Universitatea Babe BolyaiFacultatea de Chimie si Inginerie ChimicaCluj-Napoca, Romnia

-PROIECT DE SEMESTRU-OPERAII UNITARE CU TRANSFER DE MASA

Separarea unui component valorosdintr-un amestec gazosAbsorbie-Desorbie

Coordonator de proiect: Student: Kovcs ZoltnConf. Dr. Ing. Dragan Simion An de studiu: IV Specializarea: IMON

CuprinsCap. 1. Tema de proiectare71.1.Prezentarea temei71.1.Schema bloc i modul de operare8Cap. 2. Procese tehnologice de fabricaie.9Procesul tehnologic adoptat.92.1. Variante de realizare a tehnologiei.92.2.Justificarea variantei adoptate.102.3. Schema procesului tehnologic. Descriere.11Cap3. Dimensionarea tehnologic a utilajelor123.1. Premise generale de calcul123.1.1. Date de echibru pentru sistemul luat n lucru123.1.2 Bilantul real de materiale la absorbtie. Consumul real de absorbant163.1.3Bilantul termic la absorbtie213.2 Dimensionarea coloanei de absorbie243.2.1. Calculul diametrului coloanei333.2.2. Calculul nlimii umpluturii363.2.2.1 Din suprafaa de transfer de mas363.2.2.2. Determinarea Hu cu I.U.T si N.U.T443.2.2.3 Calculul nlimii umpluturii pa baza NTT i IETT453.2.3 Calculul nlimii coloanei de absorbie463.2.4 Calculul racordurilor pentru absorber473.2.5 Calculul masei absorberului483.2.6. Fi tehnic Nr.1493.3 Dimensionarea coloanei de desorbie493.3.1 Calculul necesarului de aburi la desorbie503.3.2 Calculul racordurilor pentru desorber533.3.3 Fia tehnic Nr.2543.4 Dimensionarea recuperatorului de cldur553.4.2 Calculul numrului de evi, al lungimi lor i diametrul recuperatorului683.4.3 Calculul racordurilor recuperatorului713.4.2 Calculul numrului de evi, al lungimi lor i diametrul condensatorului843.4.3 Calculul racordurilor condensatorului873.5.Calculul utilajelor de transport923.5.1.Calculul puterii de instalare a pompelor pentru lichide (absorbant)1013.5.2 Calculul puterii de instalare a suflantelor102Capitolul 5 COROZIUNE.ASPECTE106Capitolul 7. IGIENA MUNCII107BIBLIOGRAFIE:109

Cap. 1. Tema de proiectare

1.1. Prezentarea temeiS se ntocmeasca proiectul de inginerie tehnologic pentru o instalaie de separare a dioxidului de sulf dintr-un amestec gazos uscat prin absorbie-desorbie. Instalaia va prelucra un debit de 2750 N/h amestec gazos cu concentraia 11,25 % volumice . Instalaia realizeaz separarea din amestecul gazos intr-un ansamblu de coloane de absorbie-desorbie, instalaie format din : 40

Absorber Desorber Recuperator de caldura Condensator Separator de picturi Rcitor Rezervoare tampon Pompe pentru vehicularea fazei lichide Suflante pentru vehicularea fazei gazoase Aparate de msura, control i reglare automat

Amestecul gazos si absorbantul intra n absorber cu temperatura de 20oC. Absoria se realizeaz n absorbant proaspat (apa pura fara SO2 ) .Randamentul la absorbie este de 96,5%. Desorbtia se face prin injecie direct cu abur cu presiunea de 1 atm, temperatura de 100 oC i ea se consider total. Soluia sulfuroas intr n desorber la temperatura de 60oC .

Schema bloc a procesului descris mai jos, prezint procesul tehnologic de separare a SO2 cu cele dou etape principale de absorbie i desorbie. Amestecul gazos, bogat n SO2 intr n coloana de absorbie pe la baza acesteia i circul n contracurent cu faza lichid, absorbantul ,cu care intr n contact. nainte de a intra n coloana de desorbie, soluia ncrcat cu SO2 trece printr-un schimbtor de cldur unde este prenclzit. Recuperarea de caldur se realizeaz prin utilizarea ca agent termic a soluiei care prsete procesul de desorbie , care are o temperatur mai ridicat. Agentul termic de nclzire este condus, dup ieirea din schimbtor,spre coloana de absorbie. La ieirea din desorber, amestecul gazos format din vaporii componentului valoros i vapori de ap, vor intra ntr-un condensator , de unde apa va fi recuperat, dup care urmeaz o etap suplimentar de separare a gazului de vaporii de ap rmai.

1.1.Schema bloc i modul de operare

Separarea unui component valoros dintr-un amestec gazos prin absorbie-desorbie poate fi descris prin urmtoarea schem bloc.

Fig.1 Schema bloc a procesuluiAmestecul gazos si absorbantul sunt introdui n absorber unde vin n contact, aici are loc absorbia SO2 n ap (transfer de mas de la faza gazoas la cea lichid). Soluia sulfuroas este trecut prin recuperatorul de cldur unde se nclzete pn la 60C. Soluia nclzita este introdus n desorber unde are loc desorbia realizat cu ajutorul aburului de stripare. Din desorber ies dou fluxuri unul de absorbent, care e folosit pentru nclzirea soluiei sulfuroase ce urmeaz s fie introdus n desorber i apoi este racit i recirculat n sistem, i un flux format din vapori de ap i SO2, care va fi supus condensrii i apoi separrii de picturiile de ap. Apa va fi supus rcirii, iar apoi va fi recirculat n sistem ca absorbant. SO2 separat va fi trimis spre staia de comprimare. Pentru rcire i condensare se va folosii ca agent de rcire apa provenit de la un turn de rcire, dup trecerea apei de rcire prin rcitor i condensator, aceasta va fi dirijat spre turnul de rcire i recirculat.

Cap. 2. Procese tehnologice de fabricaie.Procesul tehnologic adoptat.

2.1. Variante de realizare a tehnologiei. Bioxidul de sulf, 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 intr-un 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, 4-14 %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 piridinicProcedee 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 ammoniac 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, datoritasolubilitatii 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.In scopul valorificarii bioxidului de sulf din gazele reziduale, se folosesc si procedee in care nu seregenereaza bioxidul de sulf, acesta fiind transformat el insasi intr-un produs valorificabil sulfiti sau sulfati de sodiu, mangan, magneziu, amoniu etc. [1, pg.344-355] 2.2.Justificarea variantei adoptate.

Operaia de absorbie se realizeaz n utilaje a cror geometrie i construcie urmrete asigurarea unui contact ct mai bun ntre cele dou faze, utilaje cunoscute sub denumirea general de absorbere, cele mai rspndite fiind coloanele de absorbie cu talere i cu umplutur. Datorita contactului ntre faze randamentul cu care se va efectua separarea compusului valoros din amestecul gazos, va fi foarte mare, deci eficient din punct de vedere economic i industrial.

2.3. Schema procesului tehnologic. Descriere.

Fig 2. Schema procesului tehnologic

1. Absorber2. Suflanta pentru transportul fazei gazoase3., 4. pompe pentru vehicularea soluiilor sulfuroase5. Rezervoare de stocare a soluiilor sulfuroase6. Condensator7. Rcitor8. Recuperator de cldur9. Separator de picturi10. Desorber11., 14., 15., 16., Amestector de fluxuri12. Separator de fluxuri13. rezervor pentru absorbant regenerat

Cap3. Dimensionarea tehnologic a utilajelor3.1. Premise generale de calcul3.1.1. Date de echibru pentru sistemul luat n lucru

Datele de echilibru n sistemul SO2-H2O sunt date n tabelul urmtor: (2, pg 377)Concentraia soluiei[g SO2/100g H2O]Presiunea parial a SO2[mmHg]

0,542

185

1,5129

2176

2,5224

3273

3,5324

4376

4,5428

5482

5,5536

6588

6,5698

7752

7,5806

Fig 3. Curba de echilibru a absorbieiFuncia determinat n program pentru curba de chilibru: Y=f(X) Y=0.0025X2+0.0377XDatele de echilibru au fost prelucrate dupa formulele:

[Kmol SO2/ Kmol aer]

Iar din legea lui Dalton Y =Y unde p=760 mmHgExemplu de calcul:

3.1.2 Bilantul real de materiale la absorbtie. Consumul real de absorbant

Operatia de absorbtie presupune prezenta a cel putin 2 faze una gazoasa si una lichida.In acest caz faza gazoasa este reprezentata de amestecul -aer in care dioxidul de sulf reprezinta solutul iar aerul reprezinta inertul. Absorbantul este reprezentat de apa proaspata lipsita de . Schitand o coloana de absorbtie cu umplutura si fluxurile de materiale care intra si ies din coloana ecuatia de bilant de masa pentru componentul care se absoarbe are forma:NSO2 = G* (Yi-Yf) = L*(Xf-Xi) NSO2 debit molar de solut transferat din faza gazoasa in fazalichida, Kmol SO2/h;G debit molar de gaz inert din amestecul gazos, Kmol aer/h;L debit molar de absorbant, Kmol apa/h;Yi, Yf concentratia solutului (SO2) in faza gazoasa la intrarea respectiv iesirea din coloana exprimat sub forma de rapoarte molare, Kmol SO2/Kmol aer;Xi, Xf concentratia SO2 in faza lichida (rapoarte molare), Kmol SO2/Kmol apa.Pentru caracterizarea evoluiei procesului de absorbie se introduce noiunea de grad de separare sau de absorbie (SO2) .

SO2 se cunoate i este identic cu randamentulde absorbie care este impus din datele de proiectare ca fiind 96.5 % SO2 =0,965 Alte ecuaii care completeaz modelul matematic sunt:

i (debitele de gaz aer+SO2 )

i (debitele de lichid H2 O+SO2 )

unde:Mv0 debitul de amestec gazos in condiii normale yi fractia molar a SO2 n am.gazosUrmrind obinerea unei valori a NSO2 se calculeaz pe rnd parametrii necesari Mv0 ,yi , G, Yi i Yf Calcule cu datele mele:n=5(numrul n grup)

CSO2 =11.25% Kmol SO2/ Kmol am.gazos

Yi=0.1268 Kmol SO2/Kmol aerYf =Yi (1- SO2 ) SO2=96.5%

Yf=0.0044 Kmol SO2/Kmol aer

NSO2= KmolSO2 absorbit /hAvnd valoarea fluxului de SO2 transferat, putem obine valoarea Xf cu ajutorul curbei de echilibru trasat, dup cum urmeaz: Consumul minim de absorbant va corespunde valorii de echilibru a lui Xf :

Xf* se determina prin nlocuirea Yi lui n funcia determinat pentru curba de echilibru. Soluia ecuaiei va fi Xf*0,1268=0.0025X2+0,0377XXf*=0.00283 kmoli SO2/kmol ap

2.) Analitic: presiunea parial a SO2 la intrare este: p1=0.1125*760=85.5 mm Hg

Se utilizeaz Xf* grafic pentru c nu este diferen semnificativ dintre Xf* anilitic i grafic

- coeficientul de exces al absorbantului este supraunitar i depinde de gradul de solubilitate al componentului i de faptul c suprafaa specific a umpluturii nu este egal cu suprafaa efectiv de transfer de mas. Este cuprins in intervalul [1,1 -1,3] debitul real de absorbant fiind cu 10 pana la 30% mai mare decat debitul minim.

Lreal crete odat cu scderea solubilitii compusului gazos n cel lichid.innd cont i de valoarea medie a solubilitii SO2 n ap (110 g/l), se va considera =1.2.

Xf=0.00234 kmol SO2/kmol H2OSe mai pot calcula:Debitul de faza lichida la intrare/iesire din coloana poate fi exprima prin:

Debitul de faza gazoasa la intrare/iesire din coloana poate fi exprimat prin:

Tabel.2.Bilanul de materiale Stare de agregare ComponentMateriale intrate

kmoli/hkg/hm3/hConcentratie

XY

Faza gazoasaSO213.811883.929332.040-0.1268

Aer108.9563156.4692619.425

Total122.7684040.3982951.465

Faza lichidaSO20.0000.0000.0000.0000-

H2O5649.621101693.179101.897

Total5649.621101693.179101.897

Total general5772.389105733.5763053.362

Stare de agregareComponentMateriale Iesite

kmoli/hkg/hm3/hConcentratie

XY

Faza gazoasaSO20.48330.93811.621-0.0044

Aer108.9563156.4692619.425

Total109.4403187.4072631.047

Faza lichidaSO213.328852.9910.6170.00236-

H2O5649.621101693.179101.897

Total5662.949102546.170102.514

Total general5772.389105733.5762733.561

Densitile au fost luate i calculate la 20 de grade Celsius

=0*=*;

3.1.3Bilantul termic la absorbtieDin punct de vedere al regimului termic operatia de absorbtie poate decurge in regim izoterm sau neizoterm: regimul izoterm este specific situatiei in care concentratia solutului in amestecul gazos este mica si absorbtia se realizeaza intr-un debit mare de absorbant pe cand regimul neizoterm este caracteristic situatiei in care concentratia solutului in amestecul gazos este mare si absorbtia se realizeaza intr-un debit redus de absorbant.In acest caz efectul termic de dizolvare si concentrare a fazei lichide poate determina cresterea temperaturii fazei lichide pana la o asemenea valoare la care incepe desorbtia ( de nedorit ),astfel absorbtia trebuie efectuata in trepte, cu racirea lichidului dupa fiecare treapta.Schitand fluxurile de caldura (Q) care intra si ies din coloana de absorbtie si aplicand principiul conservarii energiei avem:

Qgi + Qli + Qab = Qgf + Qlf + Qp

Qab (efectul termic al absorbtiei) este practic suma caldurii de dizolvare (Qdiz) si a caldurii de concentrare a solutiei (Qconc).

In cazul in care temperatura de intrare este cu 30C mai mica decat temperatura de iesire atunci procesul se poate considera izoterm.

Se expliciteaza termenii ecuatiei

adoptat 4%Tgi = Tli = 20C ; Tgf = TlfUnde: G, L debite masice de gaz inert(aer) si lichid absorbant(apa) Kg/h;

, , , - exprima concentratiile sub forma de rapoarte masice ale solutului (SO2)in faza gazoasa, respectiv lichida la intrarea/iesirea din coloana Kg SO2/Kg aer, Kg SO2/Kg apa;

=0.28 Kg SO2/Kg aer

=0.0098 Kg SO2/Kg aer

=0 Kg SO2/Kg apa

= 0.0084Kg SO2/Kg apa

, - caldura specifica la presiune constanta a fazei lichide la intrare/iesire din coloana J/Kg*grd;

- caldura integrala de dizolvare J/Kg;K coeficient global de transfer termic;A aria de transfer termic;

- diferenta medie de temperatura;In lipsa datelor experimentale caldurile specifice pot fi calculate astfel:

Unde: - fractia masica a SO2 in amestecul gazos Kg SO2/Kg amestec;

- fractia masica a SO2 in faza lichida Kg SO2/ Kg amestec;

i=0.2188 Kg SO2/Kg amestec gazos

f=0.0097 Kg SO2/Kg amestec gazos

i=0 Kg SO2/Kg amestec lichid

f=0.0083 Kg SO2/Kg amestec lichid

Cp20 apa = 4190 J/Kg*K; [5, pg.517, Tabelul XXXIX] Cp20 SO2 lq = 1368.82k J/Kg*K; [2] Cp20 aer = 1005.53 J/Kg*K [7]Cp20 SO2 g = 640 J/Kg*K [6] KJ/Kg*K;Hdiz = - 559878 J/kg [8]

Cpgi =925,521 J/Kg.K Qgi =74789425,91 J/sCpLi =4190 J/Kg.K QLi =8521888358,55 J/sCpgf =1001,93 J/Kg.K Qgf =3193557 Tf J/s

CpLf =4166,533 J/Kg.K QLf =427262011 J/s Qabs = 477570508.6 J/s Qp =19102820 J/sDup ecuaia general de bilan: Qli + Qgi + Qab = Qlf + Qgf + Qp putem obine valoarea lui Tf:8521888358,55+74789425,91+477570508.6=(427262011+3193557)*Tf+19102820 Tf=21.036 C

absorbia poate fi considerat izoterm

3.2 Dimensionarea coloanei de absorbie

Descrierea utilajelor pentru absorbien industria chimic, n majoritatea cazurilor, n aparate de tip coloan au loc procese de transfer de substan (absorbie, desorbie, chemosorbie, extracie), motiv pentru care ideea de aparat tip coloan este asociat cu transferul de mas sau substan.Un aparat tip coloan este constituit din urmatoarele pari principale: corpul coloanei; echipament sau amenajri interioare i exterioare.Utilajele pentru absorbie - absorberele - sunt aparate staionare sau maini cu piese mobile care trebuie s realizeze urmtoarele condiii necesare sau avantajoase absorbiei: conducerea adecvat a gazului i lichidului, de preferat n contracurent; suprafa ct mai mare de contact ntre gaz i lichid prin divizarea fluidelor n filme subiri, stropi sau bule; viteze mari ale fluidelor, uneori prin recirculare; evitarea nfundrilor prin eventualele depuneri de precipitate, cruste, etc.; evacuarea cldurii rezultate din solvirea gazului sau a reaciei dintre gaz i lichid; pierderea mic de presiune la curgerea fluidelor; eficacitate mare, cost redus, funcionare sigur; materiale rezistente la agresivitatea chimic a fluidelor.n mod convenional, absorberele se mpart n urmatoarele categorii: absorbere de suprafa; absorbere prin barbotare; absorbere cu umplutur; absorbere prin pulverizarea absorbantului; absorbere diverse. 1.Absorbere de suprafa:Aparatele cele mai reprezentative din aceast categorie sunt turelele si vasele Celarius, folosite n trecut pentru absorbia acidului clorhidric n ap; acum ele au mai mult interes istoric.Aparatele mai moderne din aceast categorie sunt serpentinele i aparatele cilindrice sau tubulare cu film descendent, construite din materiale rezistente la coroziune, gresie, porelane, cuar sau grafit. Rcirea se face cu ap prin stropire din exterior sau prin circulaie de ap n spaiul intertubular.2. Absorbere prin barbotare:n aceste absorbere, gazul divizat n bule ct mai mici trece prin lichidul absorbant. Absorbia se face la interfaa dintre bul si lichid. Divizarea curentului de gaz se face trecnd gazul prin evi gurite, plci perforate, plci poroase, straturi granulare, corpuri de umplere sau prin dispozitive mecanice de dispersare.Aparatele cele mai simple din aceast categorie sunt construite dup modelul vaselor spltoare de laborator.Eficacitatea absorbiei se marete asociind barbotarea cu agitarea energic.Coloanele de absorbie cu talere lucreaz tot prin barbotarea gazului divizat prin site sau de ctre crestele clopotelor, n lichidul absorbant.3. Absorbere prin pulverizare:a) Scrubere fr umpluturScruberele sunt cele mai simple aparate de absorbie. Ele sunt coloane cilindrice goale, pe care gazul le parcuge de jos n sus, n contracurent cu o ploaie de lichid absorbant; de obicei o fraciune din lichid este recirculat. Sunt folosite mai mult pentru absorbia gazelor cu rezisten mic n filmul de lichid, adic a gazelor uor solubile.b) Scrubere mecanice Pentru intensificarea contactului dintre gaz i lichid au fost construite scruberele mecanice n care dispozitivele rotative produc o pulverizare intens a lichidului absorbant sau circuite interne de lichid. n aceast categorie se nscriu aparate ca: scrubere mecanice cu pulverizare prin discuri (Stoder), absorbere centrifuge sau absorbere mecanice cu circuite interne de lichid.

4.Absorbere cu umpluturLa coloanele de absorbie, n partea inferioar a coloanei, se prevd dispozitive pentru uniformizarea circulaiei gazelor.Coloanele cu umplutur au ca avantaje importante: suprafaa mare de absorbie pe unitatea de volum, construcia simpl, posibilitatea de a le executa din materiale rezistente la coroziune. De aceea reprezint varianta constructiv cea mai avantajoas i deci cea mai utilizat n procesul de absorbie a SO2 n ap.Corpul coloanei este de form cilindric, este elementul constructiv principal pe care se asambleaz amenajrile exterioare i cele interioare. El are diametrul interior constant pe nlimea coloanei. Datorit nlimilor i diametrelor interioare mari ale coloanei, corpul coloanei va avea o execuie din mai multe tronsoane. Aceste tronsoane vor fi asamblate demontabil prin flane. La aceste aparate transferul de substan, ntre faza lichid i cea gazoas (vapori), are loc "la suprafaa" peliculei de lichid care se formeaz pe corpurile de umplere. Datorit acestui mod de funcionare, coloanele cu umplutur nu sunt recomandate s lucreze cu lichide sau gaze impurificate, care pot obtura spaiile libere ale umpluturii i astfel s determine o scdere a eficacitii transferului. n general coloanele cu umplutur se utilizeaz la prelucrarea substanelor agresive sau cu vscozitate mare, cnd sunt necesare cderi mici de presiune sau cnd cantitatea de lichid din coloan este mic. Printre operaiile de transfer de mas n care se utilizeaz cu precdere coloanele cu umplutur se pot meniona: distilarea fracionat, fracionarea discontinu, instalaii pilot sau semiindustriale. Unele coloane cu umplutur n care faza lichid este pulverizat servesc la curirea, rcirea sau umezirea gazelor; acestea sunt cunoscute i sub denumirea de scrubere. Umplutura se aeaz ntr-un singur strat, pe toat nlimea coloanei, sau se fracioneaz n mai multe straturi. Aceast fracionare este impus cel puin de dou cerine majore: funcionale, cnd la coloane cu diametru interior Di> 0,8 m, la peretele coloanei se poate crea n aezarea umpluturii o fracie mai mare de goluri, deci rezisten hidraulic minim i n consecin lichidul are tendina de curgere n lungul peretelui fr a mai umezii zona central, curgere preferenial; scade aria de contact ntre cele dou faze i implicit i eficacitatea separrii; constructive i de rezisten, cnd datorit greutii foarte mari a umpluturii grtarul de susinere sau zona lui de mbinare cu corpul coloanei sunt puternic solicitate, iar umplutura risc s se deterioreze, sfarme sub propria greutate. pierderi mari de presiune n cazul coloanei nestratificate, consum mrit de energie pentru circularea fluidelor

Fig 6. Schia de principiu a aparatelor de tip coloan cu umplutr

Fig 7. Corpuri de umplere a. Inel Intallox; b. Inel Pali; c. Inel Lessing; d. Inel cu perei despritori; e. Inel Hy-Pak; f. Inel super Intallox.

Corpurile de umplere, pot fi construite aproape din orice material rezistent chimic la agresiunea mediului tehnologic i mecanic. Ele trebuie s se caracterizeze prin suprafaa specific mare, volum liber mare, densitate n vrac mic. Materialele de construcie pentru corpurile de umplere pot fi materialele ceramice sau plastice, oelurile sau aliajele neferoase, grafitul, sticla, cuarul, etc. Aezarea corpurilor de umplere se face ordonat dup anumite reele de aezare sau n vrac n general corpurile de umplere cu diametre mai mari de d > 50 mm se aeaz ordonat, iar cele cu diametre mai mici de d < 50 mm se aeaz n vrac. Corpurile de umplere pot avea form neregulat sau diverse forme regulate. Alegerea tipului de umplutur depinde de parametrii de proces specifici coloanelor cu umplutur i se bazeaz pe o bun experien tehnologica. Varietatea proceselor fizico-chimice i a condiiilor de lucru din coloane au determinat apariia unui numr mare de tipui de corpuri de umplere. Printre cele mai cunoscute corpuri de umplere se pot meniona: inelele striate i profilate cu perei despritori, inelele Raschig, Pali sau Lessing sau inelele Hy-Pak i super Intalox. Ceea ce le deosebete, pe lng forma diferit geometric, este domeniul specific de utilizare. Astfel se pot recomanda pentru procese de transfer de mas cu cderi mici de presiune sau cnd nu se impune un grad mare de separare, umpluturi mai ieftine ca inelele Pali sau Lessing sau Intalox. Pentru separarea componentelor cu volatiliti apropiate sunt recomandate umpluturi cu eficacitate mai bun ca inele Dixon sau Hy-Pak. n ceea ce privete alegerea dimensiunilor corpurilor de umplere, pentru a se realiza o distribuie relativ uniform a acestora n seciunea coloanei, se recomad pentru raportul dintre diametrul interior al coloanei Di i diametrul echivalent al celui mai mare corp de umplere demax valoarea Di/ demax 10, demax Di/10, demax1009/10, demax100,9mmnlimea necesar a stratului de umplutur Hu este determinat de suprafaa de contact necesar realizrii procesului de transfer de mas. Din considerentele meionate anterior sunt dese situaiile cnd umplutura se fracioneaz n mai multe straturi n de nlimi hi , astfel ca Hu =hi sau n=Hu / hi . n alegerea nlimii unui strat de umplutur trebuie s se in seama c la valori prea mici distribuia gazului pe seciunea coloanei este neuniform, iar la valori prea mari umezirea straturilor inferioare de umplutur este neuniform. Toate acestea conduc la scderea eficacitii coloanei; n general se recomand ca nlimea unui strat de umplutur s nu depeasc hi 6m.

Fig 8. Suporturi pentru susinerea umpluturii.a. Grtar din plac perforat; b. Grtar din platband sudat; c. Grtar demontabil din platband i profile.

Suporturile pentru umplutur, sunt destinate a susine umplutura permind o circulaie a fazelor fluide i gazoase care s nu afecteze negativ procesul de transfer de substan. De aceea, seciunea liber a acestor suporturi trebuie s fie mai mare sau cel puin egal cu seciunea liber a umpluturii, fr a permite ns cderea corpurilor de umplutur. Grtarul suport din plac perforat nu ndeplinete aceast condiie i n consecin, dei simplu i relativ uor de montat, are o utilizare limitat. Se mai utilizeaz, pentru coloane cu diametru relativ mic, supori cu suprafaa plan executai din platbande sudate n interiorul unui inel metalic de susinere sau pentru coloane mai mari supori executai din platbande distanate cu buce de trecere i rigidizate cu tirai. Pentru a asigura o seciune liber de trecere corespunztoare i a mpiedeca cderea corpurilor de umplere, la aceti supori se recomand ca distana minim dintre platbande sau bare s fie de minimum (0,6...0,8)d, unde d este dimensiuea minim a corpurilor de umplere.Aceste suporturi plane, dei simple, ieftine i uor de montat, au dou dezavantaje majore. Primul dezavantaj este datorat circulaiei n contracurent a celor dou faze, lichid i gazoas, prin aceleai orificii sau fante de trecere. Aceast circulaie determin apariia unui strat de lichid nedorit pe suprafaa suportului, ceea ce conduce la un transfer modificat n strat spumant necontrolat, Al doilea dezavantaj major const n faptul c stratul de umplutur de pe suprafaa suportului poate obtura parial spaiile libere din construcia suportului. Ambele dezavantaje conduc la scderea eficacitii coloanei. Pentru a atenua aceste dezavantaje s-au dezvoltat alte tipuri de suporturi pentru umplutur. Unul dintre acestea este suportul din plci ondulate care permite trecerea separat a fazei lichide fa de cea gazoas. Pentru unele suporturi din plci ondulate aria liber a lor poate depi chiar aria seciunii transversale a coloanei. Astfel se pot realiza debite mari de trecere pentru faza lichid i gazoas n condiiile unor pierderi minime de presiune.La coloanele cu diametre interioare mari, pentru a uura montarea-demontarea i ntreinerea suporturilor pentru umplutur, acestea se execut din segmente separate. Alegerea i proiectarea corect, optim a suporturilor pentru umplutur se realizeaz pe baza unor calcule care necesit cunoaterea diametrului interior al coloanei, a debitelor de lichid i de gaz, a tipului umpluturii i a nlimii stratului de umplutur.

Fig 9. Suporturi pentru umplutur i circulaia fazelor. a. Circulaia fazelor printr-un suport plan; b. Suport din plci ondulate

Grtarele limitatoare de strat, sunt elemente constructive realizate din plci perforate, site sau alte soluii, cu o greutate cuprins n intervalul 50... 150 N, aezate direct pe suprafaa superioar a straturilor de umplutur i care au rolul de a mpiedeca deplasarea acesteia. La coloanele cu umplutur cu debite mari de lichid i gaz, cnd cderile de presiune depesc 50...70 mm col. H2O, este posibil fluidizarea-antrenarea umpluturii n partea ei superioar. Acest fenomen poate afecta negativ eficacitatea coloanei i poate conduce la distrugerea umpluturii, deci micoreaz fracia de goluri. Montarea grtarele limitatoare de strat, fixate pe corpul coloanei sau pe dispozitivele de redistribuire a lichidului, poate atenua aceste efecte negative. In toate situaiile seciunea liber a unui grtar limitator de strat trebuie s fie de cel puin 70% din aria seciunii transversale a coloanei pentru a nu afecta negativ eficacitatea acesteia.

Fig 10. Dispozitive simple pentru colectarea i redistribuirea lichidului.a. Confuzor simplu; b. Redistribuitor conic cu orificii; c. Redistribuitor inelar. Dispozitivele pentru redistribuirea lichidului, sunt elemente constructive menite a asigura o repartizare uniform a fazei lichide pe suprafaa umpluturii mpiedecnd curgerea prefenial. Dispozitive pentru colectarea i redistribuirea lichidului se monteaz dup straturile de umplutur sau intercalate n acestea. Din punct de vedere constructiv i funcional, aceste dispozitive trebuie s fie compatibile cu suportul umpluturii sub care este montat, pentru a nu afecta traiectoria fazelor lichide i gazoas i a nu introduce cderi suplimentare de presiune n ansamblul redistribuitor-suport de umplutur. Aceste dispozitive trebuie s ndeplineasc o serie de condiii, dintre care menionm: s nu obtureze semnificativ seciunea coloanei, s asigure o redistribuire continu i uniform a lichidului, s introduc o cdere minim de presiune i s fie accesibile din punct de vedere constructiv. Utilizarea celui mai simplu dispozitiv pentru colectarea i redistribuirea lichidului, de tipul confuzorului simplu poz. 2, este dezavantajoas din punct de vedere funcional. Celelalte dispozitive, redistribuitorul conic cu orificii poz. 3 stanate de curgere a lichidului sau redistribuitorul inelar cu evi de curgere a lichidului spre centrul coloanei, atenueaz din dezavantajele primului asigurnd o colectare i o distribuie relativ uniform a lichidului. Problemele funcionale principale care se pun la proiectarea i calculul redistribuitoarelor, sunt de a nu perturba traiectoriile fazelor lichide i gazoase i de asigurare a unei cderi minime de presiune n zona de montare.

Fig 11. Dispozitive speciale de redistribuire a lichidului, Redistribuitor tubular; b. Rozet redistribuitoare. Redistribuitorul tubular poz. 3 montat sub suportul ondulat este o soluie mai bun dect cele prezentate anterior, cu condiia ca racordurile pentru trecerea fazei gazoase poz. 2 s fie poziionate n dreptul i pe lungimea ondulaiilor suportului de umplutur prin care trece faza gazoas. Rozetele redistribuitoare sunt o soluie particular de mare eficacitate utilizate n special cnd, datorit condiiilor funcional-constructive ale coloanei, o mare cantitate din faza lichid are tendina de a se redistribui preferenial spre peretele coloanei. Aceste dispozitive se pot monta i intercalate n stratul de umplutur. Indiferent de locul de montare, rozetele redistribuitoare trebuie s se fixeze etan pe suportul inelar de la interiorul coloanei poz. 1 sau s se fixeze ntre flanele de asamblare a tronsoanelor coloanei.Dispozitivele de stropire a fazei lichide pe suprafaa umpluturii au un rol foarte important n asigurarea contactului optim ntre fazele fluide care circul n coloan. Prima condiie pe care trebuie s fie ndeplinit de un astfel de dispozitiv este de a realiza o repartizare uniform a fazei lichide pe suprafaa umpluturii. Alte cerine ale acestor dispozitive sunt: s nu se nfunde n timpul funcionrii, s necesite presiuni moderate pentru distribuia corect a lichidului, s nu fie complicate constructiv i costisitoare

Fig 12. Plci pentru distribuia lichidului. l-plac; 2-evi de lichid; 3-evi pentru vapori. Se pot folosii dou tipuri de dispozitive de stropire: dispozitive de stropire ntr-un numr limitat de puncte i respectiv dispozitive de stropire n picturi. Numrul punctelor de stropire pe unitatea de suprafa transversal a coloanei depinde de diametrul interior al coloanei, de tipul i modul de aezare al umpluturii. Pentru coloane cu diametru interior relativ mic, sub 2,5...3 m, se recomand utilizarea dispozitivelor cu plci pentru stropire sau a talerelor de stropire. n cazul dispozitivelor cu plci pentru stropire cu evi imersate n lichid, traseul lichidului nu se intersecteaz cu cel al gazelor, spre deosebire de varianta cu evi deversoare cnd ntre cele dou faze exist un contact direct.

Fig 13. Dispozitiv cu talere de stropire.a.1-plac taler; 2-racorduri deversoare; 3-uruburi de reglare; 4-fante verticale;b.l-racord central de alimentare; 2- deversor; 3-nchidere hidraulic; 4-evi de stropire.

La coloanele cu diametru mic, dispozitivul cu talere de stropire nu necesit reglaje speciale la orizontalitate (prin uruburi de reglare). Fantele verticale permit ca funcionarea talerului s fie mai puin sensibil la mici nclinaii ale acestuia fa de orizontal. O variant mai performant a talerelor de stropire permite o uniformizare a nivelului de lichid prin nchiztoarele hidraulice i n consecin o alimentare relativ linitit i cu debit constant. evile de stropire funcioneaz cu seciunea plin de lichid, iar vaporii vor fi fi dirijai la un racord lateral inferior situat sub taler. Plcile i talerele de stropire se amplaseaz de regul la distan de aproximativ 0,7...1,2 m deasupra umpluturii. Deoarece la coloane cu diametre interioare mari construciile anterioare devin grele si ineficiente, ele se nlocuiesc cu alte sisteme de stropire n puncte: jgheaburi de stropire sau dispozitive de stropire cu evi perforate. Acestea sunt mai eficiente, mai uoare i realizeaz o alimentare mai uniform a lichidului pe seciunea coloanei.

3.2.1. Calculul diametrului coloanei

Diametrul coloanei de absorie este un factor care influenteaz viteza de circulaie a fazelor prin aceasta.Funcionarea optim a coloanei are loc la rapoarte determinate intre cantitatea de lichid care ud umplutur i viteza (cantitatea) gazelor care circul in contracurent. Stropirea umpluturii cu o cantitate insuficient de lichid duce la micorarea suprafeei de contact ntre gaze i lichid. Stropirea in exces duce la nnecarea coloanei: spaiile dintre corpurile umpluturii se umplu cu lichid i partea respectiv a umpluturii nu mai particip la procesul de transfer de substan. In ambele cazuri se inrutaete funcionarea coloanei. Viteza gazului sau a vaporilor prin coloan trebuie s fie inferioar vitezei critice care corespunde inceputului saturrii umpluturii. Aceasta are loc in momentul egalrii forei de frecare dintre gaz i lichid cu fora de gravitaie care acioneaz asupra lichidului , ceea ce duce la ncetarea curgerii lichidului . La viteze ale gazului mai mari decat wcr , bulele de gaz ptrund in lichid i produc emulsionarea acestuia . Starea procesului care marcheaz trecerea la regimul de emulsionare, corespundepunctului de necare dup care lichidul va fi antrenat afar din coloan.1n coloanele de absorbie gazul i lichidul circul n contracurent i se influeneaz reciproc.Pierderea de presiune a gazului la trecerea prin umplutura udat rezult din:a) frecarea dintre gaz i lichidb) din antrenarea lichiduluiLa viteze mici ale gazului primul efect este predominant.1

Diametrul coloanei de umplutur se determin din ecuaia debitului de gaz care circul prin acesta:

Gv = unde: Gv = debit de faza continua m3 am.gazos/h Dc =diametrul coloanei m wf = viteza fictiv a gazului prin coloan m/s [0.75-9]winec

Viteza de curgere a gazului prin coloan este limitat de punctul de nec la care transferul de mas ntre faze este maxim , dar i cderea de presiune in coloan este maxim. Pentru a optimiza consumul energetic i eficiena absorbiei este recomandat s se lucreze cu viteze ala gazului in coloana intre (0,75 0,9) din viteza de nec a coloanei .3Se consider wf = 0.80 winec Viteza de nec se determin cu ajutorul unor ecuaii empirice n acest caz cea mai eficient fiind ecuaia Kafarov :2

lg() = A 1.75 = suprafata specifica a umpluturii m2/m3 g = acceleratia gravitationala m/s2 Vl = volumul liber al umpluturii m3/m3g, l = densitatea gazului,lichidului Kg/m3l = vascozitatea dinamica a lichidului cP L = debit masic de apa Kg apa /s G = debit masic de gaz Kg aer/ s A = 0,022 - pentru umpluturi din inele sau spirale

Se utilizeaz ca umplutur inele ceramice Rashig cu urmtoarele caracteristici:3 diametrul umpluturii 25 x 25 x 3mm = 204 m2 / m3 Vl = 0,74 m3 /m3 buc/1 m3 =50200 .umplutura =530 kg/m3

g = y = 0,1125 Kmol SO2/Kmol am gazosg = 1.369 Kg/m3l =20l =998 [kg /m3l = 1 cPL=101693.179/3600=28.248 kgapa/sG=3156.469/3600=1.122 kgaer/s

winec= 0.534 m/swf = 0.80 . winec =0.427m/sGv20 C =0.82 m3/s

Gv = mDc = 1.564 m

Pentru asigurarea unei distribuii mai uniforme a lichidului pe seciunea coloanei se recomand pentru inele Rasching

>303.2.2. Calculul nlimii umpluturii

nltimea unei coloane cu umplutur este determinat de nlimea umpluturii.Calculul nlimii umpluturii se face prin trei metode:a) din suprafaa de transfer de masb) pe baza IUTxNUTc) din NTT i IETT

3.2.2.1 Din suprafaa de transfer de mas

Suprafaa necesar umpluturii se poate calcula din relaia general a transferului de mas:

NA = Ky .A . Ym Sau

NA = Ky .A . Xm

A = Vumpl. . .f = Hu . S . .f unde: A = suprafaa de transfer de mas Vu volumul umpluturii - suprafata specifica a umpluturii S sectiunea coloanei Ym, Xm potenial mediu de transfer poate fi determinat analitic sau grafic f =f(L/S)->1 factorul de udare al umpluturii

Determinarea lui Ym:A. Grafic

Se determina dupa relatia :Ym = Pentru aflarea valorii integralei din relatie, se aleg cel putin opt perechi de valori Xi* si Xi si din graficul curbei de echilibru si curbei de operare,dupa care se extrage valoarea ariei descrisa de functia 1/(Y-Y*)=f(Y).

Xf

Fig 14. Determinarea perechilor de valori Yi* si Yi din curba de echilibruDeterminarea perechilor de valori Yi* si Yi din curba de echilibruYY*1/(Y-Y*)

0.1270.10545.548

0.1050.08447.752

0.0850.06652.062

0.0650.04859.862

0.0450.03274.441

0.0250.016106.465

0.0100.004170.715

0.0040.000225.397

1234567

Fig 15. Reprezentarea grafica a functiei 1/(Y-Y*)=f(Y)Reprezentarea grafica a functiei 1/(Y-Y*)=f(Y)Aria poriunii este egal=Nr. PortiuneAria portiunii

11.015131

20.998137

31.11924

41.343032

51.809058

62.078848

71.101861

Valoarea integralei din ecuatia lui Ym este echivalenta cu valoarea ariei din graficul de mai sus.Rezolvarea acestei integrale s-a realizat cu metoda trapezelor pe intervalul [0.01 0.09], iar aria totala a fost calculata ca suma a zece arii.Rezultatul integrarii este: A=9.466 m2

Din ecuatia (1)

B. Analitic

Yi*=0.077; Yi=0.0928; Yf=0.0051; Yf*=0.0;

Determinarea lui Xm:A.Grafic

Se determina dupa relatia: Pentru aflarea valorii integralei din relatie, se aleg cel putin opt perechi de valori Xi* si Xi si din graficul curbei de echilibru si curbei de operare,dupa care se extrage valoarea ariei descrisa de functia 1/(X*-X)=f(X).

Fig 16. Determinarea perechilor de valori Xi* si Xi din curba de echilibruX*10^3X* *10^31/((X*-X)/10^3)

00.1178.563

0.30.5074.842

0.70.9993.350

1.11.4642.750

1.51.9062.463

1.92.3282.334

2.12.5332.309

2.3592.7922.310

1234567

Fig 17. Reprezentarea grafica a functiei 1/(X*-)=f(X)Nr. PortiuneAria portiunii

12.011

21.638

31.220

41.043

50.959

60.464

70.598

Valoarea integralei din ecuatia lui Xm este echivalenta cu valoarea ariei din graficul de mai sus.Rezolvarea acestei integrale s-a realizat cu metoda trapezelor pe intervalul [0.00025 0.00175], iar aria totala a fost calculata ca suma de zece arii.Rezultatul integrrii este: A=7.934 m2 Xm=0.000297 KmolSO2/Kmol.apa

B.Analitic

Xm =0.000241 KmolSO2/Kmol.apa

Calculul KyCoeficientul Ky se poate calcula cu ajutorul relaiei particulare: 7

[kmol/m2 .h.atm]; = 204 m2 / m3 Vl = 0,74 m3 /m3wg=wf/Vl=0.577 m/sKy=0.130 kmol/m2 .h.atm

Pentru a aduce la unitile se utilizeaz un factor de corecie f

pinert,baza = patm (1 Yi) = patm (1 0.1268) = 0.8732 atmpinert,varf = patm (1 Yfi) =patm (1 0.0044 ) = 0.9956 atm

piner mediu ==0.933 atm

T =303 KP =1 atm

f =0.933

Ky =0.130*0.933 = 0.121 =Ky

Ky = Kx =Ky . b b panta curbei de echilibru

b=44.123 Kx=5.349Avnd calculate valorile lui Ym, Xm,Ky si Kx putem sa determinam Hu:

n urmatorul tabel se compar cele patru valori obinute pentru Hu i se stabilete valoarea utilizat n calcule urmtoare, astfel:

YmXmHu=f(Ym)Hu=f(Xm)

Metoda grafica0.0130.00029721.725 m21.400 m

Metoda analitica0.0110.00024125.629 m26.370 m

Daca IHu,analitic- Hu,graficI < 1.5 m atunci se alege Hu,grafic.Astfel valoarea medie a Hu este :Hu,med=(21.725+21.400)/2=21.563 mHu,med=17.81 [m]3.2.2.2. Determinarea Hu cu I.U.T si N.U.T

N.U.T = numrul unitilor de transfer raportate la faza gazoas respectiv lichid I.U.T = nlimea global a unitilor de transfer raportate la faza gazoas respectiv lichid (I.U.T)L,G

Hu =(IUT)L,G . (NUT)L,G A = NA = Ky .A .DYm A= Hu .S . . f NA = G ( Yi Yf )

Ym =

Hu = - pentru faza gazoas

(IUT)G (NUT)G

NA = Kx .A .DXm A= Hu .S . . f

Xm = A = NA = G ( Xi Xf )

Hu = - pentru faza lichid

(IUT)L (NUT)LCu ajutorul integaralelor determinate se obine :Hu,y =21.725 m

Hu,x =21.563 m

Hu final=21.563 m3.2.2.3 Calculul nlimii umpluturii pa baza NTT i IETT

NTT numr trepte teoreticeIETT nlimea echivalent a treptelor teoreticeNTT se determin utiliznd metoda graficIETT se determin utiliznd diferite relaii empiriceMetoda d erori de pn la 30-40 % - de aceea nu se va face calcul, se prezint doar metoda.nT se determin prin metoda grafic, fiind dat de numrul liniilor orizontale necesare a fi trase pornindde la punctul (Yi; Xf) pentru a ajunge n punctul (Yf; Xi). n cazul nostru numrul treptelor teoretice este 8. Fig 18. nT IETTT se determina cu ecuatii empirice, dintre care cele mai frecvent utilizate sunt ecuatia luiKafarov si Dtnerski.3.2.3 Calculul nlimii coloanei de absorbie

Inlimea coloanei de absorbie este detrminat de inlimea umpluturii.Inelele Rasching cu diametrul ales de 25 mm sunt aezate n vrac avnd eficacitate mai mare , dar capacitate de separare mai mic.Dimensionarea nlimii totale a coloanei necesit stabilirea numrului de straturi de umplutur care previn strivirea corpurilor de umplere sub propria greutate.In acest sens, se recomand ca fiecare tronson cu umplutur al coloanei de absorbie, s nu depeasc lungimea de 6 m. Inlimea unui strat de umplutur a fost determinat experimental i depinde de diametrul coloanei Dc .Tabel.3. Diametrele coloanelor in functie de inlatimea unui strat de umplutur 5 Dc [m]0.40.5 1.21.4 2.22.4 - 3

hu [m]10. Dc6 . Dc3 . Dc2 . Dc

Dc =1.564 hu = 3. Dc =3 . 1.564 = 4,691 [m]Numarul de straturi de umplutura se determina cu relatia :

nstr. ==21,563/4,691=4,597 luam nstr. = 4Redistribuirea umpluturii in cele 5 straturi: hu=21,563/5=4,313 [m] inlatimea unui strat de umplutura Inlimea coloanei de absorbie se determin cu relaia :Hc = Hu + h1 + h2 + ( nstr - 1 ). h3 h1 = distana de la suprafaa superioar a primului strat de uplutur pn la vrful coloanei h1 (1 ..1,5 m) h1 = 1 mh2 =distana de la suprafaa inferioar a ultimului strat de uplutur pn la fundul coloanei h2 (1,5 ..2 m) h2 = 1,5 mh3 =distana intre dou straturi h3 (0,5 ..1 m) h3 = 0.75 m Hc = 27,063 m

3.2.4 Calculul racordurilor pentru absorber

Diametru[m]Viteza fluidului [m/s]

CalculatSTASAdmisRecalculat

1R.intrare gaz0.3230.31011,604

2R.ieire gaz0.3050.31010,345

3R.intrare lichid0.1340.1521,603

4R.ieire lichid0.1350.1521,612

3.2.5 Calculul masei absorberului

Mcol=Mumpl+Mmat.coloana+Melem.aux

Mumpl = 22018,605 Kg

tabla=0.006 m (5-7 mm, se adopta 6 mm din cauza condiiilor optime pentru absorbie)Mmat.coloana=6439.369 Kg

Mcol=28,742[t

3.2.6. Fi tehnic de utilaj

1.Denumire utilaj2.Nr.buci3.Utilizare

4.Descriere funcionare

5.Dimensiuni de gabarit

6. Conexiuni

7.Material de construcie

: Coloan absorbie: 1Separare SO2 dintr-un amestec gazos SO2 + aerColoana este prevzut cu 3 straturi de umplutur, strbtute n contracurent de fluxul lichid de absorbant i cel gazos supus separrii: Dc = 1.564 [m]Hu = 21,563 [m]Hc = 27,063 [m]

: Racord intrare faz gazoas ( amestec gazos ):0.300 m Racord intrare faz lichid (absorbant pur ):0.150 mRacord ieire faz gazoas ( aer purificat ):0.300 mRacord ieire faz lichid( absorbant ncrcat cu SO2):0.150m: Otel OL 37Umplutura inele Rasching 25 x 25 mm

3.3 Dimensionarea coloanei de desorbie

Pentru dimensionarea desorberului se urmrete determinarea Dc i Hc. Calculul se face n mod identic cu cel pentru absorber astfel c, se va admite o coloan cu aceleai dimensiuni ca i absorberul. Racordurile ns se vor recalcula ntruct debitele de gaz i lichid la intrarea i ieirea din coloan nu sunt identice cu cele pentru coloana de absorbie. Astfel, se va calcula debitul de abur necesar procesului de desorbie.

3.3.1 Calculul necesarului de aburi la desorbie

Se determin din bilanul termic. Schema fluxurilor de cldur n desorber este urmatoarea:

Qi=QeIntrri: Qabur=Mm,aburiabur , iabur-entalpia a aburului la 100C Qsol=Mm,solCpsolTiIeiri:Qso2=Mm,SO2CpSO2Te,SO2Qabur,antr=Mm,abur,antr iabur (Masa aburului de antrenare se calculeaz considernd ca 1 volum abur antreneaz 1.5 volume SO2 -> Mm,abur,antr= Mm,SO2abur/1.5)Qdes=-qdizNSO2Qabs.reg.+cond=( MH2O +Mm,abur- Mm,abur,antr) CpapaTeQp=K Aiz Tmed

Asftel:Qabur=Mm,aburiabur Kj/s iabur=2679 Kj/Kg Mm,abur=? Kg/sQsol= Mm,solCp60 solTi =102546.170/3600 *4119,997*60 = 7041497.713 [J/s] Mm,sol=113137.13/3600=28.485 Kg/s Cp60 sol=xSo2CpSO260 +(1- xSo2) Cpapa 60 =0.008318*1519.518+ (1-0.008318) *4180= 4119.997J/Kg C Ti=60 C Qsol= 7041497.713 J/sQso2=Mm,SO2CpSO2 100 Te,SO2= 852.991/3600*642.1875*100 =15216.12 J/s Mm,SO2=852.991/3600=0.237 Kg/s CpSO2 100=642.1875 J/Kg C Te,SO2=100 C Qso2=15216.12 J/sQab,antr=Mm,abur,antr iabur = 120812.5J/s Mm,abur,antr= Mv,SO2abur/1.5= 298.547/3600*0.597/1.5=0.045 Kg/s[footnoteRef:1] [1: Pavlov K. P., Ramankov P.G., Nostok A.A. , Procese i aparate n ingineria chimic, exerciii i probleme, Ed. Tehnic, Bucureti, 1981]

Mv,SO2=([SO2]g,i-[SO2]g,e)*22.4/3600= 0.083 m3/s (vezi tabelul de bilant) M100 v,SO2=0.083*373/273=0.113 m3/s Qab,antr = 120812.5J/sQdes=-qdizNSO2=-HdizMsolNSO2= 132658.5 J/s Msol= xSo2MSO2 +(1- xSo2) Mapa= 0.0083*64+ (1-0.0083)*18 = 18.383 Kg/kmol Hdiz= -559878 J/Kg[footnoteRef:2] [2: Pavlov K. P., Ramankov P.G., Nostok A.A. , Procese i aparate n ingineria chimic, exerciii i probleme, Ed. Tehnic, Bucureti, 1981]

NSO2=13.328 Kmol/h Qdes= 1132658.5 J/sQabs.reg.+cond=( MH2O +Mm,abur- Mm,abur,antr) CpapaTe= (101693.179/3600 + Mm,abur 0.045)* 4230*100 MH2O= 101693.179/3600 =28.248Kg/s Mm,abur=? Mm,abur,antr=0.045 Kg/s Cp100 apa=4230 J/Kg K Te=100 C Qabs.reg.+cond= (28.203 + Mm,abur) *423000 Kj/s Qp=KAizTmed=1.61*123.298*83=16292.29 J/s

Fig 19. Seciunea transversal a peretelui cu indicaii de temperatur

Tmed=60+22=82C Ca material izolant se alege plut (din tabelul XXVIII[footnoteRef:3] ) [3: Pavlov K. P., Ramankov P.G., Nostok A.A. , Procese i aparate n ingineria chimic, exerciii i probleme, Ed. Tehnic, Bucureti, 1981, [4-61] p.173]

iz=0,047 W/m K

aer=9.74+0.07T2 [footnoteRef:4] coef .total de transmitere a cldurii prin radiaie sau conv. [4: Pavlov K. P., Ramankov P.G., Nostok A.A. , Procese i aparate n ingineria chimic, exerciii i probleme, Ed. Tehnic, Bucureti, 1981, [4-61] p.173]

aer=11.28 W/m2 K Qp=16292.29 J/s

Mabur se va determina din egalitatea fluxurilor de cldur: Qabur+ Qsol= Qso2+ Qab,antr+ Qdes+ Qabs.reg.+cond+ QpMm,abur *2679000 + 7041497.713 =15216.12 +120812.5+1132658.5 + (28.203 + Mm,abur) *423000+16292.29Mabur=2.293 Kg/sabur=0.597 Kg/m3Mv,ab=2.293/0.597 = 3.841 m3/sSe poate calcula indicele de utilizare al aburului

Iabur=tabur/tSO2=3.3.2 Calculul racordurilor pentru desorber

Diametru[m]Viteza fluidului [m/s]

CalculatSTASAdmisRecalculat

1R.intrare lichid(Sol. SO2)0.1570.1502.51.640

2R.ieire lichid(ap)0.1640.1502.51.802

3R.intrare gaz (abur)0.5710.5002019.573

4R.ieire gaz (ap+cond.)0.1340.1502010.004

, ,,

3.3.3 Fia tehnic Nr.2

1.Denumire utilaj : Coloan desorbie2.Nr.buci : 13.Utilizare :Separare SO2 dintr-un amestec lichid SO2+ ap4.Descriere funcionare :Coloana este operat n contracurent. Desorbia se realizeaz cu abur la 100 C5.Dimensiuni de gabarit Dc = 1.564 [m] Hu = 21,563 [m] Hc = 27,063 [m]6.Conexiuni Racord intrare absorbant ncrcat:0.150m Racord ieire absorbant regenerat i abur condensat:0.150m Racord intrare abur:0.500m Racord ieire SO2 desorbit i abur antrenat:0.150m6.Material de construcie : Otel OL 37 Umplutur inele Rasching 25 x 25 mm

3.4 Dimensionarea recuperatorului de cldur

Introducere[footnoteRef:5] [5: Anghel Clin, Lucrri de laborator]

Aparatele de transfer termic sunt utilaje care realizeaz transferul unei cantiti de cldur ntre dou sau mai multe fluide. Datorit diversitii tipo-constructive mari a acestor aparate prin STAS 8535-83 se realizeaz o clasificare a aparatelor pentru transfer termic utilizate n industriile de proces. Aceste aparate pot funciona ca rcitoare sau nclzitoare.Schimbtoarele de cldur rigide cu o trecere sunt printre cele mai utilizate schimbtoare de cldur. n principiu acest schimbtor este format dintr-un numr de evi fixate ermetic n plcile tubulare care sunt i ele sudate rigid de corpul aparatului. Dei sunt relativ simple constructiv i ieftine au dezavantajul unei arii de transfer relativ mic raportat la unitatea de volum a apartului. Pentru a mri viteza i turbulena agentului termic n spaiul, intertubular, ntre evi se monteaz un numr de icane. Schimbtoarele de cldur n construcie rigid nu permit deplasarea evilor fa de corpul aparatului, fapt care determin dezvoltarea unor tensiuni termice importante. Din aceast cauz acest tip de aparat se recomand a fi utilizat doar pentru diferene de temperatur intre evi i manta de maximum T=50 C. Dezavantajul major al acestui tip de aparat se poate ameliora prin compartimentarea cu pereti despartitori-diafragme a camerelor de capt, care devin camere de distribuie. Rezult astfel o construcie cu mai multe treceri pentru agentul din spaiul intratubular.

Schimbatoarele de caldur n construcie elastic sunt variante constructive care permit utilizarea aparatelor tubulare la diferene de temperatur ntre evi i manta mai mari dect T=50 C. Prin soluia constructiv de baz este posibil dilatarea liber a fasciculului de evi sau ntre corp i plcile tubulare se introduce un element elastic. Una dintre variantele constructive utilizate frecvent este aceea a schimbtorului de cldur cu cap liber de tip nchis.O alt soluie constructiv, folosit pentru evitarea tensiunilor termice suplimentare, este schimbtorul de caldur cu fascicul tubular in forma de U. Acest tip de schimbtor prezint avantajul unei construcii simple cu montare-demontare uoar. Ca dezavantaj principal, pe lng cel legat de aria de transfer termic, se poate meniona dificultatea de curire a spaiului intratubular de depunerile solide.

3Aparatele pentru transfer termic sunt utilaje care realizeaza transferul unei cantitati de caldura intre 2 sau mai multe fluide. Dupa modul in care se realizeaza transmiterea caldurii se deosebesc 2 tipuri de aparate de transfer termic: aparate care modifica starea de agregare aparate care nu modifica starea de agregare a agentilor.Un schimbator de caldura trebuie sa realizeze un schimb cat mai intens de caldura cu o cat mai mica pierdere de presiune a fluidelor care circula prin aparat. O pierdere mare de presiune nu este un inconvenient cand fluidul se gaseste la presiune ridicata, impusa de alte conditii tehnologice [4]. De obicei insa, presiunea lichidelor corespunde inaltimii limitate a rezervorului sau inaltimii de pompare si se cere sa se gaseasca compromisul cel mai rational din punct de vedere economic intre un bun schimb de caldura (de exemplu tevi lungi si subtiri) si un consum cat mai mic de energie la pompa.Schimbatoarele de caldura propriu zise se clasifica in doua grupe mari: Recuperatoare, in care schimbul de caldura se face de la fluidul cald la fluidul rece, printr-un perete despartitor, in regim stationar (permanent); Regeneratoarele, in care schimbul de caldura se face prin intermediul unui solid care inmagazineaza caldura de la fluidul cald si o cedeaza apoi fluidului rece, in regim nestationarTipuri constructive de recuperatoare de caldura: Schimbatoare de caldura cu serpentina Schimbatoare de caldura cu tevi coaxiale Schimbatoare de caldura tubulare simple Schimbatoare de caldura cu mai multe treceri Schimbatoare de caldura cu sicane Schimbatoare de caldura tubulare cu teci Schimbatoare de caldura spirale Schimbatoare de caldura cu aripioarePentru debite mici de fluid sunt indicate schimbatoarele de caldura cu una sau mai multe serpentine. Tot pentru debite mici de fluide sunt folosite schimbatoarele cu tevi coaxiale.Cele mai folosite schimbatoare de caldura sunt cele tubulare. Acestea sunt construite dintr-un fascicol de tevi fixate la capete in orificiile a doua placi tubulare. Fascicolul de tevi este inchis intr-o manta; 4 racorduri, dintre care 2 la capetele mantalei si cate unul la fiecare capac, pentru intrarea si iesirea celor 2 fluide. Prin aceasta constructie se separa in interiorul aparatului cele 2 spatii ale unui schimbator de caldura: spatiul intertubular (dintre tevi si manta) si spatiul intratubular (din interiorul tevilor.

3.4.1 Calculul suprafeei de transfer termicDimensionarea recuperatorului de caldura presupune stabilirea lungimii schimbatorului, respectiv lungimea, numarul si diametrul tevilor, diametrul mantalei, numarul de treceri. Pentru a afla toate acestea este nevoie de aria de transfer termic. Aceasta se calculeaza din ecuatia generala a transferului de caldura:

M abs+condens T1i = 1000CM abst+condensT1f Mm sol sulfuroasT2f = 600CMm sol sulfuroasT2i=21.036CT2i = 200CT1f

Fig 20. Schia tecnologic a recuperatorului de cldur Caldura cedata se calculeaza folosind ecuatia:Qcedat= Qprimit= QtransferatQprimit=Mmsol.sulfuroasa*Cpsol*(T2f-T2i)=28.485*4173.532*(60-20.036)=4743075.087 J/sTmediu2=(T2i+ T2f)/2=40.518CCp40.518sol,SO2=Cp40.518SO2,lxSO2+(1- xSO2)Cp40.518apa =1431.61*0.00235+(1-0.00235)4180 =4173.532[J/Kg K]

Qcedat=(L+Mabur-Mabur antrenare)**(T1i-T1f)=30.497*4230*(100- T1f)Qcedat=4743075.087 J/s4743075.087 =(30.497*4230*(100- T1f)T1f=62.663C

Se reprezinta diagrama temperaturilor pe lungimea schimbatorului:

T2,i=21.036CT1,f=62.663CT1,i=100CT2,f=60C

T1,f=62.661C

Din diagrama rezulta: Tm = 40C si TM = 41.626C.

Deoarece raportul:Coeficientul total de transfer termic, K, se calculeaza cu formula:

Unde:1 coeficientul partial de transfer termic de partea absorbantului regenerat si condensului;2 coeficientul partial de transfer termic de partea solutiei sulfuroase; rugina grosimea stratului de rugina; FeS grosimea stratului de fier sulfuros; pt grosimea peretelui tevii; rugina, pt, FeS - coeficienti de conductivitate termica.Cea mai utilizata metoda de calcul a coeficientului total de transfer termic este metoda fluxurilor termice specifice, care se bazeaza pe proprietatea ca fluxurile termice specifice, q, variaza aproximativ liniar pentru un interval de temperatura nu prea mare.

Figura 5 reprezinta modelarea transferului termic prin una dintre tevile schimbatorului de caldura:

T2T2T1T1 Tp1 Tp1 Tp2 Tp2

Fig 21. Schia seciunei peretelui al recuperatorului de cldur .

Pentru: A = ct

Coeficientii partiali de transfer termic si se calculeaza cu ajutorul relatiilor criteriale. In ecuatiile criteriale la calculul acestora intervine temperatura peretelui pe de o parte si alta a acestuia, valori care sunt necunoscute. Din aceasta cauza calculul lui K se face prin incercari repetate.

ETAPE:I. 1. Se adopta 1, 2 din literatura pentru sisteme fara schimbarea starii de agregare.1 3100 10000 [W /m2 K] pentru fascicul decalat, = 1 [5, pag. 178]2 1200 5800 [W /m2 K] pentru d = 25 mm si pentru viteza lichidului intre 0,2 1,5 m/s [5, pag. 178]

Se aleg urmatoarele valori:1 = 6500 [W /m2 K]2 = 3500 [W / m2 K]Pentru perete : p(otel) = 46.5 W/m K Pentru rugina : rugina=1.16 W/m K Pentru FeS : : Fe-S=2.327 W/m K (intre 1.163-3.49)(piatra de cazan pg.510 tabel XXVIII)

K=1/(1/6500+0.000689+1/3500)=886.152 2. Cu K astfel calculat si 1 adoptat, calculam Tp1.T1 = (100 + 62.661)/2 =81.331CT2 = (60 + 21.036)/2 = 40.518K. Tmed = 1.(T1-Tp1)

3.Cu Tp1 determinat se calculeaza 1 din ecuatiile criteriale si apoi q1.

l-dimensiunea geometric caracteristic, n cazul 1 este diametrul exterior al evii (dext = 25 mm)Considernd transmiterea cldurii prin convecie la curgerea transversal peste un fascicul de evinetede decalate, la Re = 12500 > 1000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg.162, rel.4-28]

-coeficient de corecie dependent de unghiul de atac; deoarece nu avem nca date referitoare la mrimile schimbtorului de cldur, se ia = 0.6 valoare propus pentru schimbtorul de cldur multitubular cu icane transversale

Pr- se calculeaz pentru ap la temperatura medie a lichidului (absorbant regenerat + condens), T1 = 81.331 C, Cp,, se determin la T1 prin interpolare.

Prp- se calculeaz pentru ap la temperaturaperetelui Tp1 = 75,767 C

W/m2K

4. Se egaleaz q1=qp i se determin Tp2

5.La Tp2 se determina cu ecuatiile criteriale i q2

l-dimensiunea geometric caracteristic, n cazul 2 este diametrul interior al evii (tevi 252, dint = 21 mm).Considernd transmiterea cldurii prin convecie la curgerea turbulent deplin dezvoltat n conducte drepte si canale, la Re = 12500 > 10000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg.159, rel.4-17]:-coeficient de corecie care arat influena raportului dintre lungimea conductei si diametrul acesteia asupra 2; deoarece nu avem nc date referitoare la mrimile schimbtorului de cldur, se ia = 1

Pr- se calculeaz pentru soluiei sulfuroas la temperatura medie a lichidului, T2 =40,518 C, Cp,, se determin la T2 prin interpolare.

Prp- se calculeaz pentru ap la temperaturaperetelui Tp2 = 66.520 C

W/m2K

6.Daca q1=q2 atunci Tp1 si Tp2 au fost calculate corect iar q1,q2 este fluxul real de cldur transferat i calculul se consider ncheiat.Dac q1 si q2 nu difer cu mai mult de 1 ordin de mrime sunt suficiente 2 iteratii. Calculul K se reia de la punctul 1 admind de aceast dat valorile lui 1 si 2 calculate anterior.

se reia calcul cu ,determinate anterior Iteratia 11=2412.837 W/m2K2=2525.659W/m2KK=666.978W/m2KTp1=70.051CPr1=2.168 Prp1=2.545Nu1=87.4971=2364.737 W/m2Kq1=26675.27 W/m2Tp2=51.674 CPr2= 4.29Prp2= 3.446Nu2= 78.6082=2375.941 W/m2Kq2= 26505.39 W/m2q2/q1= 0.994Iteratia21=2364.737W/m2K2=2375.941 W/m2KK= 652.452W/m2KTp1= 70.072CPr1= 2.168Prp1= 2.544Nu1=87.5031=2364.908 W/m2Kq1=26627.02 W/m2Tp2=51.728CPr2= 4.290Prp2= 3.443Nu2= 78.6262= 2376.473W/m2Kq2= 26640.75W/m2q2/q1= 1.000515

Se va reprezenta la scar, pentru determinarea temperaturii reale a peretelui i a fluxului termic specific, q1 prin stratul limit termic de partea fluidului cald n funcie de temperatura peretelui Tp1 si q2 prin stratul limit termic de partea fluidului rece, n funcie de aceeai temperatur a peretelui Tp1 .

q2q1q1q2

Fig 22. Reprezentarea grafic q=f(tp1) pentru determinarea Tp1 real i qreal Se pot extrage valorile pentru: qreal=27684.1 W/m2] Tp1=71.007 C Kreal=q/Tm=678.413 W/m2K Avand valoarea real a fluxului termic unitar i cantitatea de cldur schimbat de sistem, putem calcula aria de transfer termic:

At=167.321 m2n continuare se va utiliza At pentru calculul numrului de evi (nt), lungimea evilor (Lt), diametrul mantalei (Dsch) i lungimea total a schimbtorului. Deoarece schimbul termic se realizeaz far schimbarea strii de agregare a fluidelor dt se admite i Lt se calculeaz.

3.4.2 Calculul numrului de evi, al lungimi lor i diametrul recuperatorului

Se admit valori pentru cu tendinta de a alege valori inspre limita inferioara.

Pentru

nt=177

A = nt . . dm . Lt => Lt=13 m Daca lungimea tevilor este mai mare de 6 m se aleg schimbatoare de caldura cu mai multe treceri (2, 4, 6 treceri).

Se poate alege un schimbtor de cldur cu At corespunzatoare recuperatorului din literatur. Din STAS, schimbtorul cu 4 treceri care acoper aria necesar de transfer n acest proces are urmtoarele caracteristici:[footnoteRef:6] [6: Pavlov K. P., Ramankov P.G., Nostok A.A. Procese i aparate n ingineria chimic, exerciii i probleme, Ed. Tehnic, Bucureti, 1981, tab.XXXIV p.513]

Astandard= 137 m2Lt = 4 mnr. tevi = 446dt = 25 x 2 mmDsch = 0.8 m

Pe baza acestor valori se recalculeaz 1, 2 K A. Aria disponibil a schimbtorului ales nu poate s fie mai mare cu 20% dect aria rezultat din calcul, deci trebuie ndeplinit condiia:Astandard= Acalculat(1,,,1.2)

Pr1= 2.168Prp1= 2.545

Pr2= 4.290Prp2= 3.443

K=842.586 W/m2K

Lsch = Lt + 2Lcapac Pentru evitarea apariiei loviturilor de berbec (tensiuni termice mari) n interiorul utilajului, se impune condiia de egalitate a vitezelor fluidului n capac i evi:

Lcapac=0.079 m se adopt 0.1m

Lsch = 4 + 20,1 =4,2 mLsch=4,2 m

3.4.3 Calculul racordurilor recuperatorului

Diametru[m]Viteza fluidului [m/s]

CalculatSTASAdmisRecalculat

1R.intrare2 lichid (Sol. SO2)0.1560.15021,612

2R.ieire 2 lichid (Sol. SO2)0.1570.15021,640

3R.intrare 1 lichid (ap+cond.)0.1640.15021,802

4R.ieire 1 lichid (ap+cond.)0.1620.15021,759

3.4.4.Calculul masei recuperatorului

Masa recuperatorului de cldur se calculeaz cu formulaMrec = Mm + Mt + 2*Mc+ M aux Mm masa mantalei Grosimea peretelui mantalei se adopt m=5 mmMm = Vm otel =*(Di+m)*(Lt+2*lc)* m* otel= 416.691345 kgMt masa fascicurilor tubulare Grosimea peretelui fascicului tubular se adopt t=2 mmMt =nt*Vt otel =nt**(dint+t)*Lt*lc)* t* otel= 2022.796 kgMp masa plcii tubulare Grosimea peretelui plcii se adopt p=5 mmMp =(Vp -nt*Vorificii) otel = /4*[ (Di+2*p)2-nt*d2ext)]* p* otel= 11.627 kgMc masa capacelor Grosimea peretelui capacelor se adopt c=5 mmMc =2*Vc otel =2*/4*( Di+2*c) 2* c * otel= 40.430 kg

Maux masa auxiliarelor Maux=0.01*(2*Mc+Mp+Mt+Mm)=25.436 kg

3.4.5 Fia tehnic a utilajului

1. Denumirea aparatului : Recuperator de caldura 2. Pozitia de functionare : Orizontala3. Destinatie : Transferul de caldura de la agentul de incalzire (abur) la fluidul ce trece prin tevi

4. Functionare : Continua cu circulatia in contracurent a celor doua faze. Agentul termiccircula printre tevi iar fluidul in tevi. Modifica temperatura de intrare a celor doua faze.

5. Dimensiuni de gabarit : Dr=0.8[m]; Lr=4.2[m]; Mrec=2.569[t].6. Conexiuni : Prevazut cu 4 racorduri - intrare solutie sulfuroasa dr =0.150 [m] - intrare condens si absorbant dr =0.150 [m] - iesire solutie sulfuroasa dr = 0.150 [m] - iesire condens si absorbant dr =0.150 [m]

8. Materiale de constructie : recuperator - OLC 37 tevi - OLC 37 3.5 Dimensionarea condensatorului

3.5.1 Calculul suprafetei de transfer termic al condensatoruluin condensator intr amestecul de gaze SO2+aburul de antrenare intertubular i se condenseaz aburii n condensator. Rcirea acestui amestec se realizeaz ap de rcire circulnd intratubular

M m,SO2(g)+aburT1i = 1000CM m,SO2(g)+abur T1f = 1000C Mm ap de rcire T2f = 400CMm ap de rcireT2i=20CT2i = 200C

Caldura cedata se calculeaza folosind ecuatia:Qcedat= Qprimit+ Qp = QtransferatQp=0% din QcedatT2=( T2i+ T2f)/2=30CT1=( T1i+ T1f)/2=100CQprimit=Mmapdercire*CT2p,ap*(T2f-T2i)=Mmapdercire*4180*20Qcedat=Mm,abur antrenare* rabur = 0.045*2260000=101917.257 J/srabur=2260000 J/kg cldur latent de condensare a vaporilor de ap de 100 CQcedat= Qprimit+ 0.1* Qcedat = Qtransferat101917.257*0.9= Mmapdercire*4180*20Mmapdercire= 1.097 kg/s

Se reprezinta diagrama temperaturilor pe lungimea condensatorului:

Din diagrama rezulta: Tm = 60C si TM = 80C.

Coeficientul total de transfer termic, K, se calculeaza cu formula:

Unde:1 coeficientul partial de transfer termic de partea absorbantului regenerat si condensului;2 coeficientul partial de transfer termic de partea solutiei sulfuroase; rugina grosimea stratului de rugina; FeS grosimea stratului de fier sulfuros; pt grosimea peretelui tevii; rugina, pt, FeS - coeficienti de conductivitate termica.Cea mai utilizata metoda de calcul a coeficientului total de transfer termic este metoda fluxurilor termice specifice, care se bazeaza pe proprietatea ca fluxurile termice specifice, q, variaza aproximativ liniar pentru un interval de temperatura nu prea mare.

Figura 15 reprezinta modelarea transferului termic prin una dintre tevile schimbatorului de caldura:

T2T2T1T1 Tp1 Tp1 Tp2 Tp2

Fig 23. Schia seciunei peretelui al unei eav din condensator

Pentru: A = ct Coeficientii partiali de transfer termic si se calculeaza cu ajutorul relatiilor criteriale. In ecuatiile criteriale la calculul acestora intervine temperatura peretelui pe de o parte si alta a acestuia, valori care sunt necunoscute. Din aceasta cauza calculul lui K se face prin ncercari repetate.

ETAPE:I. 1. Se adopta 1, 2 din literatura pentru sisteme cu schimbarea strii de agregare.1=15000 [W /m2 K]- condensarea vaporilor de ap saturani pe suprafaa exterioar a unei evi orizontale (sed valori ntre 9300-15000) [4-5, pag. 178]2=3500 [W /m2 K] pentru curgere turbulent forta n evi i canale (se d valori ntre 1200-5800) [5, pag. 178]Pentru perete : p(otel) = 46.5 [W/m K] Pentru rugina : rugina=1.16 [W/m K] Pentru FeS : : Fe-S=2.327 [W/m K] (intre 1.163-3.49)(piatra de cazan pg.510 tabel XXVIII)

K=1/(1/15000+0.000689+1/3500)=679,196 2. Cu K astfel calculat si 1 adoptat, calculam Tp1.K. Tmed = 1.(T1-Tp1)

3.Cu Tp1 determinat se calculeaza 1 din ecuatiile criteriale si apoi q1.

f(nv), unde - coeficientul mediu pe ntregul fascicul la dispunerea decalat a acestora [5, pg.168, rel.4-8]nv numrul mediu de evi n rndul verticalnt numrul total de evi n schimbtorul de cldurnd numrul de evi pe diagonala haxagonului [5, pg.514, tebelul XXXV]se alege un schimbator de caldura cu dispunere pe hexagoane, cu: nt = 19nd = 5

temperatura medie a peliculei de condensat

4. Se egaleaz q1=qp i se determin Tp2

5.La Tp2 se determina cu ecuatiile criteriale i q2

l-dimensiunea geometric caracteristic, n cazul 2 este diametrul interior al evii (tevi 252, dint = 21 mm).Considernd transmiterea cldurii prin convecie la curgerea turbulent deplin dezvoltat n conducte drepte si canale, la Re = 12500 > 10000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg.159, rel.4-17]:-coeficient de corecie care arat influena raportului dintre lungimea conductei si diametrul acesteia asupra 2; deoarece nu avem nc date referitoare la mrimile schimbtorului de cldur, se ia = 1

Pr- se calculeaz pentru soluiei sulfuroas la temperatura medie a lichidului, T2 =30 C, Cp,, se determin la T2 prin interpolare.

Prp- se calculeaz pentru ap la temperaturaperetelui Tp2 = 38.105 C

W/m2K

6.Daca q1=q2 atunci Tp1 si Tp2 au fost calculate corect iar q1,q2 este fluxul real de cldur transferat i calculul se consider ncheiat.Dac q1 si q2 nu difer cu mai mult de 1 ordin de mrime sunt suficiente 2 iteratii. Calculul K se reia de la punctul 1 admind de aceast dat valorile lui 1 si 2 calculate anterior.

se reia calcul cu ,determinate anterior Iteratia 11=16663.468 [W/m2K]2=2590.873[W/m2K]K=638.598[W/m2K]Tp1=97.336Ctpel =98,668 Capa, tpel =958,932apa,tpel=0,000286ap,Tpel=0,6831= 17384.979 [W/m2K]q1= 46318.394 [W/m2]Tp2= 45.461CCp,apa, T2 =4180apa, T2=0,000804ap, T2=0,618Pr2= 5,44Cp,apa, Tp2 =4180apa, Tp2=0,000598ap, Tp2=0,6416Prp2= 3.896Nu2= 89,5782= 2737.014[W/m2K]q2= 42318.347[W/m2]q2/q1= 0.914Iteratia21= 17384.979 [W/m2K]2= 2737.014[W/m2K]K=648.159 [W/m2K]Tp1=97.408Ctpel =98,704 Capa, tpel =958,907apa,tpel=0,000286ap,Tpel=0,6831= 17506,831 [W/m2K]q1= 45376.622 [W/m2]Tp2= 46.589CCp,apa, T2 =4180apa, T2=0,000804ap, T2=0,618Pr2= 5,44Cp,apa, Tp2 =4180apa, Tp2=0,000596ap, Tp2=0,6432Prp2= 3.807Nu2= 90,0952= 2759.581247 [W/m2K]q2= 45777.52232 [W/m2]q2/q1= 1,009

Se va reprezenta la scar, pentru determinarea temperaturii reale a peretelui i a fluxului termic specific, q1 prin stratul limit termic de partea fluidului cald n funcie de temperatura peretelui Tp1 si q2 prin stratul limit termic de partea fluidului rece, n funcie de aceeai temperatur a peretelui Tp1 .

q1q1q2q2

Fig 24. Reprezentarea grafic q=f(tp1) pentru determinarea Tp1 real i qreal Se pot extrage valorile pentru: qreal=45462.8 [W/m2] Tp1=97.401 C Kreal=q/Tmediu=653.942 W/m2K Avand valoarea real a fluxului termic unitar i cantitatea de cldur schimbat de sistem, putem calcula aria de transfer termic: =2.242 m2 At=2.241 [m2]n continuare se va utiliza At pentru calculul numrului de evi (nt), lungimea evilor (Lt), diametrul mantalei (Dsch) i lungimea total a schimbtorului. Deoarece schimbul termic se realizeaz far schimbarea strii de agregare a fluidelor dt se admite i Lt se calculeaz.

3.5.2 Calculul numrului de evi, al lungimi lor i diametrul condensatorului

Se admit valori pentru cu tendinta de a alege valori inspre limita inferioara. Pentru

Se adopt nt=8

A = nt . . dm . Lt => Daca lungimea tevilor este mai mare de 6 m se aleg schimbatoare de caldura cu mai multe treceri (2, 4, 6 treceri) Lt w = 1,75 m/s

A = [(0,8...1,25 m2)Gv/1000 ]*3600=> A= [1 0.111/1000] *3600=3.979 m2 TipumpluturaDiametrul elementelor umpluturii[mm]Suprafata specifica[m2/m3]Volumul liberVl[m3/m3]DiametrulEchiv.dech[m]Nr. de corpuri intr-un m3DensitateaUmpluturiiumpl[kg/m3]

Inele Raschingceramice15x15x23300.70.009220000690

Daca cunoastem Vu putem afla grosimea umpluturii dat fiind ca aceasta are forma cilindrica :

3.6.2. Fia tehnic a utilajului

1. Denumirea aparatului : Separator de picaturi 2. Pozitia de functionare : Orizontala3. Destinatie : Separarea fazei lichide din amestecul gazos SO2 g H2O care provine din condensator

4. Dimensiuni de gabarit : D=0.3 m, Au =3.979 m2, Vu = 12.05610-3 m3 ,Hu = 0.191 m 5. Materiale de constructie : corp separator - OLC 37 umplutura- inele Rasching 15x15x2

3.7.Calculul utilajelor de transport

Lichidele se transport prin conductele i aparatele unei instalaii, fie prin cdere liber dintr-un rezervor, fie cu ajutorul pompelor sau dispozitivelor de transport.Pompele i dispozitivele de transport primesc energie mecanic de la un motor i o transform n energie hidraulic.Clasificarea pompelor i dispozitivelor de transport se face dup construcie i principiu de funcionare i se deosebesc:-dispozitive de transport fr elemente mobile (sifonul, montejusul, pompa cu aer comprimat, pompe cu jet de fluid);-pompe cu micri alternative (pompe cu piston cu simplu i cu dublu efect, pompe cu plunger, pompe difereniale, cu membran, pompe de min);-pompe centrifuge (simple i cu mai multe etaje);-pompe rotative (cu plate, cu roi dinate, mono).1) Dispozitive de transport fara elemente mobileSifonul (fig. 26) este un dispozitiv format dintr-o eava curbat avnd form de U, care se folosete pentru a transvaza un lichid dintr-un vas aezat la un nivel superior, n altul la un nivel inferior, pn la egalizarea nivelelor. Pentru a funciona, sifonul trebuie amorsat, -adic umplut cu lichid, iar presiunea n punctul cel mai nalt al su, s fie mai mare dect presiunea de saturaie a fluidului la temperatura de lucru.Ridicarea lichidului din vas i curgerea lui se face sub aciunea presiunii create de diferena de nivel.Transvazarea cu ajutorul sifonului are avantajul unei aparaturi simple, dispozitivul fiind uor de executat din materiale diverse: oel carbon i inoxidabil, plumb, ebonit, porelan, sticl etc.

Montejusul (fig. 27) este un dispozitiv prin intermediul cruia lichidele, n special cele corosive, pot fi ridicate la o anumit nlime cu ajutorul aerului sau a altui gaz comprimat.Montejusul se compune dintr-un vas de presiune 1 care se umple cu lichid prin conducta 2, prevzut cu o clapet de reinere 5. La deschiderea robinetului 6 prin conducta 3 intr aerul comprimat n recipient. Presiunea aerului comprimat nchide clapeta de reinere 5, presiunea aerului comprimat fiind mai mare dect presiunea coloanei de lichid ce intr n vas i apsnd pe suprafaa lichidului l oblig s se ridice prin conducta de evacuare 9-Ond tot lichidul a fost evacuat, presiunea scade brusc, ventilul 4 se nchide i clapeta de reinere 5 se deschide, lichidul intrnd din nou n vas.Montejustul este prevzut cu manometrul 7, indicatorulde nivel 8 i supapa de siguran.Montejusurile snt dispozitive simple, uor de manipulat.Dezavantajele montejusurilor snt: funcionarea intermitent, acionarea manual a ven-tilului cu aer comprimat i randamentul sczut.Montejusurile snt treptat nlocuite cu pompe centrifuge executate din materiale anticoro-sive.

Fig.28 Pompa mamutPompa mamut (fig. 28) ridic lichidele curate sau suspensii, cu ajutorul aerului comprimat. Lichidul se amestec cu aerul comprimat care intr prin conducta 2. amestecul lichid-aer are densitatea mai mic dect lichidul i se ridic prin conducta 1. Randamentul slab i necesitatea afundrii adnci a evii de pompare snt neajunsurile principale ale pompei mamut.

Pompele cu jet de fluid (injectoare sau ejectoare) snt aparate la care aspiraia i refularea fluidului se realizeaz prin transformarea energiei cinetice a unui curent motor de ap sub presiune, abur sau aer comprimat, n energie potenial.- Injectoarele snt aparatele care se utilizeaz pentru ridicarea i transportul lichidelor sau pentru pomparea lor ntr-un spaiu sub presiune.- Ejectoarele snt aparate de construcie asemntoare injectoarelor folosite pentru aspiraia lichidelor din vase i evacuarea lor.Ejectorul (fig. 29) construit din polivinil dur este folosit pentru fluide corosive. Fluidul motor intr prin duza 1 n care energia de presiune se transform n energie cinetic i apoi strbate cu vitez mare ajutajul de amestec 2, antrennd i lichidul aspirat prin conducta 3. Fluidul motor i lichidul aspirat se amestec i n gtul ajutajului 4 atinge viteza maxim. Amestecul trece apoi n difuzorul 5 unde energia cinetic se transform n energie potenial, deci transportul propriu zis se face datorit suprapresiunii creat n difuzor.

Intrare fluid motor Ejectoarele snt ieftine, nu necesit supraveghere, au o funcionare sigur. Se utilizeaz pentru evacuarea fluidelor corosive, murdare etc. Se execut din materiale rezistente la coroziune fa de fluidele ce le strbat. Dezavantajele snt randamentul sczut de 15 la 3O% i amestecarea fluidului motor cu lichidul de pompat.Fig. 29. Ejector.2) Pompe cu miscari alternativePompele cu micri alternative realizeaz ridicarea presiunii lichidului i transportarea lui cu ajutorul unui organ care efectueaz o micare rectilinie alternativ. Acest organ este de obicei un piston i mai rar o membran, o clapet etc,care realizeaz dislocuirea lichidului, deplasnd o anumit cantitate la fiecare micare. Pompe cu piston disc. Fig. 30. Pomp cu piston cu un singur cilindru i cu simplu efect.a)Pompa cu un singur cilindru i cu simplu efect (fig. 30) este cel mai simplu tip de pomp cu piston. n cilindrul 1 care constituie corpul de pomp, se afl pistonul 2, care primete o micare rectilinie alternativ prin intermediul tijei 3, capului de cruce 4, bielei 5 imanivelei 6. Prin deplasarea pistonului din poziia I n poziia II, n cilindrul 1 volumul crete, iar presiunea scade i supapa de aspiraie 9 se deschide, aspirnd astfel prin conducta 7 lichidul din bazinul 11. Prin deplasarea pistonului din poziia II n poziia I, presiunea din cilindru crete,supapa de aspiraie 9 se nchide, supapa de refulare 10 se deschide, iar lichidul din cilindrul pompei este refulat prin conducta 8.Pistonul se deplaseaz ntre poziia / n care manivela se afl n punctul mort interior PMI i poziia II n care manivela se gsete n punctul mort exterior PME.Ciclul de funcionare al acestei pompe se compune din:-faza de aspiraie, cnd pistonul se deplaseaz de la poziia I la poziia II, respectiv manetonul de la PMI la PME, iar lichidul intr n cilindru; -faza de refulare, cnd pistonul se deplaseaz de la poziia II la poziia I, respectiv manetonul de la PME la PMI, iar lichidul este refulat din cilindru.Pompele cu simplu efect au o construcie simpl, ns prezint dezavantajul c au un debit intermitent, refularea avnd loc numai la micarea pistonului ntr-un singur sens al cursei.b)Pompa cu un singur cilindru cu dublu efect (fig. 31) refuleaz lichidul n timpul ambelor curse ale pistonului. Cele dou fee ale pistonului 5 snt amndou active, cnd pe una se aspir pe cealalt se refuleaz.Pompa are dou supape de aspiraie 1 i 2 i dou supape de refulare 3 i 4, cte o pereche pentru fiecare fa activ a pistonului i cte o camer de pompare 6 i 7. Lichidul intr prin conducta de aspiraie 8 i iese prin conducta de refulare 9. Supapele snt prevzute cu capace de vizitare 10.Fa de pompa cu simplu efect, pompa cu dublu efect prezint urmtoarele avantaje:- debit aproape dublu la aceeai curs, turaie i diametru de piston;-debitul nu mai este intermitent, deoarece pompa debiteaz la fiecare curs a pistonului.

Aceste pompe au ns o construcie mai complicat dect cele cu simplu efect.

c)Pompe cu piston plonjor (fig. 32). Pompele cu piston-disc prezint inconvenientul c etanarea dintre piston i cilindru este interioar i nlturarea neetanrilor se poate face numai demontnd pompa.Pistonul plonjor nu mai freac de cilindru ci etanarea sa se face printr-o cutie de etansare montat pe capacul camerei de pompare, putnd fi uor de strns i ajustat. Supapele se pot monta oriunde pe peretele camerei de pompare.Pompele cu piston plonjor se utilizeaz pentru pomparea lichidelor vscoase sau a celor care conin materii n suspensii. Fig. 32. Pomp cu piston plonjor Fig. 33. Pompa diferenial cu simplu efect. piston plonjor.

d)Pompele difereniale (fig. 33) fac trecerea de la pompele cu simplu efect la cele cu dublu efect. Aspiraia se face pe o singur fa a pistonului 1, iar refularea pe ambele fete.Pistonul 1 este format din dou poriuni de diametre diferite, iar pompa este prevzut cu o camer suplimentar 2, legat la conducta de refulare 3.Prin deplasarea pistonului 1 spre dreapta, n cilindrul 4 se creaz o depresiune care face s se deschid supapa de aspiraie 5 i lichidul din conducta de aspiraie 6 s ptrund n cilindru, n timp ce supapa 7 este nchis. n camera suplimentar 2, lichidul venit acolo din cursa precedent este mpins prin deplasarea pistonului spre conducta de refulare 3.Cnd pistonul se deplaseaz de la dreapta la stnga, supapa 5 se nchide, supapa 7 se deschide i lichidul este refulat o parte prin conducta de refulare 3, iar cealalt parte n camera suplimentar 2 al crui volum este mai mic dect volumul cilindrului 4. Pompa diferenial are acelai debit ca o pomp cu simplu efect de aceleai dimensiuni, ns are avantajul unui debit mai uniform, datorit refulrii lichidului n ambele curse ale pistonului. Din punct de vedere constructiv, pompa diferenial este mai simpl dect pompa cu dublu efect avnd numai dou supape n loc de patru, pis-ton-plonjor n loc de piston-disc i nu necesit condiii speciale de etan-are.e)Pompa cu piston lichid (fig. 34) servete pentru pomparea lichidelor corosive. Pistonul lucreaz vertical i n cilindru sub el se introduce un lichid de protecie, neutru i nemiscibil cu fluidul corosiv pompat. Ca lichid de protecie se poate folosi uleiul de parafin care asigur i ungerea ntre piston i cilindru.Fig. 34. Pomp antiacid cu pern de ulei:1 -conduct de aspiraie;2 -supap de aspiraie;3 -supap de refulare;4-tuul conductei de refulare;5-colector de gaze; 6-orificiu pentru turnarea uleiului;7-robinet pentru scoaterea gazelor gazelor f)Pompa cu membran (fig. 35) se folosete pentru lichide impure, corosive, la care produsul nu vine n contact cu pistonul ci cu o membran elastic, rezistent la aciunea lichidului de pompat. ntre membran i piston se introduce un lichid cu proprieti lu-brifiante (ulei, glicerina). Pompele descrise mai sus se construiesc cu unul, dou sau cu trei pistoane jnontate n paralel.Pompele cu dou pistoane duplex i cele cu trei pistoane tri-plex n msur mai mare, prezint avantajul unui debit mult mai uniform dect pompele cu un singur piston.Fig. 35. Pomp cu piston cu membran: 1_cilindru; 2_piston; 3_ lichid de protecie; 4_ membran elastic; 5,6_ supape.

3. Pompe centrifuge

Pompele centrifuge funcioneaz pe baza efectului forei centrifuge asupra lichidului de pompat. Ele se caracterizeaz printr-un debit continuu, motiv pentru care snt preferate n toate cazurile n care condiiile de lucru nu impun folosirea unui alt tip de pomp.Construcia pompelor centrifuge poate fi cu un singur rotor (etaj) sau cu mai multe rotoare. Fig. 36. Pomp centrifugal monoetajat

Pompa centrifug monoetajat (fig. 36) se compune dintr-un stator 1, n care se rotete un rotor 2, fixat pe axul 3, sprijinit la rndul su pe lagrele 4. Lichidul intr prin racordul 5 i iese prin conducta de refulare 6.La pornire pompa trebuie s fie plin cu lichid, care este mpins ctre periferia rotorului cu palete sub aciunea forei centrifuge produs prin rotirea rotorului. Moleculele lichidului la ieirea din rotor snt mpinse n stator i presate spre ieire.n timp ce la periferie presiunea crete, la centru se produce o depresiune care aspir lichidul n pomp.Statorul are forma unei spirale, care permite circulaia lichidului; fr schimbri brute de direcie i fr vrtejuri.Pompele centrifuge transform energia mecanic transmis de motor axului rotorului, n energie cinetic care produce fora centrifug, iar o parte din energia cinetic se transform n energie de presiune care permite ridicarea coloanei de lichid pn la o nlime Ho.Pompele centrifuge snt antrenate cu motoare electrice cuplate direct la axul pompei i mai rar cu motoare termice sau turbine cu abur. Turaia rotorului este de 750 ... 5 000 rot/min.

Pompe cu un singur etaj. Pompele centrifuge monoetajate tip Lotru CernaCri (fig. 37) se folosesc pentru pomparea de lichide curate sau puin murdare, cu temperatura lichidului sub 105C i viscozitatea sub 5C. Debitul lor este cuprins ntre 3 i 450 m3/h, iar nlimea de pompare ntre 4 i 50 m. tuul de aspiraie este pe acelai ax cu rotorul, iar cel de refulare ndreptat n sus. Carcasa, rotorul i lagrul se execut din font cenuie, iar arborele din oel. etanarea se face cu garnituri din azbest grafitat.

Fig. 37. Pomp tip LotruCemaCri:1 carcas; 2 tu de aspiraie; 3 garnitura: 4 rotor; S portia; 6 buc;7 inel labirint.

Aceste pompe se folosesc pentru alimentarea cu ap a instalaiilor industriale, pentru recircularea apei de rcire etc.Pompele cu rotoare bilaterale tip iret au aspiraia lichidului pe ambele pri, permit realizarea unor debite mari de 1 000 pn la 6 200 m3/h i o nlime de pompare de 12 pn la 28 m. Arborele rotorului este echilibrat axial, datorit aspiraiei pe ambele pri. Pompele cu mai multe etaje se construiesc pentru presiuni medii i mari.Pompa tip Olt (fig. 38) are arborele 1 executat din oel aliat i sprijinit pe lagrele 2. Pe arbore snt montate bucele 3, 4> 5, 6 i 7 i rotoarele 11. Carcasa este format din elementele 8, 9 i 10 prinse n uruburi. n carcas snt fixate distribuitoarele 12, iar pentru echilibrare este fixat discul 13. Fig. 38. Pomp tip Olt.

Distribuitorul sau dispozitivul de dirijare este un disc cu paletele orientate n sens contrar celor de pe rotor i care se fixeaz n carcasa pompei. El are rolul de a prelua lichidul care iese dintre paletele rotorului i a-1 dirija spre carcas, micornd pierderile de energie prin vrtejuri i ciocniri ntre lichid i pereii carcasei.Aceste pompe au cutiile de etanare (presetupele) rcite cu ap. Ele se folosesc pentru pomparea apei cu temperatura sub 130C. Se construiesc pompe avnd debitul de 45 respectiv 72 m3/h i o nlime de pompare de 50 respectiv 47 m pentru un etaj. Prin montarea de dou pn la 10 etaje, nlimea de pompare crete de dou pn la 10 etaje, nlimea de pompare crete de dou pn la 10 ori.

Pompele speciale se deosebesc de cele obinuite prin unele detalii onstructive impuse de natura fluidului i de regimul de funcionare.

Pompe fr cutie de etanare (fig. 39) s-a construit pentru a eli-lina garniturile pompelor clasice care au rolul de a mpiedica intrarea i n pomp i prin aceasta la dezamorsarea ei n timpul funcionrii,