Материал: Расчет установки для абсорбции диоксида углерода водой

- насадка; 2 - опорная решетка; 3 - распределитель жидкости;

- перераспределитель жидкости;

В насадочной колонне жидкость течет по элементу насадки главным образом в виде тонкой пленки, поэтому поверхностью контакта фаз является в основном смоченная поверхность насадки, и насадочные аппараты можно рассматривать как разновидность пленочных. Однако в последних пленочное течение жидкости происходит по всей высоте аппарата, а в насадочных абсорберах - только по высоте элемента насадки. При перетекании жидкости с одного элемента насадки на другой пленка жидкости разрушается и на нижележащем элементе образуется новая пленка. При этом часть жидкости проходит через расположенные ниже слои насадки в виде струек, капель и брызг. Часть поверхности насадки бывает смочена неподвижной (застойной) жидкостью.

Основными характеристиками насадки являются ее удельная поверхность и свободный объем.

Выбор насадок.

Для того чтобы насадка работала эффективно, она должна удовлетворять следующим основным требованиям:

) обладать большой поверхностью в единице объема;

) хорошо смачиваться орошающей жидкостью;

) оказывать малое гидравлическое сопротивление газовому потоку;

) равномерно распределять орошающую жидкость;

) быть стойкой к химическому воздействию жидкости и газа, движущихся в колонне;

) иметь малый удельный вес;

) обладать высокой механической прочностью;

) иметь невысокую стоимость.

Насадок, полностью удовлетворяющих всем указанным требованиям, не существует, так как, например, увеличение удельной поверхности насадки влечет за собой увеличение гидравлического сопротивления аппарата и снижение предельных нагрузок. В промышленности применяют разнообразные по форме и размерам насадки (рис. 1.13), которые в той или иной мере удовлетворяют требованиям, являющимся основными при проведении конкретного процесса абсорбции.

Рис. 1.13. Типы насадок

а-кольца Рашига, беспорядочно уложенные (навалом); б-кольца с перегородками, правильно уложенные; в-насадка Гудлое; г-кольца Паля; д-насадка «Спрейпак»; е-седла Берля; ж-хордовая насадка; з-седла «Инталлокс».

Насадки изготавливают из разнообразных материалов (керамика, фарфор, сталь, пластмассы и др.), выбор которых диктуется величиной удельной поверхности насадки, смачиваемостью и коррозионной стойкостью.

В качестве насадки используют также засыпаемые навалом в колонну куски кокса или кварца размерами 25-100 мм. Однако вследствие ряда недостатков (малая удельная поверхность, высокое гидравлическое сопротивление и т.д.) кусковую насадку сейчас применяют редко. Широко распространена насадка в виде тонкостенных керамических колец высотой, равной диаметру (кольца Рашига), который изменяется в пределах 15-150 мм. Кольца малых размеров засыпают в абсорбер навалом (рис. 1.13а). Большие кольца (размерами не менее 50 Х 50 мм) укладывают правильным и рядами, сдвинутыми друг относительно друга (рис. 1.13б). Этот способ заполнения аппарата насадкой называют загрузкой в укладку, а загруженную таким способом насадку - регулярной. Регулярная насадка имеет ряд преимуществ перед нерегулярной, засыпанной в абсорбер навалом: обладает меньшим гидравлическим сопротивлением, допускает большие скорости газа.

Основными достоинствами насадочных колонн являются простота устройства и низкое гидравлическое сопротивление. Недостатки: трудность отвода тепла и плохая смачиваемость насадки при низких плотностях орошения. Отвод тепла из этих аппаратов и улучшение смачиваемости достигаются путем рециркуляции абсорбента, что усложняет и удорожает абсорбционную установку. Для проведения одного и того же процесса требуются насадочные колонны обычно большего объема, чем барботажные.

1.4 Патентный обзор

.05.2005 был опубликован патент №2252063 о способах очистки газовых смесей от диоксида углерода (варианты) и устройстве для очистки газовых смесей от диоксида углерода, патентообладателем которого является ЗАО НПК «Интергаз» (г. Тула). А также 10.10.2005 был опубликован патент №2261829 о способе очистки от углеводородов парогазовой среды, образующейся при хранении нефтепродукта или при наполнении им емкости, и установке для его осуществления, изобретенный Цегельским В.Г. (г. Москва). Формулы изобретений представлены в приложении 1.

2.      Обоснование и описание технологической схемы

По условию задания на курсовое проектирование необходимо рассчитать и спроектировать установку для абсорбции СO₂, концентрацией 2% СO₂ и 98% воздуха, водой.

Газовая смесь с температурой 20⁰С не содержит твердых включений и подается на абсорбцию компрессором K. Затем газовая смесь поступает на абсорбцию в насадочный абсорбер А с насадкой - керамические кольца Рашига 50´50´5. При выборе размеров насадки следует учитывать, что чем больше размеры ее элемента, тем выше допустимая скорость газа (и соответственно - производительность аппарата) и ниже его гидравлическое сопротивление. Общая стоимость абсорбера с насадкой из элементов больших размеров будет ниже за счет уменьшения диаметра аппарата. При выборе насадки необходимо учитывать допустимую потерю давления в насадке. При работе под повышенным давлением потеря его существенного значения не имеет и в данном случае предпочтительнее беспорядочно загруженные насадки, в частности, кольца внавал.

После абсорбции воздух достигает заданной степени очистки и может быть выброшен в атмосферу.

В качестве поглотителя используется вода с начальной температурой 42°С. Охлаждение поглотителя до температуры абсорбции происходит в шести параллельно поставленных пластинчатых теплообменниках Т. В качестве второго теплоносителя используется захоложенная вода с начальной температурой 10°С. Поглотитель (абсорбционная вода) подается в абсорбционную колонну при помощи трех центробежных многоступенчатых секционных насосов Н1, Н2 и Н3.

При этом горячий поглотитель охлаждается в теплообменнике-рекуператоре, являясь при этом горячим теплоносителем, что экономит энергоресурсы.

3. Расчет абсорбера

.1 Определение условий равновесия процесса

Определяем равновесные концентрации диоксида углерода в воде. Если поглощается труднорастворимый газ, то расчет равновесных концентраций ведут по закону Генри /1/:

, (3.1)

где    Õ - давление в абсорбере, Па;

E - константа растворимости, Па;

x^* - равновесная концентрация СО₂ в воде, ;

у - концентрация СО₂ в воздухе, .

E = 1,08×10⁶ мм рт. ст. = 1,44×10⁸ Па при температуре абсорбции 20 °С /4/.

,       (3.2)

Величины равновесных концентраций в жидкости достаточно рассчитать для диапазона значений концентраций в газовой фазе от нуля до величины, которая в 1,2-1,5 раз превышает начальную концентрацию абсорбтива.

Для упрощения расчетов материального баланса необходимо сделать пересчет абсолютных концентраций в относительные. Связь между относительной концентрацией и абсолютной выражается следующей формулой /1, стр. 385/:

, (3.3)

, (3.4)

где    у - абсолютная концентрация СО₂ в газовой фазе, ;

Y - относительная концентрация СО₂ в газовой фазе, ;

x - абсолютная концентрация СО₂ в жидкой фазе, ;

X - относительная концентрация СО₂ в жидкой фазе, ;

Таблица 3.1. Расчет равновесной линии

По определенным значениям концентраций строится линия равновесия (приложение 2).

3.2 Расчет материального баланса

Определение молярного расхода компонентов газовой смеси.

Пересчитаем объемный расход при нормальных условиях (T₀=273K, P₀=101325 Па) в объемный расход при условиях абсорбции (Т=293К, Р=2,4×10⁶ Па).

, (3.5)

где V_см0 - расход при нормальных условиях, .

.

Для удобства дальнейших расчетов переведем объемный расход газовой смеси в молярный.

, (3.6)

где V_см0 - объемный расход газовой смеси, ;

G_см - молярный расход газовой смеси, .

Молярный расход инертного газа определяется по уравнению /4/:

, (3.7)

где у_н - исходная концентрация СО₂ в газовой смеси, ;

G - молярный расход инертного газа, .

Из условия задания у_н=0,02

.

Концентрацию СО₂ на выходе из абсорбера y_к, :

,    (3.8)

где j - степень извлечения, j=0,95 (из задания).

.

Величины y_к, y_н пересчитаем в относительные по формуле (3.3) Y_к=0,001001, Y_н=0,020408 .

Для определения молярного расхода СО₂ M, который поглощается, служит следующее уравнение /4/:

. (3.9)

.

Определение расхода поглотителя СО₂ из газовой смеси.

Для определения минимального молярного расхода чистого поглотителя L_мин служит следующее уравнение:

, (3.10)

где X*_к - равновесная относительная концентрация СО₂ в воде на выходе из аппарата, ; Х_н - исходная относительная концентрация СО₂ в воде, .

Равновесную относительную концентрацию СО₂ в воде на выходе из аппарата определим по линии равновесия (приложение 2). Для противоточных абсорберов X*_к=f(Y_н). По графику максимально возможная концентрация СО₂ в воде при условиях абсорбции составляет X*_к=3,34×10^-4 .

Т.к. в реальном процессе абсорбции используется не минимальный расход поглотителя, а несколько больший (для ускорения процесса), то необходимо пересчитать минимальный расход поглотителя на рабочий расход L с учетом коэффициента избытка поглотителя /4, стр. 375/

,  (3.11)

где a - коэффициент избытка поглотителя, принимаем равным 1,5. С увеличением расхода поглотителя (т.е. с увеличением коэффициента избытка поглотителя) снижаются допустимые скорости газа в аппарате, по которым находят его диаметр. Поэтому следует выбирать такое соотношение между размерами абсорбционного аппарата и расходом поглотителя, при котором размеры аппарата будут оптимальными /1, стр. 438/.

Определение рабочей концентрации СО₂ в поглотителе на выходе из абсорбера.

Для определения рабочей концентрации служит уравнение:

 (3.12)

Построение рабочей линии абсорбции СО₂ и определение числа единиц переноса.

По полученным значениям концентраций строится график (приложение 2) и определяется число единиц переноса, необходимых для осуществления процесса абсорбции.

По графику методом вписывания ступенек определяется число единиц переноса. Оно равно 5,6.

3.3 Определение рабочей скорости газа и диаметра аппарата

Для расчета диаметра абсорбера служит следующее уравнение:

, (3.13)

где    V_см - объемный расход газовой смеси при условиях абсорбции,

w_раб - рабочая скорость газовой смеси по аппарату,

Предельную скорость газа, соответствующую режиму эмульгирования (считая на полное сечение колонны), можно определить по уравнению /4, стр. 380/:

, (3.14)

где m_x - вязкость поглотителя при температуре в абсорбере, мПа×с;

r_x, r_у - плотности соответственно жидкой и газообразной фаз, ;

s - удельная поверхность, ;

e - свободный объем, ;

L, G - расходы фаз,

При выборе размеров насадки следует учитывать, что чем больше размеры ее элемента, тем выше допустимая скорость газа (и соответственно - производительность аппарата) и ниже его гидравлическое сопротивление. Общая стоимость абсорбера с насадкой из элементов больших размеров будет ниже за счет уменьшения диаметра аппарата. При выборе насадки необходимо учитывать допустимую потерю давления в насадке. При работе под повышенным давлением потеря его существенного значения не имеет и в данном случае предпочтительнее беспорядочно загруженные насадки, в частности, кольца внавал. Поэтому выбираем керамические кольца Рашига 50´50´5 /3, стр. 448/, для которых у = 87,5 , е = 0,785.

Для определения плотности газа при температуре, отличной от нормальной, служит следующее уравнение:

, (3.15)

где r₀ - плотность газа при 273К, для воздуха равна 1,293 /4/; Т - температура процесса, °C.

Плотность углекислого газа при нормальных условиях равна 1,98  /4/, а при условиях абсорбции

Плотность газовоздушной смеси считаем по средней концентрации CO₂ в аппарате

        (3.16)

Аналогично рассчитаем молекулярную массу газовой смеси

Плотность жидкой смеси при температуре 293 К (содержанием диоксида углерода в воде пренебрегаем) равна r_x= 998  /4/.

m_x=1×10^-3 Па×с при температуре 20°C /4/.

Переведем молярный расход газовой и жидкой смеси в массовый

,        (3.17)

где G - массовый расход, G_мол - молярный расход газовой смеси, М - молярная масса газовой смеси.

Для газовой смеси

Для жидкой смеси

Из формулы (3.14) определяем предельную скорость

_пр= 0,04147

Выбор рабочей скорости газа обусловлен многими факторами. В общем случае ее находят путем технико-экономического расчета для каждого конкретного процесса. Примем рабочую скорость процесса равной 0,9 от предельной.

По рассчитанной рабочей скорости газа определяется диаметр абсорбера по формуле (3.14).

Рассчитанный диаметр колонного аппарата приводится к стандартизованным размерам. Ближайший стандартный диаметр колонного цельносваренного аппарата с насыпной насадкой составляет 2,8 м /3/.

Т.к. выбранный диаметр колонного аппарата отличается от рассчитанного, то необходимо рассчитать рабочую скорость газовой смеси по аппарату:

         (3.18)

Для насадочных аппаратов плотность орошения должна быть

U£0,06.          (3.18)

Плотность орошения

, (3.19)

где V_x-объемный расход жидкости через аппарат, .

Переведем массовый расход жидкости в объемный

,   (3.20)

.

.

Условие (3.18) выполняется.

3.4Определение высоты абсорбера

Высоту насадки H, м, в аппарате обычно определяют через высоту единицы переноса и количество единиц переноса /3, стр. 98/:

,          (3.21)

где h_0y - высота единицы переноса по газовой фазе, м; n_oy - количество единиц переноса

Высоту единицы переноса можно определить через коэффициент массопередачи по газовой фазе K_y,  /4, стр. 385/:

,     (3.22)

где S - поперечное сечение абсорбера, м²; s - относительная поверхность насадки, ; y - коэффициент смачиваемости насадки, G - молярный расход инертного газа.

,          (3.23)

где b_y и b_x - коэффициент массоотдачи по газовой и жидкой фазах соответственно, ; m - коэффициент распределения вещества по фазам /1, стр. 440/.

Для колонн с неупорядоченной насадкой коэффициент массоотдачи b_y можно рассчитать из уравнения /3, стр. 199/

, (3.24)

где диффузионный критерий Нуссельта для газовой фазы /3, стр. 199/

, (3.25)

где D_y - средний коэффициент диффузии углекислого газа в газовой фазе, ; Re - критерий Рейнольдса; Pr - критерий Прандтля; d_э - эквивалентный диаметр насадки, м.

Критерий Рейнольдса для газовой фазы в насадке /3, стр. 199/

.     (3.26)

Динамический коэффициент вязкости СО₂  

Диффузионный критерий Прандтля для газовой фазы, при этом коэффициент диффузии углекислого газа в воздухе при температуре абсорбции 20 °С, и давлении 2,4×10⁶ Па равен

  /4/

    (3.27)

Подставляем полученные критерии Рейнольдса и Прандтля в уравнение (3.24)

Находим коэффициент массоотдачи b_y из уравнения (3.26)

.

Выразим коэффициент массоотдачи b_y в выбранной для расчета размерности

. (3.28)

Коэффициент массоотдачи b_x в жидкой фазе находят из обобщенного уравнения /3, стр. 200/

,          (3.29)

где диффузионный критерий Нуссельта для жидкой фазы /3, стр. 200/

, (3.30)

где d_пр - приведенная толщина стекающей пленки жидкости, м.

Приведенная толщина стекающей пленки жидкости может быть найдена из уравнения

           (3.31)

Модифицированный критерий Рейнольдса для стекающей по насадке пленки жидкости

,      (3.32)

Диффузионный критерий Прандтля для жидкости, при этом коэффициент диффузии двуокиси углерода в воде при температуре абсорбции 20 °С, и давлении 2,4×10⁶ Па равен D_x=1, 8×10^-9 /4/

    (3.33)

Подставляем полученные критерии Рейнольдса и Прандтля в уравнение (3.29)

Находим коэффициент массоотдачи b_x из уравнения (3.30)

Выразим коэффициент массоотдачи b_x в выбранной для расчета размерности по формуле (3.28)

Значение m можно найти графически, оно равно среднему значению тангенса угла наклона линии равновесия на X-Y - диаграмме (приложение 2). Коэффициент распределения вещества по фазам m = 0,020408/0,000334 = 61,10.

Коэффициент массопередачи по газовой фазе K_y вычислим по формуле (3.23)

Поперечное сечение абсорбера рассчитаем по формуле

.   (3.34)

Коэффициент смачиваемости насадки y при орошении колонны водой можно определить из следующего эмпирического уравнения /6, стр. 369/

,    (3.35)

где A=1,02, b=0,16, p=0,4 для колец внавал.

Высоту единицы переноса определяем согласно уравнению (3.23)

Высоту насадки H, м, в аппарате определяем по уравнению (3.21), количество единиц переноса было определено ранее в пункте 3.2.4, оно равно 5,6.

Принимаем высоту насадки равной 6 м.

Общую высоту абсорбционной колонны определяют с учетом требований /5/, добавляя к высоте насадочной части (6 м) высоту кубовой (2,8 м) и сепарационной (1,6 м) частей, разрывов для установки перераспределительных тарелок (1,58 м и 0,5 м), высоту опоры (2 м), высота днища и крышки аппарата (0,6 м).

3.5 Определение гидравлического сопротивления абсорбера

Гидравлическое сопротивление сухого насадочного абсорбера DP_сух, Па, рассчитывают /1, стр. 461/:

,   (3.36)

где l - эффективный коэффициент трения; d_эн - эквивалентный диаметр насадки, м; e - относительный свободный объем насадки, .

Число Рейнольдса для движения газа в насадке:

, (3.37)

где s_н - относительная поверхность насадки, ; m_y - динамическая вязкость газовой смеси при рабочих условиях, Па×с.

Для насадки, которая загружена навалом, эффективный коэффициент трения при Re > 40 /1, стр. 461/

,           (3.38)

.

Гидравлическое сопротивление сухого насадочного абсорбера DP_сух, Па, рассчитываем по уравнению (3.37)

.

Гидравлическое сопротивление насадочного абсорбера со смоченной насадкой DP_см, Па, можно рассчитать по формуле:

, (3.39)

где L_м и G_м - массовые расходы жидкости и газа через абсорбер соответственно, .

3.6 Расчет диаметров штуцеров и труб

Для расчетов диаметров штуцеров и труб служит следующее уравнение /3, стр. 16/:

, (3.40)

где w_р - рекомендуемая среднерасходная скорость перемещения среды в штуцере, м/с.

Определяем диаметр основных технических штуцеров для подвода и отвода жидкой смеси.

Примем штуцер с D_y=500 мм с толщиной стенки 9 мм /5/.

Определяем диаметр основных технических штуцеров для подвода и отвода газовой смеси.

Примем штуцер с D_у=150 мм толщиной стенки 7 мм /5/.

4. Подробный расчет теплообменника для охлаждения поглотителя

.1 Тепловой баланс

Из проведенных расчетов для выбора теплообменника были получены следующие результаты:

По причине этого наиболее оптимальный вариант-поставить параллельно 5 пластинчатых теплообменников.

Тепловая нагрузка:

, (4.1)

где    G₁-расход поглотителя, ; с₁-средняя теплоемкость, ; t_н1-начальная температура теплоносителя, °C; t_к1-конечная температура теплоносителя, °С.

Средняя температура поглотителя в теплообменнике:

.         (4.2)

Теплоемкость поглотителя (воды) при средней температуре с=4180 .

Тепловая нагрузка, согласно уравнению (4.1) составляет:

В качестве второго теплоносителя используется захоложенная вода с начальной температурой 10 °C и конечной 20 °C.

По определенной по уравнению (4.1) тепловой нагрузке определяются неизвестные параметры второго теплоносителя /1/:

, (4.3)

где G_в-массовый расход охлаждающего теплоносителя, ; -начальная температура охлаждающего теплоносителя, °C; -конечная температура охлаждающего теплоносителя, °C; с₂-теплоемкость охлаждающего теплоносителя, при средней температуре 15 °C, рассчитанной по формуле (4.2), равная 4190 /4/.

4.2 Определение ориентировочной поверхности теплообмена

Для определения ориентировочной поверхности теплообмена служит уравнение/4/:

, (4.4)

где    К_ор-ориентировочное значение коэффициента теплопередачи; Dt_ср - средняя разность температур; Q-тепловая нагрузка, определенная по уравнению (4.1), Вт.

Расчет средней разности температур производится с учетом движения теплоносителей. Т.к. при теплообмене в данном конкретном случае наблюдается чистый противоток, то все дальнейшие расчеты производятся для этого вида движения теплоносителей.

Для определения разности температур на концах теплообменника служат следующие уравнения:

, (4.5)

, (4.6)

где -начальная температура поглотителя, °C; -конечная температура поглотителя, °C; -начальная температура охлаждающего теплоносителя, °C; -конечная температура охлаждающего теплоносителя, °C.

В виду того, что , то средняя разница температур определяется

,    (4.7)

.

Примем минимальное значение коэффициента теплопередачи 800 . При этом ориентировочное значение поверхности теплообмена составит (4.4)

.

4.3 Выбор теплообменника

В пластинчатых теплообменниках поверхность теплообмена образована набором тонких штампованных гофрированных пластин. Эти аппараты могут быть разборными, полуразборными и неразборными (сварными). В пластинах разборных теплообменников имеются угловые отверстия для прохода теплоносителей. Из табл. 2.3. /3/ выбираем теплообменник по ГОСТ 15518-83 и его конструктивные характеристики из табл. 2.14. /3/

Таблица 4.1

Среднюю температуру поглотителя рассчитываем как среднее арифметическое его начальной и конечной температур (4.2).

Средняя температура второго теплоносителя определяется как

  (4.8)

В дальнейших расчетах соответственно определенным температурам берут все физические свойства.

4.4 Определение коэффициента теплоотдачи для поглотителя

Принимаем температуру стенки со стороны горячего теплоносителя равной 26,16 °C.

Температурный напор со стороны поглотителя составляет /1/:

,      (4.9)

где -температурный напор со стороны поглотителя, °C; -температура стенки со стороны поглотителя, °C.

Перед выбором уравнения для расчета критерия Нуссельта необходимо определить режим течения теплоносителя. Для определения режима течения теплоносителя служит критерий Рейнольдса:

, (4.10)

где w-скорость движения теплоносителя в теплообменнике, м/с; d_э - эквивалентный диаметр, м; -плотность теплоносителя, ; m-динамический коэффициент вязкости,  Па×с.

Для определения скорости движения поглотителя в межтрубном пространстве служит следующее уравнение:

, (4.11)

где G-массовый расход поглотителя; r-плотность поглотителя в межтрубном пространстве теплообменника при температуре 31 °С; N/2-число каналов (компоновка пластин самая простая, т.е. по одному пакету (ходу) для обоих потоков); 995,6  /4/; S_пр-поперечное сечения канала, 0,00425 м² /3/.

После определения всех составляющих уравнения для расчета критерия Рейнольдса можно рассчитать (4.10):

При турбулентном движении теплоносителя (Re>50) для определения числа Нуссельта теплоносителя /3/:

(4.12)

Критерий Нуссельта равен

    (4.13)

Следовательно, коэффициент теплоотдачи для поглотителя

Относительная тепловая нагрузка определяется из выражения

, (4.14)

4.5 Определение коэффициента теплоотдачи для охлаждающей воды

Температура поверхности стенки со стороны второго теплоносителя (охлаждающей воды) определяется по уравнению /2/:

, (4.15)

где Sr_ст-суммарное термическое сопротивление стенки и ее загрязнений, ;

Расчет суммарного термического сопротивления стенки производится по формуле /2/:

 (4.16)

где    d_ст-толщина стенки, равная 0,001 м /3/; l_ст-коэффициент теплопроводности материала стенки (нержавеющей стали), 17,5 /4/; r₁ и r₂-термические сопротивления загрязнений стенок со стороны поглотителя и охлаждающей воды,  /4/.

После определения неизвестных величин по уравнению (4.16) рассчитывается температура стенки со стороны воды:

Температурный напор со стороны охлаждающей воды составляет

,      (4.17)

где -температурный напор со стороны охлаждающей воды, °C; -температура стенки со стороны охлаждающей воды, °C.

Для расчета коэффициента теплоотдачи для воды необходимо выбрать уравнение для расчета критерия Нуссельта. Перед выбором уравнения для расчета критерия Нуссельта необходимо определить режим течения теплоносителя в трубах.

Для определения скорости движения охлаждающей воды в трубах служит уравнение (4.11):

Критерий Рейнольдса:

Это значение соответствует турбулентному режиму движения воды. Число Нуссельта определяется по формуле (4.12)

Следовательно, коэффициент теплоотдачи по (4.14):

Относительная тепловая нагрузка со стороны охлаждающей воды по формуле (4.14):

Определение погрешности в расчете:

Т.к. погрешность составляет менее 5%, то принятая температура стенки может считаться удовлетворительной и соответствующей истине /4/.

Определение величины средней тепловой нагрузки производится по следующему уравнению:

. (4.18)

4.6 Определение коэффициента теплопередачи и истинной поверхности теплообмена

Определение истинного коэффициента теплопередачи производится по следующему уравнению /2/:

, (4.19)

где q-тепловая нагрузка, определенная по уравнению (4.18) и равная 9726,98 ; -средняя разность температур, определенная по уравнению (4.7) и равная 15,22 °С.

Определение истинной поверхности теплообмена, необходимой для осуществления процесса теплообмена /4/:

 (4.20)

Теплообменник (см. п. 4.3) выбран правильно. Тогда запас поверхности будет равен

4.7 Определение гидравлического сопротивления теплообменника

Гидравлическое сопротивление для каждого теплоносителя определяют по формуле /3/:

, (4.21)

где    L-приведенная длина каналов, м (см. табл. 4.1); d_э-эквивалентный диаметр каналов, м; х-число пакетов для данного теплоносителя; -скорость в штуцерах на входе и выходе; о=17/Re^0,25-для турбулентного режима. Для определения скорости в штуцерах в табл. 4.1 приведены диаметры условных проходов штуцеров. При скорости жидкости в штуцерах меньше 2,5 м/с их гидравлическое сопротивление можно не учитывать.

5. Подбор вспомогательного оборудования

Подбор вспомогательного оборудования включает подбор компрессора для подачи газовой смеси и насоса для подачи поглотителя.

5.1 Ориентировочный расчет насоса

Подобрать насос для перекачивания поглотителя при температуре 42 °С из емкости в аппарат, работающий под давлением 2,4 МПа. Процесс осуществляется в соответствии со следующей монтажной схемой (см. рис. 5.3).

Выбор трубопровода для всасывающей и нагнетательной линии.

Расход поглотителя 343,17, учитывая, что плотность воды при 42 °С равна 991,2 , то объемный расход поглотителя .

Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую скорость течения воды, равную 2 . Тогда диаметр по формуле (3.40)

Выбираем трубу из стали Ст3 по ГОСТ 380-94 с наружным диаметром 530 мм, толщиной стенки 9 мм (отклонения от наружнего диаметра ±4,5 мм). Внутренний диаметр трубы 500 мм. Фактическая скорость воды в трубе

Определение потерь на трение и местные сопротивления.

Число Рейнольдса m =0,655 м при 42 °С для воды

Режим течения турбулентный. Примем абсолютную шероховатость равной D=2×10^-4 м. Тогда

Далее получим:

.

Таким образом, в трубопроводе имеет место смешанное трение, и расчет коэффициента трения l следует проводить по формуле /3, стр. 14/

.        (5.1)

.

Определим сумму коэффициентов местных сопротивлений.

Для всасывающей линии:

1)    вход в трубу (принимаем с острыми краями): x₁=0,5;

2)      прямоточный вентиль для d=0,5 м:

Сумма местных сопротивлений

.        (5.2)

Потерянный напор во всасывающей линии находим по формуле /3/

. (5.3)

где l-длина трубопровода, м.

Определим сумму коэффициентов местных сопротивлений для нагнетающей линии:

1) Выход из трубы: x₁=1

) колено с углом 90° (18 шт.): для d=0,5 м /3/.

) теплообменник  или

Сумма местных сопротивлений по формуле (5.3)

Потерянный напор в нагнетательной линии по формуле (5.4)

Выбор насоса.

Находим потребный напор насоса по формуле /3, стр. 21/

      (5.4)

где p₁ - давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость; p₂ - давление в аппарате, в который перекачивается жидкость; H_Г - геометрическая высота подъема жидкости; h_п - суммарные потери напора во всасывающей и нагнетательной линиях.

.

Такой напор при заданной производительности  можно обеспечить путем параллельной установки трех центробежных многоступенчатых секционных насосов марки ЦНС500-320.

диоксид адсорбция рашиг тарельчатый

5.2 Выбор компрессора

Необходимо подобрать компрессор для перекачивания газовой смеси через абсорбер. Расход газовой смеси , температура поступающей смеси 20 °С. Исходная газовая смесь содержит 2% СO₂ и 98% воздуха. Газовая смесь вводиться в нижнюю часть абсорбера, где происходит процесс абсорбции под давлением 2,4 МПа. Следовательно, выбираем одноступенчатый поршневой компрессор марки 4M 10-200/2,2, мощностью 630 кВт, частотой вращения 500 мин^-1 /7/.