coloana de absorbtie cu umplutura

coloana de desorbtie cu umplutura

recuperator de caldura

condensator

racitor

rezervoare tampon (vase de asteptare) pentru absorbant si solutie sulfuroasa

separator de picaturi

suflante pentru gaze

pompe centrifuge pentru absobant si solutie sulfuroasa

aparatura de masura, control si reglare automata

Amestecul gazos si absorbantul intra in absorber cu temperatura de 20 C, absorbtia realizandu-se in apa proaspata lipsita de SO2. Randamentul de absorbtie a SO2-lui este 93.4 %V.

Desorbtia se realizeaza prin stripare (injectie) directa cu abur saturat cu presiunea de 1 atm si temperatura de 100 C si se considera totala. Temperatura solutiei sulfuroase la intrare in desorber este 60 C.

1.2.Schema bloc si mod de operare

Procesul tehnologic de separare este constituit din sase operatii distincte:

absorbtie

recuperare caldura

desorbtie

racire

condensare

separare

Schema bloc a unui proces tehnologic de separare a unui component valoros dintr-un amestec gazos poate fi redata astfel:

Amestecul gazos, constituit din aer si SO2 si absorbantul reprezentat de H2O sunt introdusi in coloana de absorbtie unde are loc absorbtia SO2-lui in H2O. Solutia sulfuroasa rezultata este preincalzita in recuperatorul de caldura pe seama caldurii apei de la desorbtie. In coloana de desorbtie se injecteaza un curent de abur, vaporii de apa contribuind la antrenarea SO2-lui. Curentul gazos astfel obtinut este supus condensarii, apoi unei separari gaz-lichid, operatii in urma carora rezulta un curent de SO2 si unul de apa calda. Apa iesita din recuperator si separator sunt racite prin intermediul apei de turn, apoi recirculate in operatia de absorbtie (optional).

4

absorbant (proaspat sau de la recirculare)

[ H2O ]L

[ H2O ]L

absorbtie recuperare caldura desorbtie separare condensare racire amestec gazos aer + SO2 abur [ H2O + SO2 ]L [ H2O + SO2 ]G [ H2O ]L + [SO2]G[ H2O + SO2 ]L [ H2O ]L [SO2 ]G spre statia de compresie

apa de la turnul de racire apa spre turnul de racire (tur) (retur)

5

2. Procese tehnologice de fabricatie. Procesul tehnologic adoptat 2.1.Variante de realizare a tehnologiei

Bioxidul de sulf [1, pg.344-355], gazos si lichid, are numeroase intrebuintari, este o materie prima de baza si folosit pe scara larga intr-o serie de ramuri ale industriei chimice. Bioxidul de sulf concentrat se obtine fie din gaze sulfuroase de diferite proveniente folosindu-se, dupa caz, procedee de absorbtie, adsorbtie si procedee de lichefiere , fie prin reducerea trioxidului de sulf cu sulf elementar sau prin oxidarea piritei cu oxid feric intrun mediu practic lipsit de oxigen.

Absorbtia este operatia de separare a unuia sau a mai multor componenti dintr-un amestec gazos prin dizolvare intr-un lichid cu proprietati selective. Principiul operatiei de absorbtie consta in aducerea in contact a unui amestec gazos cu un lichid in care se dizolva, de preferinta, componentul sau componentii ce urmeaza a fi separati.

Folosirea procedeelor de absorbtie este economica in special in cazul gazelor de concentratie medie, 414 %SO2 provenite in cea mai mare parte din arderea diferitelor minereuri cu sulf. In functie de absorbantul folosit, exista doua procedee principale de absorbtie:

-cu regenerarea absorbantului apa, solutii de sulfit de amoniu, sulfat bazic de aluminiu, amine aromatice sau alifatice, acidul glioxilic, suspensii apoase de oxid de zinc si oxid de magneziu -fara regenerarea absorbantului solutii de sulfit de amoniu, suspensii de oxizi de zinc, magneziu, mangan, hidroxid de calciu si de sodiu, diveri polimeri cu caracter piridinic

Procedee de absorbtie cu regenerarea absorbantului sunt cele mai folosite in practica. Criteriile de alegere a absorbantului sunt capacitatea si viteza de absorbtie, accesibilitate si gradul de regenerare a absorbantului, simplitatea operatiilor, coroziunea aparaturii, pretul de cost etc.

Desi apa are o capacitate de absorbtie relativ redusa chiar si la temperaturi joase si concentratii mari ale bioxidului de sulf in gaze, absorbtia in apa este folosita la concentratii mai mari de 3% SO2 sub acesta valori operatia devine nerentabila: creste considerabil volumul de absorbant necesar, energia necesara recircularii apei in turnurile de absorbtie, precum si energia termica folosita pentru desorbtia bioxidului de sulf.

Absorbtia in solutii amoniacale este unul dintre procese cele mai eficiente, utilizata in cazul gazelor mai diluate provenite din intreprinderi metalurgice(1-4% So2 sau chiar mai diluat). Nu se folosesc solutii de amoniac prea concentrate pentru ca in acest caz presiunea ridicata a vaporilor de amoniac deasupra solutiei face ca in faza de desorbtie concomitent cu bioxidul de sulf sa se degaje o cantitate importanta de amoniac.

In urma absorbtiei in suspensii apoase de oxizi se formeaza sulfitii sorespunzatori, care, datorita solubilitatii reduse, se separa in faza solida. Prin calcinarea acestora rezulta SO2 concentrat si oxid metalic care se reintroduce in circuit.

Procedeele de absorbtie fara regenerarea absorbantului se folosesc in cazurile in care absorbantul poate fi transformat intr-un produs usor comercializabil.

Un procedeu prin care se obtin concomitent bioxid de sulf concentrat si un produs valorificabil este cel al absorbtiei in solutii amoniacale, urmata de tratarea sulfitului (acid) de amoniu cu acid sulfuric, rezultand sulfat de amoniu si bioxid de sulf.

6

In scopul valorificarii bioxidului de sulf din gazele reziduale, se folosesc si procedee in care nu se regenereaza bioxidul de sulf, acesta fiind transformat el insasi intr-un produs valorificabil sulfiti sau sulfati de sodiu, mangan, magneziu, amoniu etc.

2.2. Justificarea variantei adoptate Se alege varianta de absorbtie in apa a bioxidului de sulf, urmata de desorbtia acestuia prin incalzirea solutiei sulfuroase, aceasta fiind cea mai la indemana metoda de separare si valorificare a bioxidului de sulf din gazele obtinute in urma prajirii piritei la fabricile de acid sulfuric: simplitatea instalatiei si accesibilitatea absorbantului se vor reflecta in economicitatea procesului si implicit in pretul de cost redus al produslui final.

2.3.Schema tehnologica a procesului. Descriere

1 pompa centrifuga

2 suflanta

3 absorber

4 rezervor solutie sulfuroasa

5 pompa centrifuga

6 recuperator

7 coloana de desorbtie

8 condensator

9 separator de picaturi

10 vas de stocare pentru apa de la desorbtie si apa de la condensare

11 pompa centrifuga

12 racitor

Coloana de absorbtie 3 este alimentata cu absorbant H2O pe partea superioara a coloanei, pe cand amestecul gazos se introduce pe partea inferioara, astfel incat absorbtia sa aiba loc in contracurent. Absorbantul este ridicat la varful coloanei cu ajutorul unei pompe centrifuge 1, iar la transportul amestecului gazos este folosita o suflanta 3. Gazul inert, neabsorbit (aerul) este evacuata la varful coloanei, fiind componenta mai usoara.

Solutia sulfuroasa rezultata in urma absorbtiei se evacueaza la partea inferioara a coloanei, fiind stocata in rezervorul de solutie sulfuroasa 4. De aici este transportat cu ajutorul unei pompe centrifuge 5 la varful coloanei de desorbtie 7, trecand mai intai printr-un recuperator 6. In recuperatorul de caldura are loc preincalzirea solutiei sulfuroase, schimbul termic fiind realizat cu apa calda ce iese la part

ea inferioara a coloanei. In desorber componentul valoros, SO2 este antrenat de vaporii de apa care circula in contracurent. In urma desorbtiei rezulta un amestec gazos de SO2 + vapori de apa. Pentru separarea celor doi componenti, amestecul este condensat in condensatorul 8 (rezultand SO2 si apa lichida), apoi trecut printr-un separator de picaturi 9.

SO2 gazos, purificat trece spre un compresor pentru a fi compresat, iar apa rezultata in urma separarii, la fel ca si apa cu care s-a realizat preincalzirea sunt colectate intr-un vas de stocare 10. Aceasta apa este vehiculata cu

o pompa centrifuga 11 intr-un schimbator de caldura 12 in care va fi racita folosind ca agent de racire apa de turn. Apa rece atfel rezultata poate fi recirculata ca fi absorber sau poate fi scoasa din sistem. 7

abur [H2O]L [SO2]G la compresie [SO2]G+[H2O]L[SO2+H2O]G absorbant H2O amestec gazos aer solutie sulfuroasa [H2O]L [H2O]L solutie sulfroasa preincalzita 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 abur [H2O]L [SO2]G la compresie [SO2]G+[H2O]L[SO2+H2O]G absorbant H2O amestec gazos aer solutie sulfuroasa [H2O]L [H2O]L solutie sulfroasa preincalzita 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 apa de la turn apa spre turn

8

3. Dimensionarea tehnologica a utilajelor 3.1.Premise generale de calcul

3.1.1. Date de echilibru in procesul de absorbtie pentru sistemul studiat Datele de echilibru pentru sistemul SO2 + H2O la temperatura de 30 C sunt urmatoarele [2, pg 377]:

Date de echilibru pentru sistemul SO2 + H2O concentratia solutiei g SO2 / 100 g H2O presiunea partiala a SO2 pSO2 [mmHg] X [kmol SO2 / kmol H2O] Y [kmol SO2 / kmol aer] 0.5 42 0.00140625 0.058495822 1 85 0.0028125 0.125925926 1.5 129 0.00421875 0.204437401 2 176 0.005625 0.301369863 2.5 224 0.00703125 0.417910448 3 273 0.0084375 0.560574949 3.5 324 0.00984375 0.743119266 4 376 0.01125 0.979166667 4.5 428 0.01265625 1.289156627 5 482 0.0140625 1.73381295 5.5 536 0.01546875 2.392857143 6 588 0.016875 3.418604651 6.5 698 0.01828125 11.25806452 7 752 0.0196875 94

Exemplu de calcul:

0.5

64

64

100 ; 100 0.00140625

18

18

; 42.058495821

!

3.1.2. Bilantul real de materiale. Consumul real de absorbant Operatia de absorbtie presupune existenta a doua faze: o faza gazoasa si o faza lichida.

In cazul de fata faza gazoasa este reprezentata de amestecul SO2 + aer, in care SO2 reprezinta solutul (componentul care se dizolva), iar aerul inertul, faza lichida fiind reprezentata de apa proaspata, lipsita de SO2.

9

Schitand o coloana de absorbtie cu umplutura si fluxurile de materiale care participa in proces, se poate

scrie ecuatia de bilant de masa: " #$% &' () & % * NSO2 fluxul molar de SO2 transferat din faza gazoasa in faza lichida +,-./% 0 1 gratar umplutura L, Xi G, Yi L, Xf G, Yf ,-./% 234

G debitul molar de gaz inert +01

,-./% 5

L debitul molar de absorbant +1

Yi si Yf concentratia SO2-lui in faza gazoasa sub forma de rapoarte la intrare (i), respectiv la iesire (f) din

,-./%

absorber +1

,-./% 234

Xi si Xf -concentratia SO2-lui in faza lichida sub forma de rapoarte la intrare (i), respectiv la iesire (f) din

,-./%

absorber +1

,-./% 5

Efectuand absorbtia in apa proaspata, Xi = 0, deci ecuatia de bilant de masa devine:

" #$% &' (&

Pentru caracterizarea evolutiei procesului de absorbtie se defineste notiunea de grad de separare sau randament de absorbtie:

. 678,: ; 678 ,.678,.

10

.SO2 randament de absorbtie nSO2,i debitul molar de SO2 la intrare in coloana de absorbtie, =,# .

nSO2,f debitul molar de SO2 la iesire din coloana de absorbtie, =,& #

.. ?:;?< . & %)1 .* Stiind ca: .SO2 = 93.4 %V

,-./%

yi =10.3%V +,-./% 2-3@A3B C2D.@1 (continul de SO2 in amestecul gazos initial),

se determina Yi si Yf.

E:G.FGH

% F;E. % F;G.FGH 0.115 : & 0.115 )1 0.934* 0.00758

In urmatorul pas se determina debitul molar de faza gazoasa (aer + SO2) si faza lichida (H2O + SO2), initial si final: =J

,% # )1K %.=J& # )1K&.=L,,% ( )1K%.=L,& ( )1K&.

,-./% &2D2 C2D.2@2

nG,i si nG,f debitul molar de faza gazoasa initial si final +01 ,-./% &2D2 /%B0%M2

nL,i si nL,f debitul molar de faza lichida initial si final +01

G si L debit molar de gaz inert si absorbant +,-.0/% 234 1, +,-./0% 51

Debitul molar de gaz inert se calculeaza din debitul volumetric in felul urmator:

)F;E:* RRG)F;G.FGH* /% 234

# NOP.Q .Q 102.114 ,-.. 0 S-.

MV debit volumetric de amestec gazos (aer + SO2) in conditii normale +01

0 S-T

MV = 2550 +01

SAU

NOPQ RRG UVT,-./%&2D2 C2D.2@2

=J,% .Q UT113.84 +0 1

WUXY:Z 0.103 .=J ,% 0.103 ,-./% :[

3 2.5 2 1.5 1 0.5

. -coeficient de exces al absorbantului, care depinde de conditiile de functionare ale coloanei . = (1.1 1.3) Lmin debitul molar de absorbant minim +,-./% 50 -%6%-1

Referitor la coeficientul de exces ., cu cat gazul absorbit are o solubilitate mai mare, cu atat excesul de absorbant poate sa fie mai mic. In cazul nostru, valoarea adoptata a lui . va fi 1.2 [2], alegera fiind justificata prin faptul ca gazul SO2 are o solubilitate mijlocie spre buna, 11.580 g / 100 mL H2O la 20 C.[3]

Lmin se determina din valoarea de echilibru (*)a concentratiei finale a SO2-lui in faza lichida:

#$% &' (-%6 &a

Calculul Lmin presupune cunoasterea datelor de echilibru in sistemul SO2 + H2O si a concentratiei fazei lichide finale la echilibru Xf* corespunzatoare concentratiei fazei gazoase initiale Yi. Exista doua metode de determinare:

1.) grafic, pe baza unei diagrame Y = f (X)

2.) analitic, utilizand legea lui Henry (aplicabila doar la concentratii reduse), conform careia

b c5b b

PA presiunea partiala a componentului A in faza gazoasa

KHA coeficientul lui Henry a SO2-lui pentru H2O

xA fractia molara a componentului in faza lichida

1.) Pe baza tabelului cu datele de echilibru se traseaza o curba de echilibru in coordonate

,-./% ,-./%

Y +1 X +1.

,-./% 234,-./% 5

Curba de echilibru

3.5 0 -0.002 1.4E-17 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018

Xf* se citeste pe axa X prin intersectarea liniei de Yi constant cu curba de echilibru. Astfel,

* ,-./% Xf = 0.00258 +,-./% 5 1. De aici se poate determina debitul molar de absorbant necesar:

12

$?:; ?

,-./% &2D2 C2D.2@2

=J,% # )1K%* .=J,% 102.114 )1 K 0.115* 113.86 +1

SAU

,-./%&2D2 C2D.2@2

=J,% NOPQ RRG UVT 113.84 +1

..Q UT.WUXY.

,-./% %6 &2D2 C2D.2@2

=J ,% # % 102.114 0.115 11.743 +1

SAU

Z 0.103 .=J ,% 0.103 ,-./% 113.84 ,-./% &2D2 C2D.2@2

,-./% &2D2 C2D.2@2 .,-./% %6 &2D2 C2D.2@.

11.725 +1 ,-./% &2D2 C2D.2@2

=J,& # $1K&'.=J,& 102.114 )1 K 0.00758* 102.889 +1

SAU

=J,& #K=J ,& #K=J,%$1 . ' 102.114 K 11.725 )1 0.934* ,-./% &2D2 C2D.2@2

102.888 +1 =J ,& # & 102.114 0.00758 0.774 +,-./% %6 &2D2 C2D.2@21

SAU

=J,& =J,%$1 . ' 11.725 )1 0.934* 0.774 +,-./% %6 &2D2 C2D.2@21

,-./% &2D2 /%B0%M2

=L,% ( )1K%*.=L,% 5101.9)1K0* 5101.9+1

=L ,% ( % 5101.9 0 0 +,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 1

,-./% &2D2 /%B0%M2

=L,& ( $1K&'. =L,& 5101.9 )1 K 0.00215* 5112.869 +1

SAU

,-./% &2D2 /%B0%M2

=L,& ( K =L ,& 5101.9 K 10.951 5112.851 +1

=L ,& ( & 5101.9 0.00207 10.969 +,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 1

SAU din ecuatia de bilant

=L,&" #$% &'102.114 )0.1150.00758* 10.97 +,-./%%6&2D2 /%B0%M2 1

SAU

,-./% %6 &2D2 /%B0%M2

=L ,& =J ,% . 11.725 0.934 10.951 +1

Prin centralizarea valorilor obtinute din calculul bilantului de material se obtine urmatorul tabel care pune fata in fata valorile marimilor intrate se iesite:

14

Centralizarea rezultatelor la bilant de materiale Faza Component Marimi intrate Marimi iesite Debite Concentratii Debite Concentratii [kmoli/h] [kg/h] [Nm3/h] Y kmoli SO2 / kmol aer] sau X [kmoli SO2 / kmol H2O] [kmoli/h] [kg/h] [Nm3/h] Y [kmoli SO2 / kmol aer] sau X [kmoli SO2 / kmol H2O] [ ]G SO2 11.743 751.552 263.0432 0.115 0.774 49.536 17.3376 0.00758 Aer 102.114 2961.306 2287.354 102.114 2961.306 2287.354 Total 113.86 3712.858 2550.397 102.889 3010.842 2304.691 [ ]L SO2 0 0 0 0 10.969 702.016 0.540012 0.00215 H2O 5101.9 91834.2 92.01824 5101.9 91834.2 92.01824 Total 5101.9 91834.2 92.01824 5112.869 92536.216 92.55825 TOTAL GENERAL 95547.058 95547.058

Observatie:

,C,-./% ,C,C

pentru obtinerea valorilor in +1, s-a inmultit valorile de la +1 cu masele molare 64 + 1,29 + 1,0 0 ,-./%,-./%

respectiv 18 +,-./%1 S-T ,-./%

pentru obtinerea volumulurilor de gaz in +01, s-a inmultit valorile de la +01 cu volumul molar 22.4+ 1,-./.S-T ,-./% ,.

pentru obtinerea volumulurilor de lichid in +01, s-a inpartit valorile de la +01 cu densitatile 1300 +-T1, respectiv 998 +-T1

Dupa cum se observa din tabel, la debitele masice avem intrarile egale cu iesirile, deci calculele s-au efectuat corect.

3.1.3. Bilantul termic la absorbtie In acest subcapitol se vizeaza, printre altele, determinarea temperaturii de iesire a fazei lichide din absorber. Din punctul de vedere al regimului termic, operatia de absorbtie poate fi efectuata in regim izoterm sau in regim neizoterm. 1.) Absorbtie in regim izoterm este caracteristica situatiei in care concentratia solutului (componentului care se dizolva) in faza gazoasa este scazuta si absorbtia se realizeaza intr-o

15

cantitate mare de absorbant; in acest caz efectul termic de dizolvare si concentrare a solutiei nu poate determina modificari semnificative a temperaturii.

2.) Absorbtie in regim neizoterm este caracteristica situatiei in care concentratia solutului in faza gazoasa este relativ ridicata si absorbtia se realizeaza intr-o cantitate mica de absorbant; in acest caz efectul termic de dizolvare si concentrare a solutiei este mare si poate duce la cresterea temperaturii fazei lichide pana la o valoare la care incepe desorbtia. In aceasta situatie se recomanda efectuarea absorbtiei in trepte cu racirea absorbantului dupa fiecare treapta.

Schitand fluxurile termice care participa la absorbtie intr-o coloana si conform legii conservarii energiei, se poate scrie bilantul termic:

iL,% K iJ,% K i2j@ iL,& K iJ,& K ik

QL,i , QG,i caldura introdusa de lichid (L) si de gaz (G) la intrare (i) QL,f , QG,f caldura evacuata de lichid (L) si de gaz (G) la iesire (f) Qabs caldura de absorbtie Qp caldura pierduta prin peretii coloanei

Q L,i Q G,i Q L,f Q p Q G,f 16

Prin particularizarea fiecarui termen a ecuatiei de bilant avem:

iL,%)1K .ml*(-nop,:qL,%

iJ,% )1K .ml*#-nor,:qJ,%

iL,&)1K .ss&s*(-nopqL,&

iJ,&)1K .m&*#-nor,

z 64 c

cz l 0.254 xy1 c

z ! 29 c

cz ! c c !

.00215 c

z 64 .ss&s 0c

cz 0.00764 xc c y1 c

z 18 c

cz

.00758 c

z 64 c

cz .m& 00.0167 xy1 c

z ! 29 c

cz ! c c !

SAU

.m& .ml$1 .'..m& 0.254 )1 0.934* 0.0167 xc c !y

nkp,:,nkp,

.sss, .Zsss -fractii masice a SO2-lui in faza lichida si faza gazoasa

0 c .

c .ssls.s.ss. s 91834.2c. z}z. 0 xc. z}z.y

702.016 c c .s.&ssssss. s 0.007586 x y 92536.216 c . z}z. c . z}z.

552 c

751.c

.Zssls.s.ss. s 3712.858 c .

. 0.202418 xc .

.y

536 c

.Zsssssss. s 3010.842 c .

. 0.016453 xc .

.y

& 49. c

,B2/ ,{,{[2]

}k ,L 0.327 +,C|1 0.327 4.186 +,C |1 1.368 +,C |1

}k 5 4.19 +,C,{ |1 [5, pg.517, Tabelul XXXIX]

}k ,J 0.64 + {1 [6]

}k 234 1.005 +,C{ |1 [7]

}kL,% }k,L.ssls.s.ss.sK }k5 )1 .ssls.s.ss.s* 0K4.19 )1 0*4.1+ 1

}} .sssssss. s K } $1 .s.&ssssss.s' 1.368 0.007586 K 4.19 )1 0.007586*

kL,& k,L & k5 .

4.16 + 1}kJ,% }k ,J .Zssls.s.ss. s K }k 234 )1 .Zssls.s.ss.s* 0.64 0.202418 K 1.005 )1 0.202418*

0.931 + 1}& } .Zsssssss. s K } $.Zsssssss.s' 0.64 0.016453 K 1.005 )1 0.016453*

kJ,k,J & k234 1 &.

0.999 + 1 Hd caldura integrata de dizolvare +,C1

Caldura de absorbtie se compune din caldura de dizolvare si efectul termic de concentrare a solutiei si este dat in literatura de specialitate ca valoarea celor doua sub denumirea de caldura integrata de dizolvare, Hd

+,{1. [8] 56 ,B2/ f.R.Q.Ff. ,{

.M 8. WUXY 559.8775 ,{

-./ G.GGF ,-./.Q W^,C

K coeficient total de transfer de caldura

18

A aria de transfer de caldura Tm diferenta de temperatura medie (forta motrice)

TL,i, TL,f, TG,i si TG,f temperatura fazei lichide (L) respectiv gazoase (G) la intrare (i) si iesire (f) din coloana

qL,% 20.qJ,% 20.

Prin inlocuirea termenilor astfel explicitati in ecuatia generala de bilant, luand in considerare aproximatia ca: qJ,& qL,&, se poate calcula TL,f.

)1K .m* )1K0*91834.24.19 )20K273*112742.092 10H+,{1 4

iL,% .ml(- nop,: qL,% 0 ,{iJ,%)1K l*#-nor,:qJ,%)1K0.254*2961.306 0.931 )20K273*1012.975 10H+0

iL,& $1 K .ss&s' (- nop,< qL,& )1 K 0.00764* 91834.2 4.16 qL,& 384.949 10H qL,& +1 4

iJ,& $1 K .m&' #- nor,< qJ,& )1 K 0.0167* 2961.306 0.999 qL,& 3.007 10H qL,+1

i2j@ #-.ml ) M* 2961.306 0.254 0.934 559.8775 393.33 10H +,{1 0

. 0ik 0.04 .04 393.33 10H 15.7332 10H +,{1

i2j@ 00

iL,% K iJ,% K i2j@ iL,& K iJ,& K ik .

. 10H )112742.092 K 1012.975 K 393.33 15.7332* 10H qL,& )384.949 K 3.007* +1 . qL,& 294.19 v . qL,& 21.19 De aici rezulta ca absorberul functioneaza in regim izoterm.

3.2.Dimensionarea coloanei de absorbtie

3.2.1. Descrierea principalelor tipuri de utilaje pentru absorbtie Aparatele de tip coloana sunt aparate cu forma in general cilindrica, caracterizate printr-un raport relativ mare de inaltime / diametru interior si care permit transfer eficient datorita faptului ca in ele se realizeaza un contact intim intre doua faze. Spre a asigura timpul de contact necesar realizarii procesului dorit, coloana trebuie sa aiba o anumita inaltime, multiplu al diametrului [9, pg.11-13] .

Cu ajutorul coloanelor se pot realiza, printre altele: procese de transfer de masa si caldura difuziune: absorbtie, desorbtie, chemosorbtie, rectificare, extractie; racirea si spalarea gazelor industriale, desprafuirea umeda a gazelor etc [10, pg. 430] .

Coloanele pentru procesele de transfer de substanta sunt prevazute cu: -amenajari interioare pentru favorizarea transferului (talere, corpuri de umplere, serpentine) -amenajari exterioare pentru realizarea operatiilor de intretinere si (de)montare (scari, platforme,

dispozitive de ridicare).

19

In principiu, aparatele de tip coloana se deosebesc intre ele prin forma constructiva a amenajarilor interioare, care depind, la randul lor de natura procesului fizico-chimic din aparat si de procesul de realizare a acestui proces.

In coloanele pentru procese de transfer de substanta, lichidul curge de sus in jos, sub actiunea gravitatiei, iar gazul (sau vaporii) de jos in sus, sub influenta presiunii. Interioarele coloanelor au drept scop crearea si marirea suprafetei de contact inre faze.

In ordinea cresterii suprafatei de contact intre faze coloanele sunt urmatoarele [10, pg.430]:

-coloane cu umplutura se umple coloana cu umplutura, peste care curge lichidul supus prelucrarii

-aparate cu pulverizare se pulverizeaza lichidul, datorita caruia suprafata de contact dintre lichid si gaze

sau vapori creste foarte mult

-coloane cu talere se compartimenteza aparatul pe inaltime in mai multe compartimente, in care gazul

barboteaza prin lichid.

Diferenta esentiala intre cele doua mari tipuri de coloane, coloane de tip suprafata si coloane cu barbotoare este modul de realizare a contactului intre faze si a variatiei de concentratie pe inaltime: in mod continuu in coloanele de suprafata si discret, in trepte in cele cu barbotoare.

Utilajul principal in realizarea absorbtiei este absorberul [11, pg.412-4]. Caracteristicile constructive ale absorberelor sunt determinate in principal de modul cum se realizeaza contactarea fazelor. Acest criteriu imparte absorberele in doua grupe principale:

A. absorbere cu dispersarea gazului in lichid B. absorbere cu dispersarea lichidului in gaz. Astfel, in mod conventional, absorberele pot fi clasificate in urmatoarele categorii [4, pg.52-62]:

A.1. absorbere cu agitare mecanica a lichidului A.2. coloane prin barbotare In aceste absorbere, gazul divizat in bule cat mai mici trece prin lichidul absorbant. Absorbtia se face la interfata dintre bula si lichid. Divizarea curentului de gaz se face trecand gazul prin tevi gaurite, placi perforate, placi poroase, straturi granulare, corpuri de umplere sau prin dispozitive mecanice de dispersare. Eficacitatea absorbtiei se mareste asociind barbotarea cu agitarea energica.

Coloanele de absorbtie cu talere lucreaza tot prin barbotarea gazului divizat prin site sau de catre crestaturile clopotelor, in lichidul absorbant.

B.1. absorbere de suprafata Aparatele moderne, cele mai utilizate sunt serpentinele si aparatele cilindrice sau tubulare cu film descendent, construite din materiale rezistente la coroziune, gresie, portelane, cuart sau grafit. Racirea se face cu apa pirn stropire din exterior sau prin circulatia acesteia in spatiul intertubular.

B.2. absorbere peliculare 20

B.3. absorbere cu umplutura Coloanele cu umplutura prezinta avantajul unei suprafate mari de absorbtie pe unitatea de volum, constructia simpla, posibilitatea de a le executa din materiale rezistente la coroziune, pierdere mica de prisiune. Aspectele legate de acest tip de coloana (constructie, mod de functionare, etc.) vor fi detaliate in ceea ce urmeaza, reprezentand varianta constructiva cea mai avantajoasa pentru procesul de absorbtie a SO2 in apa.

B.4. absorbere prin pulverizarea absorbantului Scruberele sunt coloane cilindrice pe care gazul le parcurge de jos in sus, in contracurent cu o ploaie de lichid absorbant; de obicei o fractiune de lichid este recirculata. Scruberele sunt folosite mai mult pentru absorbtia gazelor usor solubile. Capacitatea de absorbie a unui scruber este conditionata de repartizarea uniforma a picaturilor de absorbant in sectiunea coloanei si de finetea picaturilor. Astfel, pentru intensificarea contactului dintre gaz si lichid au fost construite scrubere mecanice in care dispozitivele rotative produc o pulverizare intensa a lichidului absorbant sau circuite interne de lichid.

B.5. absorbere diverse La alegerea unei anume coloane, se tine seama de mai multi factori, printre care [12, pg.11-16:

A. caracteristicile sistemului B. factori hidrodinamici C. caracteristici constructive. A. Referitor la caracteristicile sistemului, avem un sistem care: -nu spumeaza si nu contine solide sau slamuri 56 ,B2/

-nu degaja cantitati mari de caldura, .M 8.-./

-nu este termolabil

-nu are componenti cu puncte de fierbere apropiate sau cu vascozitate mare

-functioneaza continuu

-este corosiv. Aceasta ultima caracteristica, actiunea agresiva a solutiei sulfuroase asupra metalelor obisnuite prezinta

o astfel de importanta incat ea va dicta alegerea tipului de coloana. Astfel, pentru scopul pe care il urmarim, este indicat folosirea unei coloane cu umplutura din materiale rezistente la coroziune; se alege corpuri de umplere cu forme geometrice diferite inelele Raschig, umplutura cea mai des folosita, iar materialul de constructie ceramica. Avantajele importante ale coloanelor cu umplutura sunt suprafata mare de absorbtie pe unitatea de volum, constructie simpla si ieftina, pierdere mica de presiune. Gazul si curentul circula in contracurent. Transferul de substanta la astfel de coloane are loc pe suprafata peliculei de lichid formata pe corpurile de

umplere, intre lichid sa gaz (sau vapori).

B. Din punctul de vedere al hidrodinamicii, folosirea unei coloane cu umplutura este favorizata in cazul sistemelor determinate de rezistenta fazei de vapori, deoarece vaporii se gasesc in miscare turbulenta, iar 21

faza dispersata este lichidul. Un aspect important este folosirea gazelor si lichidelor lipsite de impuritati, pentru evitarea astuparii spatiilor libere si cresterii rezistentei hidraulice.

Un avantaj al folosirii coloanelor de umplutura este ca nu retin cantitati semnificative de lichid si pot fi golite complet prin curgere libera la oprirea functionarii lor. Un alt beneficiu este caderea de presiune nu foarte mare la trecerea gazului prin coloana.

C. In ceea ce priveste caracteristicile constructive, curatirea unor astfel de coloane presupune demontarea si golirea umpluturii. Coloanele cu umplutura necesita o inaltime mai mica si un diametru mai mare decat o coloana cu talere echivalenta . Costul coloanei cu umplutura este economica la diametre mai mici decat la coloane cu talere, aproximativ 0.75 m.

Greutatea corpurilor de umplere este si ea un factor important al capacitatii de incarcare, iar rezistenta limitata a materialului din care este confectionata umplutura face necesara folosirea unor placi perforate speciale, plane sau ondulate gratare pe care se reazama umplutura.

Folosirea racordurilor laterale pentru extragerea unor produsi intermediari sau introducerea unui curent de fluid este dificila, reduce sectiunea libera a coloanei,perturba regimul de curgere si provoaca o inecare prematura.

Unele din umpluturile asezate regulat in coloana, cum sunt gratarele de lemn, nu au nevoie de suporturi speciale, dar umplutura asezata neregulat este sustinuta de suporturi. Acestea sunt gratare din lemn, ceramica, materiale metalice sau table perforate, amplasate pe inele sau console de sprijin, deasupra racordului de intrare a gazului. Suporturile trebuie sa aib sectiunea libera pentru curgrea gazului si lichidului cel putin egala ce aceea a

umpluturii [11, pg.419]

. Functionarea corecta a aparatelor cu umplutura depinde foarte mult si de functionarea uniforma a instalatiilor de stropire. Cele mai utilizate tipuri de stropitoare sunt urmatoarele [10,pg.446-450; O, pg.54-63]:

-placi de distributie -jgheaburi de distributie -paianjeni -stropitoare cu presiune -stropitoare deflectoare -stropitoare centrifuge. La fel, eficacitatea absorbtiei este influentata in foarte mare masura de coeficientul de umectare. Pentru

ca acest factor sa fie cat mai mare (valoare cat mai apropiata de 1), este necesar sa se asigure cel putin 50 de

puncte de picurare a absorbantului / m2 de sectiune a coloanei.

Datorita asezarii in vrac a corpurilor de umplere se pot crea pe verticala circuite preferentiale (de rezistenta hidraulica minima) pentru vapori si lichid dar poate sa se intample chiar si circulatia celor doua faze pe sectiuni diferite, fara a veni in contact. Efectul dezavantajos al peretelui descreste cu cat raportul d/Dc este mai mic; este contraindicat sa se foloseasca corpuri cu diametrul mai mare de 1/8 din diametrul coloanei si se recomanda ca acest raport sa fie sub 1/10.

Umplutura neumezita este deci ineficace. Astfel, pentru a avea o distributie satisfacatoare a lichidului si

o amestecare radiala corespunzatoare, pentru evitarea canalizarii catre peretele coloanei (unde fractiunea de 22

goluri este maxima, rezistenta hidraulica minima) si saturarii premature a absorbantului, se va folosi umplutura cu diametru nu foarte mari. Totodata, pentru uniformizarea stropirii pe inaltime (irigarea suficienta si uiforma a zonei centrale) si pentru evitarea si mai accentuata a fenomenului de curgere preferentiala si a efectului de perete, masura constructiva care se ia este fractionarea umpluturii in straturi de inaltime mai mica intre care se intercaleaza dispozitive pentru colectarea si redistribuirea lichidului. Aceste instalatii se monteaza la distante de maximum 2DC una fata de cealalta, pe fiecare strat a umpluturii. Redistribuitoarele de lichid (talere de redistribuire) sunt menite de a readuce lichidul in zona centrala a coloanei si este important ca ele sa nu ingusteze simtitor sectiunea aparatului pentru ca acesta ar conduce la marirea brusca a vitezei gazului sau a vaporilor si deci la perturbarea regimului hidraulic al coloanei.

Exista mai multe tipuri de instalatii de acest fel, printre care [9],pg.50-54; 10, pg 443]: -confuzoare simple conuri de distributie -conuri cu gauri stantate -buzunare inelare -placi de distributie talere speciale (ex. talerul Glitsch, cu tevi deversoare prevazute cu fante in partea

superioare, rozete redistribuitoare).

Dintre aceste variante, constructia cea mai simpla o are distribuitorul cu buzunare inelare relativ inguste (si care in consecinta nu ingusteaza sectiunea), prevazutu cu 3-6 tevi sudate la mantaua corpului. Lichidul care deverseaza peste marginile colectoarelorse scurge pe pereti se colecteaza in buzunarul inelar si prin tevi este adus in centrul coloanei.

Partile componente:

1 buzunar inelar

2 colector circular

3 teava

2 3

1

23

In partea inferioara a coloanei se prevad dispozitive pentru uniformizarea circulatiei gazelor: un taler cu clopote care are rolul de a egaliza viteza gazelor pe sectiunea coloanei.

3.2.2. Calculul diametrului coloanei de absorbtie Discutie asupra hidrodinamicii celor doua faze, lichide si gazoase la curgerea prin coloana porneste de la premisa ca functionarea optima a coloanei cu umplutura presupune rapoarte determinate intre cantitatea de lichid care uda umplutura si viteza gazelor sau vaporilor care circula in contracurent.

Comparativ cu coloane cu talere, cele cu umplutura pot prelucra debite mai mici deoarece lichidul se deplaseaza sub forma unor filme subtiri pe suprafata corpurilor de umplere. La debite prea mici se micsoreaza suprafata de contact intre gaz si lichid, iar udarea suprafetei poate sa cada sub valorile admise, scazand brusc eficacitatea coloanei. La debite prea mari de gaz se micsoreaza sectiunea libera de trecere a fazelor sau chiar se poate ajunge la punctul de inec al coloanei [12, pg.11-16] .

Referitor la viteza gazului sau vaporilor prin coloana, aceasta trebuie sa fie inferioara vitezei critice, care corespunde inceputului saturarii umpluturii si incetarii curgerii lichidului (punct de inversiune). La viteze mai mari decat wcr, lichidul este antrenat afara din coloana (punct de inecare). La o cantitate data de lichid de stropire, intensitatea transferului de substanta, la fel ca si pierderea de presiune a gazului (vaporilor) la trecerea prin umplutura udata creste.trebuie ales o viteza de trecere la care fortele de frecare intre gaz si lichid nu sunt foarte mari, dar au loc deja turbionari ale lichidului, ceea ce asigura uniformizarea repartitiei lichidului in to volumul de umplutura [9,pg.20-24] .

Diametrul absorberului influenteaza viteza de circulatie a fazelor prin coloana. Diametrul unuei coloane cu umplutura se determina din ecuatia debitului de faza gazoasa care circula prin coloana:

.. NO

...Q .& . B .G.efR.<

MV debit volumetric de amestec gazos in conditiile de lucru +1

0 S-T

MV = 2550 +01 @ Pe baza ecuatiei Clapeyron, .= .q, si stiind ca: G 1. si =G =,

se poate scrie: NOP .P. .. RRG)eH.G* 2736.81 -0T 0.76 -T

NO. eH @

22.4 volumul molar in conditii normale +1

,-./%

wf viteza fictiva a gazului prin coloana, calculata la intreaga sectiune transversala a coloanei +-@ 1.& )0.75 0.9* .%63B

winec viteza fictiva a gazului la punctul de inecare (inversie)

24

La punctul de inecare practic se barboteaza gaz in lichid trasferul de masa este maxim, la fel ca si pierderea de presiune (consum mare e energie). Valoarea winec se calculeaza cu relatia lui Kafarov, valabila

[5, pg.276, rel. 6-35]

pentru .L >> .G: .%63B ..J .LG.F. .(.R .FR

./H%j34 .L .w1.75 #.G...JL.G

La coloanele cu umplutura in general se recomanda elemente de umplutura cu diametrul cuprins intre (15 100) mm. Tinand cont de faptul ca odata cu scaderea diametrului umpluturii creste suprafata specifica (deci scade inaltimea necesara coloanei), dar rezistenta hidraulica creste (pierderi de presiune mari), se aleg corpuri de umplere cu forma definite inele ceramice Raschig cu diametru de 25 25 3 mm.

Dupa cum sa precizat in sectiunea precedenta, la umpluturile asezate in vrac exista o tendinta a lichidului de a se indrepta spre peretele coloanei. Formarea de canale se evita prin turnarea ingrijita si uniforma a umpluturii in strat, prin repartizarea uniforma a fazei lichide si prin fractionarea stratului in portiuni de inaltime mai mica intre care se intercaleaza dispozitive pentru colectarea si redistribuirea lichidului. Pentru o mai buna repartizare a lichidului in sectiunea transversala a stratului se recomanda ca diametrul nominal al umpluturii sa fie de cel putin 8 ori mai mic decat diametrul coloanei.

. suprafata specifica a umpluturii, . 204 +-T1

g acceleratia gravitationala, 9,81 +1

Vliber volumul liber al umpluturii, .@.74 -T

/%j34 0-T

.G si .L densitatile gazului si lichidului la temperatura de lucru

Densitatea unui amestec de gaze bicomponent este data de:

.2- ZF.FKZ.,C.

.F .234 1.205 +1,ZF 0.897 `

. . 2.727 +-T1 , Z 0.103 [3]

.

.2- 0.897 1205 K 0.103 2.727 1.362

.J 1.362 +-T1 .. }

.

.L 998 +,C1

.L vascozitatea dinamica a lichidului, .L 1.005 } ) .*

L debitul masic de lichid, (91834.2+0125.5095 +@1

G debitul masic de amestec gazos, # 3712.858 +,C1 1.103 +,C1

A = 0.022 pentru umpluturi cu inele

204 1.362 1.005G.F. .25.5095 .R .362.FR

. .%63B 9.81 0.74H 998 . 0.022 1.75 1.103 .G .1998 .G. .%63B 0.558 +-@ 1 . .& 0.8 .%63B 0.446 +-@ 1 25

. . .G.efRF.ff 1.472 . Pentru evitarea curgerilor preferentiale si a efectului la perete trebuie ca simplexul geometric

.!. c8

F.Qe

In cazul nostru avem: .ML G.GR 58.88 c 8

3.2.3. Calculul inaltimii umpluturii Inaltimea unei coloane de absorbtie cu umplutura este determinata practic de inaltimea umpluturii. Aceasta poate fi calculata in trei moduri:

din suprafata de transfer de masa pe baza IUT NUT din nT IETT 3.2.3.1. Calculul inaltimii umpluturii din suprafata de transfer de masa Ecuatia fluxului de masa transferat in cazul exprimarii acesteia cu concentratiile raportate la faza

gazoasa: " vE w - . w |SY78

?U

Similar, ecuatia fluxului de masa transferat in cazul exprimarii acesteia cu concentratiile raportate la faza

lichida: " v w - . w |S 78

dU

Totodata: w .!-k/!A!42 .. ! ..

Astfel rezulta:

vE .. -

v .. -

NSO2 numarul de moli de SO2 transferati

=L ,& " 10.969 +,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 .

Ky coeficient total de transfer de masa raportat la faza gazoasa Kx coeficient total de transfer de masa raportat la faza lichida A aria tuturor corpurilor de umplere din coloana

Ym diferenta medie de potential global raportat la concentratia in faza gazoasa

Xm diferenta medie de potential global raportat la concentratia in faza lichida S sectiunea coloanei

26

.L H.FQF.Qe

.1.7

Hu inaltimea umpluturii . -suprafata specifica a umpluturii, dependent de tipul de umplutura adoptat

. 204 +-T1

f factorul de udare, dependent de debitul fazei lichide si de sectiune, f1

Coeficientul global de transfer de masa raportat la faza gazoasa:

c1E K1 cc

Coeficientul global de transfer de masa raportat la faza lichida:

v c1 K1c 1c.,-./.

ky +-0bA1 coeficient partial de transfer de masa in faza gazoasa

kx +01 coeficient partial de transfer de masa in faza lichida

Coeficientii partiali de transfer de masa se pot calcula pe baza unor relatii empirice [2, pg.336]:

cE 0.0994 .EG.e .G.R

.

.

b = 0.0116 la 20 C

qy, qx debitele specifice de gaz si lichid in coloana +-01

Alternativ, se pot determina direct coeficientii globali de transfer de masa pe baza urmatoarelor relatii

[2,pg.337; 16, pg. ]

:

1 . 0.00176K 0.035 . vE .CG.f

vE .CG.f . )0.035 .CG.f K 0.00176*

v vE

b panta curbei de echilibru, 44.138

.C.&0.446 -@G.QQ.P. /%

vE .0.1278 ,-.

GQ)G.GHRG.QQ.P.G.GGFe.* -0bA

Relatiile de trecere dintr-o unitate de masura in alta [2, pg.337]

c

z

x y +1

w.234,-82.06 10;H q

27

c

z c

z 273xH y aHc

z221.4 q +1c

!

c

z c

z ./%B0%M.- xH y c

z ./%B0%M,- + 1

H c

P presiunea totala in At

1 w. 735 .760 1.034 w.

paer,m presiunea medie a componentului inert in At

- 234,& 234,%234,= 234,&234,%234,% ,% Z% )1Z*760 )1 0.103*681.72 0.927w.

234,& ,& Z&Z%)1 .* 1 )Z% $1 .' 760

$1 0.103 )1 0.934*' 754.833 1.027 w. - F.Ge;G.h.

234,6P.P 0.976

.lichid,m densitatea medie a lichidului +-T1

- ./%B0%M,& ./%B0%M,%

.

/%B0%M,= ./%B0%M,& .

/%B0%M,%

. .2k2 998 +,C1

/%B0%M,% -T

2T. W^ V 8 P.P W^ 78V W^ \U_. Y:.V:3 W^ \U_. Y:.V:3

F F .ss.

Mlichid,m masa moleculara medie a lichidului

.- ./%B0%M,& ./%B0%M,%/%B0%M,= ./%B0%M,&./%B0%M,%

..2k2 18 + ,C1

/%B0%M,% ,-./

eG.GF. W^ 78V

.& .ss&sssss. s $1 .ss&sssss.s'

/%B0%M,& .2-3@A3B /%B0%M,, . K , .5 F. W^ \U_. Y:.V:3

hRH..

.64 +,-./1 K 1 F. W^ \U_. Y:.V:3. 18 +,-./1 18.349 +,-./.

,CeGGF. W^78V ,C,CV

hRH..

28

- Ff.HQh;Ff ,C

./%%,6. 18.174 +,-./1

B0M/T2

,-./%

vE 0.1278 +- 0bA1

WUXY.-|Y+UV11 -G.Fe.

vE+01 o .vE +01 .PT 2.9003

\1,U.PP1T3 P.2.PP1T)T.P*

,-./% eH -,-./% eH vE +-T0 ?1 F.Q)eH.G*vE+01 .vE +-T0 ?1 F.Q )eH.G* 2.9003 0.1206

,-./%

v +-T0 ?1 vE 44.138 5.3248

Diferenta medie de potential global se poate determina grafic si analitic.

A.1. Metoda grafica de determinare a Ym % &

.-

)?;?a*: . A)?;?a*< a

Pentru calculul integralei se traseaza linia de echilibru si linia de operare. Apoi intre Xi si Xf in zona cuprinsa intre cele doua linii se duc paralele la ordonata, citind perechile de valori Y Y*:

curba de echilibru X Y 0 0 0.001406 0.058496 0.002813 0.125926 linia de operare X Y 0 0.00758 0.00215 0.115

29

Y Y* raport 0.00758 -1.76683E-05 131.6193 0.01 0.002120193 126.9067 0.02 0.01095433 110.5501 0.03 0.019788467 97.92849 0.04 0.028622605 87.89358 0.05 0.037456742 79.7241 0.06 0.046290879 72.94414 0.07 0.055125017 67.22697 0.08 0.063959154 62.34085 0.09 0.072793291 58.11687 0.1 0.081627428 54.42896 0.115 0.094878634 49.69842

30

calculul integralei X Y 0.00758 123.1962235 0.01 120.5081852 0.02 110.0085046 0.03 100.423644 0.04 91.67389655 0.05 83.68650026 0.06 76.39503272 0.07 69.73885879 0.08 63.66262638 0.09 58.11580613 0.1 53.05227124 0.11 48.42991384 0.115 46.27203011

Aria de sub curba exprima valoarea integralei si a fost calculata cu metoda trapezelor:

)?;?a*: . w@!j B!4j2 8.4439

)?;?a*< a .115 0.00758

.- 08.4439 0.012721609

B.1. Metoda analitica de determinare a Ym Se poate folosi doar in cazul in care atat linia de operare, cat si linia de echilibru sunt drepte )% %a* $& &a'

.-. =%%a& &a

31

)0.115 0.094878634* )0.00758 0*. - = 0.115 0.094878634 0.012846219 0.00758 0

Similar, diferenta medie de potential global se poate determina grafic si analitic.

A.2. Metoda grafica de determinare a Xm &

.- %

)da;d*

X X* Raport 0 0.000172187 5807.632 0.0002 0.000398582 5035.71 0.0004 0.000624976 4444.914 0.0006 0.000851371 3978.188 0.0008 0.001077765 3600.163 0.001 0.00130416 3287.747 0.0012 0.001530554 3025.223 0.00136 0.00171167 2843.577 0.0016 0.001983343 2608.629 0.00188 0.002300295 2379.279 0.00215 0.002605928 2193.329

calculul integralei X Y 0 5360.9 0.0002 4903.610995 0.0004 4485.329103 0.0006 4102.726987 0.0008 3752.761134 0.001 3432.647645 0.0012 3139.840089 0.0014 2872.009249 0.0016 2627.024591 0.0018 2402.937318 0.002 2197.964866

33

0.00215

2055.793431

Aria de sub curba exprima valoarea integralei si a fost calculata cu metoda dreptunghiurilor medii:

)da;d*< .

w@!j B!4j2 7.4187

)da;d*: a .00215 0

. - 07.4187 0.000289808

B.2. Metoda analitica de determinare a Xm Se poate folosi doar in cazul in care atat linia de operare, cat si linia de echilibru sunt drepte $&a &' )%a %*

.- =&a&

%a %

)0.002605928 0.00215* )0.000172187 0*.- = 0.002605928 0.00215 0.000291388 0.000172187 0

A.1. Inaltimea coloanei prin metoda grafica10.969

! .615

0.1206 1.7 204 1 0.012721609 20

B.1. Inaltimea coloanei prin metoda analitica10.969 ! .415

0.1206 1.7 204 1 0.012846219 20

Deoarece diferenta dintre inaltimile calculate cu Ym determinat grafic si analitic nu este mai mare decat

1.5 m, se va lua valoarea medie a celor doua inaltimi: ? 20.615 K 20.415

!,2 20.515

A.2. Inaltimea coloanei prin metoda grafica10.969 ! .496

5.3248 1.7 204 1 0.000289808 20

B.2. Inaltimea coloanei prin metoda analitica10.969 ! .385

5.3248 1.7 204 1 0.000291388 20

Deoarece diferenta dintre inaltimile calculate cu Xm determinat grafic si analitic nu este mai mare decat

1.5 m, se va lua valoarea medie a celor doua inaltimi: d 20.496 K 20.385

!,2 20.44

34

3.2.3.2. Calculul inaltimii umpluturii pe baza IUT NUT IUT inaltimea unatatii de transfer NUT numarul unitatii de transfer

! S78 ?U si .- ?:;?< . ! S78 A)?;?a*: M?

|Y.&)1a*: 3|Y .&)?:;?

IETTT se determina cu ecuatii empirice, dintre care cele mai frecvent utilizate sunt ecuatia lui Kafarov si Dtnerski.

In concluzie, inaltimea umpluturii va fi:

! 20.515 K 20.44 K 20.615 K 20.496

20.5165

4

3.2.4. Calculul inaltimii coloanei de absorbtie Modul de dispunere a umpluturii in coloana are influenta asupra hidrodianimii curgerii celor doua faze din coloana. Deosebim mod de dispunere:

-ordonat in cazul in care avem corpuri de umplutura cu diametru > 100 mm sau daca avem inele din material de tip special -in vrac in cazul in care avem corpuri de umplere cu dimensiuni mai mici (cazul nostru)

Inaltimea unui strat de umplutura in coloana depinde de diametrul acesteia [9, pg.43]: ! c5B

Dependenta diametru coloana -inaltimea unui strat de umplutura Dc [m] 0.4 0.5 -1.2 1.4 -2.2 2.4 3 kH [m] 10 6 3 2

Alte surse recomanda kH = 2.5 3 pentru inele Raschig de 25 mm.

. 1.472 .! 3 1.4724.415

36

G.RF.R

Numarul de straturi de umplutura: =@A42A 50 Q.QFR 4.647 A 5

. umlutura va fi distribuita intr-o singura coloana, in 5 straturi B =@A42A!KFKK)=@A42A1*H h1 distanta de la partea superioara a primului strat de umplutupana la varful coloanei, unde vine amplasat distribuitorul de lichid

F )11.5* h2 distanta de la partea inferioara a ultimului strat de umplutura pana la baza coloanei, zona in care trebuie asigurata inchiderea hidraulica a sistemului

)12*

H3 distanta dintre straturile de umplutura, unde vine amplasat redistribuitorul de lichid

H )0.51*

Astfel, inaltimea coloanei va fi:

B 20.5165K1.25K1.5K )51*0.75 26.266

3.2.5. Calculul dimensiunilor racordurilor absorberului Dimensiunile racordurilor coloanei se determina pentru intrare si iesire pentru faza lichida si faza gazoasa din ecuatia debitului volumic al fluidului care circula prin racord:

.4 #.

#. 4 . ..4 E4.

Valorile orientative ale vitezei de curgere asle fluidelor {E]:

.C2D3 5 20 -@ .z ./%B0%M3 0.5 2.5 -@

#. 3712.858 c 2724.033 H..4 E 4 2724.033 .2777

,C2D % 1.363 cH ,C2D % 3.14 12.5 3600 0

consideram amestecul gazos format doar din aer si SO2

-T -densitatea SO2 gazos la 0 C, 760 mmHg [5, pg.497, Tabelul V] . 2.93 ,..Pk eHe.G ,.

. .G .kP .. 2.93 )eH.G*e.G 2.73 +-T1 -densitatea SO2 gazos la 20 C

.234 h W^-T -densitatea aerului la 0 C, 760 mmHg

WUXY 1.294 ,C

.Q UT

. .G .PkkP .. 1.294 eHe.G .206 +,C1 -densitatea aerului la 20 C

.)eH.G*e.G 1-T

densitatea unui amestec de gaze:

.2- ZF .F KZ .

.2- 0.103 2.73 K )1 0.103* 1.206 1.363 +-T1

37

.842 c 4 2506.63

#.,C2D & 3010 2506.63 H..4,C2D & E3.14 12.5 3600 0.266

1.201 cHeHe.G ,C

. 2.93 )eH.F.Fh*e.G 2.718 +-T1 -densitatea SO2 gazos la 21.19 C

eHe.G ,C

. 1.294 )eH.F.Fh*e.G 1.2 +-T1 -densitatea aerului la 21.19 C

& F;EE< < 0.00758 . Z& 0.0757 %

.2- 0.000757 2.718K )10.000757*1.2 1.201 +,C1

2 c

91834.4 92.018 #.,/%B0%M % 92.018 H..4,/%B0%M % E3.14 1.5 3600 0.147 998 c H

M & 92536.216 c 92.762 #.,/%B0%997.56 cH 92.762 H..4,C2D & E43.14 1.5 0.147

Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor absorberului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s] calculat STAS admisa recalculata 1 racord intrare faza gazoasa 0.277 0.3 5 ... 20 10.710 2 racord iesire faza gazoasa 0.266 0.3 5 20 9.855 3 racord intrare faza lichida 0.147 0.15 0.5 2.5 1447.165 4 racord iesire faza lichida 0.147 0.15 0.5 2.5 1.459

Model de calcul a vitezei recalculate:

2724.033 H.43B 10.710 3600 . 3.14 0.43 .

3.2.6. Calculul masei absorberului Masa absorberului se calculeaza cu formula: .B .EK.!K.2!

MV masa virolei cilindrice

-T [E, pg.496, Tabelul II] virola va fi confectionata din otel obisnuit OL37, ..A3/ 7850 ,C

38

grosimea peretelui virolei determina rezistenta la coroziune a acesteia, poate fi adoptata . = 57mm .E .E..A3/ BB . ..A3/ 3.14 1.472 26.266 0.006 7850 5718.107 c

Mu masa umpluturii

.! .!.! B!.! 3.14 1.472 20.5165 530 50259.319c

-T[9, pg.26] .u masa specifica, adica densitatea umpluturii, .!530 ,C

Maux masa elementelor auxiliare (gratare, distribuitorul si redistribuitorul de lichid)

.2! 0.01 ).E K .!* 0.01 )5718.107 K 50259.319* 559.774 c

.B 5718.107 K 50259.319 K 559.774 56.537 .

3.2.7. Fisa tehnica a coloanei Fisa tehnica Nr.1 Denumirea utilajului: coloana de absorbtie Pozitie de functionare: Vertical Numar de bucati: 1 Destinatie: coloana este destinata separarii SO2-lui dintr-un amestec gazos prin absorbtie in H2O Descrierea functionarii: coloana functioneaza cu circulatia celor doua faze, gazos si lichid in contracurent Dimensiuni de gabarit: diametrul coloanei Dc = 1.472 m inaltimea coloanei Hc = 26.266 m inaltimea umpluturii Hu = 20.5165 m numarul straturilor de umplutura nstrat = 5 masa coloanei Mc = 56.537 t Conexiunile absorberului: diametrul racordului de intrare gaz dr, gaz i = 0.3 m diametrul racordului de iesire gaz dr, gaz f = 0.3 m diametrul racordului de intrare lichid dr, lichid i = 0.2 m diametrul racordului de iesire lichid dr, lichid f = 0.2 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37

39

3.3.Dimensionarea coloanei de desorbtie

Pentru desorbtie se va alege tot o coloana cu umplutura cu aceleasi dimensiuni ca a coloanei de absorbtie:

B 26.266 B 1.472

3.3.1. Calculul nesesarului de abur pentru desorbtie Calculul necesarului de abur se realizeaza pe baza bilantului termic aplicat pentru desorber:

Qpierderi Qdesorbtie QSO2 si abur antrenat Qabur stripare Q solutie sulfuroasa Qabsorbant regenerat si condens

100 C

20 C Intrari:

i2j!4 @A4%k243 .-,2j!4 @A4%k243 z2j!4

40

.-,2j!4 @A4%k243 -debit masic de abur stripare, necunoscuta

z2j!4 2679 +,{1 -entalpia aburului de 100 C, p = 1.033 ata

i2j!4 @A4%k243 2.679 10H .-,2j!4 @A4%k243 +1

i@./!A%3 @!/&!4.2@2 .-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 }k,@./!A%3 @!/&!4.2@2 q%6A4243

.-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +1

,B2/ ,{,{

}k ,L 0.363 +1 0.363 4.186 + 1 1.5195 + 1 -caldura specifica a SO2 lichid la 60 C

,C|,C|,C|

Floarea probleme]

}k 5 4.18 +,C,{|1 caldura specifica a H2O la 60 C [5, pg.517, Tabelul XXXIX]

}} .s.&ssssss. s K } $1 .s.&ssssss.s' 1.5195 0.007586 K 4.18

k,@./!A%3 @!/&!4.2@2 k ,L k 5

)1 0.007586* 4.16 + 1

} 4.16 +,C,{ |1 -caldura sepecifica a solutiei sulfuroase la 60 C

q%6A4243 60 333 v -temperatura de intrare in desorber a solutiei sulfuroase preincalzite

i@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 4.16 333 128188.5693 10H +0 1

Iesiri:

i .-, }k, q%3@%43

.-, 702.016 +1 -desorbtia este totala, tot SO2 absorbit se si desoarbe

}k, BUN,78 QF.F+WUXWY I1 06422 + ,{1 [5, pg.510, Tabelul XXVII].Q W^,C .

}k, 06422 + 1 -caldura specifica a SO2 gazos la 100 C

q%3@%43 100 373 v -temperatura aburului de antrenare

i 702.016 0.6422 373 168.1613 10H +0 1

i2j!4 26A436243 .-,2j!4 26A436243 z2j!4

Se considera ca un volum de abur antreneaza 1.5 volume de SO2. Stiind volumul de SO2 care este antrenat, se poate determina .-,2j!4 26A436243 -debitul masic de arbur de antrenare.,-./%

" 10.969 +0 1 -fluxul molar de SO2 transferat din faza gazoasa in faza lichida la absorbtie, respectiv din faza lichida in faza gazoasa la desorbtie Volumul de SO2 absorbit, respectiv desorbit in conditii normale:

..G, 10.969 c

z 22.4 H 245.7056 H

c

z

Volumul de SO2 desorbit in conditiile de lucru (100 C):

.. qG.

.. 245.7056 )273 K 100* 335.707 Hq,273

41

1 volum abur antrenare 1.5 volum SO2 desorbit

x = 223.805+-0T1 abur antrenat 335.707 +-0T1 SO2 desorbit

.2j!4 0.597 +-T1 -densitatea aburului la 100 C

Hcc.-,2j!4 26A436243 ..,2j!4 26A436243 .2j!4 223.805 0.597 xHy 133.611 x y

,C,{,{

i2j!4 26A436243 133.611 +0 1 2679 +,C1 357.945 10H +0 1

iM3@.4jA%3 . M "56 ,B2/ ;f.R.Q.Ff.,{ 16 ,{.M 8.-./ G.GGF ,-./ 35832.,-./" 10.969 +,-.0/

iM3@.4jA%3 35832.16 10.969 393.043 10H +0 1

i2j@.4j26A 43C36342A . B.6M36@ )( K .-,2j!4 @A4%k243 .-,2j!4 26A436243* }k,5 q%3@%43

( 91834.2 +1 -debit masic de absorbant

}k,5 4.23 +0,{1 -caldura specifica a H2O lichid la 100 C, p = 1.033 ata [5, pg.517, Tabelul XXXIX]

i2j@.4j26A 43C36342A . B.6M36@ $91834.2 K .-,2j!4 @A4%k243 133.611' 4.23 373

10H )144684.2723 K 1.5778 .-,2j!4 @A4%k243* +1

ik%34M34% v w%D./2A3% .q-

Pentru a avea pierderi minime, este necesar izolarea coloanei:

Fluxul unitar de caldura pierduta:

%34M34% %D./2A%3kik3 I .q . .qFw%D./2A%.%D./2A%3

%D./2A%3

..3 .I .q.qF%D./2A%

I5 + N1.O + { 1 -coeficient partial de transfer termic pentru aer in spatii inchise [5, pg.178., Tabelul 4-5]

-|@-|

.%D./2A%3 0.035 +-N|1 .O +@-{ |1 -coeficient de conductivitate termica a vatei de sticla

qqFk 100 40 50 -valoare impusa

q 1618 -temperatura medie anuala in spatii inchise, in hale

.qF qFqk 10045 55

.q qk q 45 17 28

.GHRRR

.%D./2A%3 GR f 0.01375

42

peretele metalic al virolei cilindrice pierdere nesemnificativa prin perete metalic film de aer T1 Tp1 Tp2

T1 T2

.izolatie

.izolatie

.T2 peretele metalic al virolei cilindrice pierdere nesemnificativa prin perete metalic film de aer T1 Tp1 Tp2

T1 T2

.izolatie

.izolatie

.T2 datorita conductivitatii ridicate

izolatie

Izolatia se aseaza intre doua plase de sarma si este invelita cu folie de aluminiu sau tabla zincata. Din motive de executie a stratului izolant, pentru asigurarea uniformitatii si nedistrugerii acestuia, nu se admite o grosime .%D./2A%3 A 25 .

Astfel, se va lua .%D./2A%3 0.025 .

B.%D BK2 .kK2 .%D./2A%3 1.472K2 0.006K2 0.0251.534m

....: H.FQF.RHQ

w%D./2A%3 F B.%D BK2 QN] 3.14 1.534 9.27 K2 Q 48.3458

v O..:]XY\: g.PPF.PTg 0.625 +- |1

:]XY\:

.q- .qFK.q 55K28 83 83v ik%34M34% v w%D./2A%3 .q- 0.625 + N1 48.3458 . 83 .v 29.0285 10H +,{1

i2j!4 @A4%k243 K i@./!A%3 @!/&!4.2@2 i K i2j!4 26A436243 K iM3@.4jA%3 K i2j@.4j26A 43C36342A . B.6M36@ K ik%34M34%

43

10H ).- 2.679 K 128188.5693* 10H )168.1613 K 357.945 K 393.043 K )144684.2723 K 1.5778 .-* K 9.02851.1012 .-,2j!4 @A4%k243 17423.8808

.-,2j!4 @A4%k243 15822.6306 xcy

Indicele de utilizare al aburului se defineste ca fiind:

,2j!4 @A4%k243 15822.6306

2j!4 .-.-, 702.016 22.5388

3.3.2. Calculul dimensiunilor racordurilor desorberului Dimensiunile racordurilor coloanei se determina ecuatia debitului volumic al fluidului care circula prin racord pentru:

FRf..HG. +V 1 -T

-intrarea abur stripare, # ., UW^T 26503.5688 +0 .!4 @A2jk243,CG.Rhe +.

.-,2j!4 @A4%k243 15822.6306 +1

.2j!4 0.597 +-T1 -densitatea aburului la 100 C

.F. +V1 -.-intrare solutie sulfuroasa, #.,@./!A%3 @!/&!4.2@2 hRH.UW^T 93.977 +.

hfQ...F +1 0

.-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +.

1 .s.&ssss.ss. Gs .sssssss. s

.@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G ..

91834.2 c 702.016 c . 92536.216 c .. } z}z. 92536.216 c .. } z}z.

cH K c H 0.001015578983 xy 1264 xy

..@./!A%3 @!/&!4.@2 984.66 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 60 C [5, pg.15, rel.1-4, Bratu-probleme] .GF. +V1KFHH...F +V1 -T

-iesire SO2+abur antrenare, #.,.2j!4 26A436243 eGUW^TUW^T 551.32 +1

.FQQ +1 G.Rhe +1 0

.-, 702.016 +1

93 ,C

. 2.-T -densitatea SO0 2 gazos la 0 C, 760 mmHg [5, pg. 497, Tabelul V]

.Pk eHe.G ,C

. .G .kP .. 2.93 )eH.FGG*e.G 2.144 +-T1 -densitatea SO2 gazos la 100 C

.-,2j!4 26A436243 133.661 +.

44

.Fh. +V1 -T-iesire absorbant regenerat+condens, #.,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ FGeRHW ^ 112.2372 +1

hRf +UW^T1 0

.-,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ ( K .-,2j!4 @A4%k243 .-,2j!4 26A436243 91834.2 K 15822.6306 133.611 107523.2196 xy

.5 958 +,C1 -densitatea apei lichide la 100 C

.4 E4#.

Valorile orientative ale vitezei de curgere ale fluidelor {E]:

.C2D3 5 20 -@ .z ./%B0%M3 0.5 2.5 -@

26503.5688 .4,2j!4 @A4%k243 E34.14 12.5 3600 0.866

4 551.32 .4, .2j!4 26A436243 E3.14 12.5 3600 0.124

93.9778 .4,@./!A%3 @!/&!4.2@2 E 4 .149

3.14 1.53600 0 112.2372 .4,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ E3.414 1.5 3600 0.163

Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor desorberului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s] Calculate STAS admisa Recalculate 1 racord intrare abur stripare 0.866 0.8 5 ... 20 14.654 2 racord iesire SO2 + abur antrenare 0.124 0.15 5 20 8.671 3 racord intrare solutie sulfuroasa 0.149 0.15 0.5 2.5 1.478 4 racord iesire absorbant regenerat + condens 0.163 0.15 0.5 2.5 1.765

Model de calcul a vitezei recalculate:

45

26503.5688 H.43B 14.6538

3.14 0.48 3600 .. 3.3.3. Fisa tehnica a desorberului Fisa tehnica Nr.2 Denumirea utilajului: coloana de desorbtie Pozitie de functionare: Vertical Numar de bucati: 1 Destinatie: coloana este destinata desorbtiei SO2-lui din solutia sulfuroasa rezultata la absorbtie prin incalzirea acesteia la 100 C Descrierea functionarii: coloana functioneaza cu circulatia celor doua faze, gazos si lichid in contracurent Dimensiuni de gabarit: diametrul coloanei Dc = 1.472 m inaltimea coloanei Hc = 26.266 m inaltimea umpluturii Hu = 20.5165 m numarul straturilor de umplutura nstrat = 5 masa coloanei Mc = 56.537 t Conexiunile desorberului: diametrul racordului de intrare abur stripare dr, abur stripare = 0.85 m diametrul racordului de iesire SO2 + abur antrenare dr, SO2 + abur antrenare f = 0.15 m diametrul racordului de intrare solutie sulfuroasa dr, solutie sulfuroasa = 0.15 m diametrul racordului de iesire absorbant regenerat + condens dr, absorbant regenerat + condens f = 0.15 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37

46

3.4.Dimensionarea recuperatorului de caldura

3.4.1. Descrierea principalelor tipuri de schimbatoare de caldura Aparatele termice folosite in industria chimica servesc la realizarea unor operatii insotite de trecerea caldurii de la un loc la altul, de la o materie la alta. Ele se numesc schimbatoare de caldura [13, pg. 336] .

Majoritatea schimbatoarelor de caldura sunt aparate in care sunt delimitate doua spatii pentru circulatia celor doua substante participante la schimbul de caldura de un perete despartitor (suprafata de transmitere a caldurii). Uneori suprafata despartitoare nu exista, schimbul de caldura intre substante facandu-se prin contact direct.

Schimbatoarele de caldura propriu-zise se clasifica in doua subgrupe:

-recuperatoare, in care schimbul de caldura se face de la fluidul cald la fluidul rece, printr-un perete despartitor, in regim stationar (permanent) si -regeneratoare, in care schimbul de caldura se face prin intermediul unui solid care inmagazineaza caldura de la fluidul cald si cedeaza apoi fluidului rece, in regim nestationar (periodic).

Tipurile reprezentative sau mai utilizate de recuperatoare de caldura sunt urmatoarele [14, pg.338-353]:

-schimbatoare de caldura cu (una sau mai multe) serpentine pentru debite mici de fluid, lichide care nu formeaza cruste sau depuneri greu de curatat in interiorul serpentinei,

- schimbatoare de caldura cu tevi coaxiale pentru debite mici de fluide, au o rezistenta buna la presiune

- schimbatoare de caldura tubulare sunt cele mai folosite,

-schimbatoare de caldura spirale poate realiza recuperarea caldurii chiar la diferente de temperatura de cateva grade,

- schimbatoare de caldura cu placi au un principiu de onstructie similar cu cel al filtrelor presa; prezinta

o concentrare mare a suprafetei de transfer termic si un schimb de caldura intens si eficace, -schimbatoare de caldura cu placi ondulate incrucisate folosite in special pentru schimbul de caldura intre gaze, - schimbatoare de caldura cu aripioare (longitudinale sau transversale) folosit la imbunatatirea transferului de caldura prin marirea ariei suprafetei de transmitere de partea fluidului cu coeficient mic de transmitere

Schimbatoarele de caldura sunt de mai multe tipuri:

-schimbatoare de caldura tubulare simple sunt construite dintr-un fascicul de tevi fixate la capete in gaurile a doua placi tubulare; la extremitatile fasciculului tubular sunt doua camere, de distributie si de colectare, acoperite cu capac; faciculul de tevi este inchis intr-o manta; in interiorul aparatului se separa doua spatii: cel tubular si cel intertubular,

-schimbatoare de caldura cu mai multe treceri prin tevi fluidul care circula prin interiorul tevilor parcurge de mai multe ori aparatul, trecand intr-un sens si in sens contrar prin cate o fractiune din numarul tevilor fasciculului; dirijarea lichidului se face prin pereti despartitori etansi, prevazuti in camerele de la capetele tevilor; transferul termic se face intr-un mod combinat (mixt),

-schimbatoare de caldura cu sicane (longitudinale, transversale sau elicoidale) dirijeaza curentul de fluid care circula printre tevi in directie perpendiculara pe fasciculul de tevi, marind in acest fel viteza fluidului si imbunatatind coeficientul de transfer; transferul termic se face in curent incrucisat.

47

Pentru schimb de caldura fara condensare, pozitia verticala sau orizontala a schimbatoarelor de caldura este determinata de locul disponibil si de consideratii tehnologice asupra intregii instalatii. Cand schimbul de caldura se face cu condensare de vapori, coeficientul de transfer esti mai mare in tevi orizontale; cand condensarea este urmata de racirea condensatului, asezarea verticala este preferabila.

Ca regula generala, prin tevi va circula fluidul mai cald, cu debit mai mic, cu vascozitatea mai mica, cu presiune mai mare (pentru a evita ingrosarea mantalei), cel care formeaza cruste, depuneri cocs, cristale, etc. (pentru ca sa se poata curata mai usor), lichidul corosiv (pentru a feri mantaua de coroziune), iar printre tevi va circula fluidul cu vascozitatea mai mare, gazele, vaporii.

Tevile schimbatoarelor de caldura se repartizeaza cat mai uniform pe sectiunea transversala a mantalei, in cercuri concentrice, in patrat sau in hexagon. Dispunerea tevilor in patrat re avantajul ca permite curatirea din doua directii. Dispunerea tevilor in hexagon corespunde la utilizarea optima a sectiunii. Tevile se aseaza cat mai aproape una de alta pentru a mari viteza fluidului care circula prinre tevi si pentru a realiza o concentrare mai mare a suprafetei de transfer.

3.4.2. Calculul suprafetei de transfer termic al recuperatorului i v w.q-3M . w v.q-3M

Q caldura schimbata intre cele doua fluide K coeficient global de transfer termic

Tmed diferenta medie (aritmetica sau logaritmica) de temperatura, potentialul schimbului termic

Bilantul termic al recuperatorului: Q cedata de fluidul cald = Q primita de fluidul rece + Q pierderi Q pierderi reprezinta 3-5 % din Q cedata de fluidul cald

1 fluid mai cald 2 fluid mai rece Fluidul mai coroziv circula intratubular, agentul de incalzire circula intertubular.

)1 0.04* .-,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ }k,5 O $qF% qF&'

.-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 }k,@./. $q& q%'

,B2/ ,{,{[2]

}k ,L 0.342 +,C|1 0.342 4.186 +,C |1 1.43 +,C |1 cp SO2 lichid la 40 C

}k 5 4.18 +,C,{ |1 [5, pg.517, Tabelul XXXIX] cp H2O la 40 C

[5, pg.517, Tabelul XXXIX]

}k 5O 4.23 +,C,{ |1 cp H2O lichid la 100 C

}} .sssssss. s K } $1 .s.&ssssss.s' 1.43 0.007586 K 4.18 )1 0.007586*

k,@./. k ,L & k 5

4.16 x y

48

T2i = 21.19 C T2f = 60 C Mm,sol.sulfuroasa Mm,sol.sulfuroasa Mm,absorbant regenerat + condens T1i = 100 C Mm,absorbant regenerat + condens T1i C T2f = 60 C Mm,sol.sulfuroasa Mm,sol.sulfuroasa Mm,absorbant regenerat + condens T1i = 100 C Mm,absorbant regenerat + condens T1i )1 0.04* 107523.2196 4.23 $100 qF&' 92536.216 4.16 )60 21.19*

.qF& 65.78

.i@B0%-j2A2 107523.2196 4.23 )100 65.78 * 15562.4323 10H xy 4.3229 10. . T2i = 21.19 C T2f = 60 C T1i = 100C T1f = 65.78 C Tm

TM 49

Digrama de variatie a temperaturii de-a lungul schimbatorului de caldura:

.q- 10060 40 .qN 65.78 21.19 44.56 .qN .q- c 2 .

. } }O . !.O! .z

!z.z}: .q-3M .qN .q- 44.56 40

= 44. 42.23 = .q.q-N 4056

Coeficientul global de transmitere a caldurii se determina pe baza coeficientilor partial:

1v 1 .%K1 .FK . % .

..1 coeficient partial de transfer de caldura de la absorbant regenerat + condens la peretele exterior al tevii .2 coeficient partial de transfer de caldura de la peretele interior al tevii catre solutia sulfuroasa

Schitand schimbul de caldura de la agentul termic cald la solutie sulfuroasa, avem: Tp1, Tp2 temperatura depunerilor de rugina si de compus sulfuros de Fe la contactul cu fluide Tp1, Tp2 temperatura peretelui la contactul cu depunerile de rugina si de compus sulfuros de Fe

qF .:.. < FGG..R.ef 82.89

q ... < F.Fh..G 40.595

strat

strat limita 1 limita 2

T1 T1

Tp1

Tp1

.

T2

.p

Tp2 Tp2

T2 strat de rugina pe

un compus sulfuros cu Fe pe

partea apei

partea solutiei sulfuroase

.1, .1 50

.2, .2

Determinarea K se face prin incercari succesive, prin metoda fluxurilor termice specifice, care se bazeaza pe proprietate ca fluxul termic specific variaza liniar cu temperatura in limite nu prea largi ale acestuia.

)qkF qk*

i v w.q-3M .Fw$qF qkF'w . .% . w$qk q'

.

qkF % qk

. iwv .q-3M .F$qFqkF' . .% . $qk q' .

Fluxurile termice specifice:

v .q-3M F .F $qF qkF'

k .;. ; . : 1^:[\ K XY K 17

..: .: .1^:[\ .XY .17

.

. $qk q' F k

Se constata ca atat in ecuatiile criteriale de calcul ale .1 si .2, cat si in relatiile fluxurilor termice specifice intervin temperaturile pe o fata si pe cealalta a peretelui solid, Tp1 si Tp2.

Valorile orientative admise pentru coeficientii partiali de transfer termic [5, pg.178, Tabelul 4-5]:

.F 6550 +-|1 curgere turbulenta fortata perpendicular pe tevi (se da valori intre 3100-10000) +-|1

. 3500 +- |1 curgere turbulenta fortata in tevi si canale (se da valori intre 1200-5800) +-|1

.4!C%62 ..3; 0.5 2 -se considera tevi de 252 mm [5, pg.513, Tabelul XXXIV]

..A3/ .4!C%62 1.16 +-N|1 [5, pg 510, Tabelul XXVIII]

..A3/ 46.5 +-N|1 [5, pg 511, Tabelul XXVIII]

..3; 2.3265 +-N|1 -s-a luat . pentru crusta, piatra de cazan [5, pg 510, Tabelul XXVIII]

v ..1^:[\ Y.17 .gP1T P1T .gP1T 887.0388 +-|1 .1^:[\ .XY.17 . . ggP.P

.XT g .

v .q-3M .F $qF qkF' . 887.0388 42.23 6550 $82.89 qkF' . qkF 77.17

"O .

. l dimensiunea geometrica caracteristica, in cazul .1 este diametrul exterior al tevii (dext = 25 mm) Considerand transmiterea caldurii prin convectie la curgerea transversala peste un fascicul de tevi netede decalate, la Re = 12500 > 1000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg.162, rel.4-28]:

.. .H. !.R

"O0.4. G!G !k.G .

.

51

.. -coeficient de corectie dependent de unghiul de atac; deoarece nu avem inca date referitoare la marimile schimbatorului de caldura, se ia .. = 0.6 valoare propusa pentru schimbatorul de caldura multitubular cu sicane transversale

}k .

. Pr se calculeaza pentru apa la temperatura medie a lichidului (absorbant regenerat + condens), T1 = 82.89 C

}k4.19 x y

. 0.344 10;H . .

. 0.6764 x y

.19 10H 0.344

Prp se calculeaza pentru apa la temperatura peretelui calculata anterior, Tp1 = 77.17 C

}k4.19 x y

. 0.3694 10;H . .

. 0.673 x y

.19 10H 0.3694 10;H

.FHF.R

"O 0.4 12500G.. 2.131G.H. .H G 0.6 88.795 S! G..e.Q ff.ehR N

.F .M RFG1T 2402.623 +-|1

F .F $qF qkF' 2420.92 )82.89 77.17* 13740.68 +-N1

.;. ee.Fe;.

F k 1^:[\ Y.17 . 13740.68 P.gP1T P1T .gP1T . qk 67.704 .X. . .g .P.T g

.1^:[\ .XY.17

"O .

. l dimensiunea geometrica caracteristica, in cazul .2 este diametrul interior al tevii (tevi 252, dint = 21 mm)

Considerand transmiterea caldurii prin convectie la curgerea turbulenta deplin dezvoltata in conducte drepte si canale, la Re = 12500 > 10000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg.159, rel.4-17]:

.f .QH !.R

"O 0.021 ./ . G !G !k.G

.l -coeficient de corectie care arata influenta raportului dintre lungimea conductei si diametrul acesteia asupra .2; deoarece nu avem inca date referitoare la marimile schimbatorului de caldura, se ia .l= 1

}k .

. Pr se calculeaza pentru solutie sulfuroasa (apa) la temperatura medie a lichidului, T2 = 40.595 C

52

}k4.18 x y

. 0.6488 10;H . .

. 0.6348 x y

.18 10H 0.6488 10;H

40.6348 4.272

Prp se calculeaza pentru apa la temperatura peretelui calculata anterior, Tp2 = 67.704 C

}k4.19 x y

. 0.4191 10;H . .

. 0.6659 x y

.19 10H 0.4191 10;H

40.6659 2.636

..f .QH .4.272

"O 0.021 1 12500G 4.272G 2.636.GR 83.818

S! ..HQffH.fFf N

. .M GFFG1T 2533.842 +-|1

. $qk q' 2533.842 )67.704 40.595* 68690.4 +-N1

F 68690.4

13740.68 c 1.1 . . ! z }}OO }O .F,. . . ! z=. =. !z

!

ITERATIA 1

.F 2402.623 +-|1

. 2533.842 +- |1

v 666.442 + 1

qkF 71.17 -|

"OF 86.92

.F 2352.078 + N1

F 27564.197 +-N 1

qk 52.18

4.271

3.405 la Tp2 = 52.18 C

"O 179.876 N

. 5437.685 +- |1

53

62997.114 +-N1 .hhe.FFQ

eR.Q.Fhe c 1.1

ITERATIA 2

.F 2352.078 +-|1

. 5437.685 + N1

v 770.405 + 1

qkF 69.05 -|

"OF 86.252

.F 2333.79 + N1

F 32281.24 -+-

|1

qk 46.81

4.272

3.768 la Tp2 = 46.81 C

"O 175.388

. 5302.027 + N1

32991.3 +-N 1 HhhF.H

HfF.Q 1.02

Pentru determinarea temperaturilor reale ale peretelui se va folosi urmatoarea reprezentare grafica a fluxurilor termice specifice q1 si q2 in functie de temperatura peretelui de partea fluidului cald Tp1:

y = -2568.4x + 210359 69.0578872 32991.3012 71.1709207 27564.1974 y = 14536x 971571 71.1709207 62997.1141 69.0578872 32281.2396

Din intersectarea celor doua linii pe baza liniaritatii variatiei pe un interval nu prea larg, rezulta ca:

qkF 69.1

32880.163 x y

54

y = -2568.4x + 210359 y = 14536x -971571 27500 32500 37500 42500 47500 52500 57500 62500 69 69.5 70 70.5 71 y = -2568.4x + 210359 y = 14536x -971571 27500 32500 37500 42500 47500 52500 57500 62500 69 69.5 70 70.5 71 v .q-3M i. HffG.F.H .

. v 778.597 + 1..U3 Q.H - ..HhFG.

. w a QHffG.F.H 131.4744 . 3.4.3. Calculul numarului de tevi, a lungimilor si a diametrului recuperatorului Diametrul tevilor: 25 mm. In general, se admit valori cuprinse intre 2050 mm, dar se recomanda valori cat mai mici pentru a avea turbulenta ridicata (viteza de circulatie prin tevi a fluidului cat mai mari).

Numarul de tevi, nt se determina indirect, prin intermediul criteriului Re din ecuatia debitul de fluid care circula prin tevi, GV:

..% .

. ..

. . %

.

..#E.% 4#E

4 =A. . =A .%.

-valoarea admisa a criteriului Re este 15000 .5 0.6560 10;H . -vascozitatea dinamica a apei la 40 C

.5992 ,C

-T -densitatea apei la 40 C 55

1 .s.&ssss.ss. Gs .sssssss. s

.@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G .91834.2 c 702.016 c 92536.216 c .. } z}z. 92536.216 c .. } z}z. cH K c H 0.001006252992 xy 1300 xy

..@..786 +,C1 densitatea solutiei sulfuroase la 40 C/!A%3 @!/&!4.@2 993-.

.F. +1#E,@./!A%3 @!/&!4.2@2 hRH.UW^TV 93.115 -T-debitul volumetric de solutie sulfuroasa

hhH.ef.+1 0

. 3. FRGGGG..R.GFG1T 0.4715 -@ -viteza de circulatie a fluidului in interiorul tuburilor

M: hhH.ef.G.G. QJa QhH.FF.

=A .M:. H.GGH.FQG.GFG.QeFR 158.46 -numarul de tevi

w .-3M%! =A A . A

.-3M%! =AA b FHF.QeQQ Q. 11.488 c 6 -lungimea tevilor

.MU3:6 H.FQG.GHFRf.

. din motive constructive si de amplasare se va folosi un schimbator de caldura cu mai multe treceriA 11.488=A43B34% . =A43B34% 87 4

A43B343 2.In general se ia A43B34% 24.

Pe baza acestor valori determinate se cauta in literatura [5, pg.513, tabelul XXXIV] un schimbator de caldura cu 4 treceri care are o suprafata de transfer termic .....aaa. e e si i .....a. i.

Schibatorul de caldura ales are urmatoarele caracteristici:% 0.8 diametrul matalei (interior)=A 446 -numarul de tevi . =A k3 . A43B343 111.54 -lungimea tevilorwA@A26M24M 137 -aria suprafetei de schimb

Pe baza acestor valori se recalculeaza .1, .2 K A. Aria disponibila a schimbatorului ales nu poate sa

fie mai mare cu 20% decat aria rezultata din calcul, deci trebuie indeplinita conditia:

w@A26M24M )1 1.2* wB2/B!/2A2

.5 0.344 10;H . -vascozitatea dinamica a apei la 83 C 9 ,C

.5 969.-T -densitatea apei la 82.89 C

.Fh. +1#E,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ FGeRHUW^TV 110.86 -T-debitul volumetric de absorbant

h.h.h+1 0

regenerat + condens

56

)o:13.[.. bX\Y .

wFQ\ Q #E).:;M.6* . . . F.Ja,\_X1\[ 1^[1\..X[3[_

,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ .:;M.

F. .).6.F.FFG.f.

0.4343 -

H.GGH.FQ)G.f;G.GRQQ.* @ .M h.h.hG.QHQHG.GR

. .. G.HQQFG1T 30617.052 -regim de curgere turbulent

.. .H. !.R

"O0.4. G!G !k.G .

.

unghiul de atac fiind foarte mic (diametru mic, lungime mare a schimbatorului), se vor amplasa sicane transversale .. 0.6

.

.FHF .R

"O 0.4 30617.052 G.. 2.131G.H. .RfH G 0.6 147.636

. 0.6764 +-N|1 -pentru apa la temperatura medie a lichidului (absorbant regenerat + condens), T1 = 82.89 C S! ..e.Q FQe..H. N

.F .M GRFG1T 3994.456 +-|1

n3:[[.. bX\.

wQ\ Q

M: Ja,_XY: _Y

G..R.GFG1T 21317.799 -regim de curgere turbulent

"O 0.021 ./ . G.f !G.QH !

A4 !k.G

021 50 ../ 1

.% 0.! 4.272 calculat la T2 = 40.59 C

.FfQhFGTG.QQ.HFG1T

QG....f 3.768 calculat la Tp2 = 46.817 C

..f .QH . 4.272

"O 0.021 1 21317.799G 4.272G 3.768 .GR 117.493

. 0.6348 +-N|1 pentru apa la temperatura medie a solutiei sulfuroase, T2 = 40.595 C S! G..HQfFFe.QhH N

. .M:[ FFG1T 3551.667 +-|1

57

v .1F K .4!C%62 A3/ K ..3; .5 10;H K 2 46 10;H .5 10;H .4!C%62 K .1.A3/ ..3; K 1 39941.456 K 01.16 1.5 K 02.3265 K 35511.667

...

819.091 x y

i@B0%-j2A2 4.3229 10. ...q-3M 42.23 .

i .3229 10.

iv w . w .q-3M 423 124.974

.q-3M v 819.091 42.w@A26M24M )1 1.2* wB2/B!/2A2 . 137 )1 1.2* 124.974

Lungimea totala a schibatorului de caldura:

(@B0%-j2A.4 A32E2 K 2 B2k2B

Pentru a evita modificarea vitezei in capac, a loviturilor de berbec care conduc la distrugerea schimbatorului, se recomanda ca sectiunea totala a tevilor sa fie egala ca aria capacului:

.%%.%0.021

=A B . B% =A0.8 446 0.078

42 22

Pentru ca avem B A0.1, se recomanda admiterea unei valori intre 0.1 0.25 m, valoare cat mai apropiata de 0.1 . B 0.1

Prezenta peretelui despartitor de pe placa tubulara aduce dupa sine obturarea tevilor de pe diagonala schimbatorului. Tevile scoase din functiune se vor reamplasa in placa tubulara, in imediata apropiere a peretelui (mantlei).

3.4.4. Calculul racordurilor recuperatorului Dimensiunile racordurilor recuperatorului se determina cu ecuatia debitului volumic al fluidului care circula prin racord pentru:

hRH..F. +W^1 -T

-intrare solutie sulfuroasa, #.,@./!A%3 @!/&!4.2@2 %6%A%2/ FGGG.FF +UW^T1 92.525 +0 1

.-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +0 .

1 .s.&ss,s.ss. Gs .ss,sss. s

s5 ss

.@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G ..

91834.2 c 702.016 c . 92536.216 c .. } z}z. 92536.216 c .. } z}z.

cH K c H 0.000999887998 xy 1383 xy

58

..@./!A%3 @!/&!4.@2 1000.112 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 20 C [5, Bratu-probleme] FGeRH.Fh. +W^1 - intrare absorbant regenerat+condens, #.,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ %6%A%2/ hRf +UW^T1 V

112.2372 +1

.-,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ 107523.2196 +.

.5 958 +-T1 -densitatea apei lichide la 100 C 0

hRH..F. +V 1 -T

-iesire solutie sulfuroasa, #.,@./!A%3 @!/&!4.2@2 &%62/ hfQ... +UW^T1 93.9778 +0 1

.-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +0 .

.@./!A%3 @!/&!4.@2 984.66 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 60 C FGeRH.Fh. +W^1

-iesire absorbant regenerat+condens, #.,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ &%62/ UW^T

hfG.FF +1

109.705 +1 .-,2j@.4j26A 43C36342A.B.6M36@ 107523.2196 +.

.5 980.11 +-T1 -densitatea apei lichide la 65.78 C

.4 E4#. Valorile orientative ale vitezei de curgere ale lichidelor {E]: ./%B0%M3 0.5 2.5 -@

4 92.525 .4,%6A4243 @./.@!/&!4.2@2 E3.14 1.5 3600 0.1477

112.2372 .4,%6A4243 2j@.43C36..B.6M36@ E3.414 1.5 3600 0.1627

93.9778 .4,%3@%43 @./.@!/&!4.2@2 E 4 .1488

3.14 1.53600 0 109.705 .

.4,%3@%43 2j@.43C36.. B.6M36@ E 4 1608

3.14 1.53600 0Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor recuperatorului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s]

59

calculat STAS admisa Recalculate 1 racord intrare solutie sulfuroasa 0.1477 0.15 0.5 2.5 1.455 2 racord intrare absorbant regenerat + condens 0.1627 0.15 0.5 2.5 1.765 3 racord iesire solutie sulfuroasa 0.1488 0.15 0.5 2.5 1.478 4 racord iesire absorbant regenerat + condens 0.1608 0.15 0.5 2.5 1.725

Model de calcul a vitezei recalculate:

92.525 ..43B 1.455 .3.14 0.154 3600 .. 3.4.5. Calculul masei recuperatorului Masa recuperatorului se calculeaza cu formula: .43B!k .-K.A K2 .k K.2!

-T [5, pg.496, Tabelul II] recuperatorul va fi confectionat din otel obisnuit OL37, ..A3/ 7850 ,C

Mm masa mantalei grosimea peretelui mantalei se adopta . = 5 mm .- .-..A3/ )%K .*)(A K2 B* . ..A3/ 3.14 )0.8 K 0.005* )4 K 2 0.1* 0.005 7850 416.691 c

Mt masa fasciculului tubular grosimea tevilor este . = 2 mm .A =A.A.! =A).%6AK .*(A . .! 446 3.14 )0.021 K 0.002* 4 0.002 7850

Mp masa placii tubulare grosimea peretelui placii se adopta . = 5mm

.k ).k/2B2 =A..4%&%B%!*.! 4.)%K2 .*=A .3A* . .!

3.14

.)0.8 K 2 0.005* 446 0.025 0.005 7850 11.626 c

4

Maux masa elementelor auxiliare (doua capace, sicane transversale, etc.)

.2! 0.01 $.- K .A K 2 .k' 0.01 )416.691 K 2022.795 K 2 11.626* 24.627 c

.43B!k 416.691 K 2022.795 K 2 11.626 K 24.627 2.487 .

60

3.4.6. Fisa tehnica a aparatului Fisa tehnica Nr.3 Denumirea utilajului: recuperator de caldura Pozitie de functionare: Orizontal Numar de bucati: 1 Destinatie: recuperatorul este destinat preincalzirii solutiei sulfuroase la 60 C inainte de intrarea fluidului in desorber pe seama agentului de incalzire folosit in prealabil in desorbtie Descrierea functionarii: schimbatorul functioneaza cu circulatia celor doua fluide, agentul termic rece si agentul termic cald in contracurent Dimensiuni de gabarit: suprafata de transfer termic: A = 137 m2 diametrul interior al recuperatorului Di = 0.8 m lungimea recuperatorului cu capac Lsch = 4.2 m lungimea tevilor Lt = 4 m numarul tevilor nt = 446 numarul de treceri ntreceri = 4 masa recuperatorului Mr = 2.487 t Conexiunile recuperatorului: diametrul racordului de intrare solutie sulfuroasa dr, intrare sol.sulf = 0.2 m diametrul racordului de intrare absorbant regenerat + condens dr, intrare abs.regen + condens f = 0.15 m diametrul racordului de iesire solutie sulfuroasa dr, iesire sol.sulf. = 0.15 m diametrul racordului de iesire absorbant regenerat + condens dr, iesire abs.regen. + condens f = 0.15 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37

61

3.5.Dimensionarea condensatorului

3.5.1. Calculul suprafetei de transfer termic al condensatorului i v w.q-3M . w v.q-3M

Q caldura schimbata intre cele doua fluide K coeficient global de transfer termic

Tmed diferenta medie (aritmetica sau logaritmica) de temperatura, potentialul schimbului termic

Bilantul termic al condensatorului: Q cedata de fluidul cald = Q primita de fluidul rece + Q pierderi Q pierderi re