Proiect la operatii unitare cu transfer de masa Separarea unui component valoros dintr-un amestec gazos prin absorbtie-desorbtie Mariann-Kinga Arkosi sectia IB, anul IV. Cluj Napoca, 2010 1
Cuprins 1. Tema de proiectare 1.1.Prezentarea temei 4 1.2.Schema bloc si mod de operare 4 2. Procese tehnologice de fabricatie. Procesul tehnologic adoptat 2.1.Variante de realizare a tehnologiei 6 2.2.Justificarea variantei adoptate 7 2.3.Schema tehnologica a procesului. Descriere 7 3. Dimensionarea tehnologica a utilajelor 3.1.Premise generale de calcul 3.1.1. Date de echilibru in procesul de absorbtie pentru sistemul studiat 9 3.1.2. Bilantul real de materiale. Consumul real de absorbant 9 3.1.3. Bilantul termic la absorbtie 15 3.2.Dimensionarea coloanei de absorbtie 3.2.1. Descrierea principalelor tipuri de utilaje pentru absorbtie 19 3.2.2. Calculul diametrului coloanei de absorbtie 24 3.2.3. Calculul inaltimii umpluturii 3.2.3.1. Calculul inaltimii umpluturii din suprafata de transfer de masa 26 3.2.3.2. Calculul inaltimii umpluturii pe baza IUT × ××××NUT 35 3.2.3.3. Calculul inaltimii umpluturii pe baza np × ××××IETT 35 3.2.4. Calculul inaltimii coloanei de absorbtie (determinarea inaltimii umplutur ii) 36 3.2.5. Calculul dimensiunilor racordurilor absorberului 37 3.2.6. Calculul masei absorberului 38 3.2.7. Fisa tehnica a coloanei 39 3.3.Dimensionarea coloanei de desorbtie 3.3.1. Calculul nesesarului de abur pentru desorbtie 40
Cuprins 1. Tema de proiectare 1.1.Prezentarea temei 4 1.2.Schema bloc si mod de operare 4 2. Procese tehnologice de fabricatie. Procesul tehnologic adoptat 2.1.Variante de realizare a tehnologiei 6 2.2.Justificarea variantei adoptate 7 2.3.Schema tehnologica a procesului. Descriere 7 3. Dimensionarea tehnologica a utilajelor 3.1.Premise generale de calcul 3.1.1. Date de echilibru in procesul de absorbtie pentru sistemul studiat 9 3.1.2. Bilantul real de materiale. Consumul real de absorbant 9 3.1.3. Bilantul termic la absorbtie 15 3.2.Dimensionarea coloanei de absorbtie 3.2.1. Descrierea principalelor tipuri de utilaje pentru absorbtie 19 3.2.2. Calculul diametrului coloanei de absorbtie 24 3.2.3. Calculul inaltimii umpluturii 3.2.3.1. Calculul inaltimii umpluturii din suprafata de transfer de masa 26 3.2.3.2. Calculul inaltimii umpluturii pe baza IUT × ××××NUT 35 3.2.3.3. Calculul inaltimii umpluturii pe baza np × ××××IETT 35 3.2.4. Calculul inaltimii coloanei de absorbtie (determinarea inaltimii umplutur ii) 36 3.2.5. Calculul dimensiunilor racordurilor absorberului 37 3.2.6. Calculul masei absorberului 38 3.2.7. Fisa tehnica a coloanei 39 3.3.Dimensionarea coloanei de desorbtie 3.3.1. Calculul nesesarului de abur pentru desorbtie 40
3.3.2. Calculul dimensiunilor racordurilor desorberului 44 3.3.3. Fisa tehnica a desorberului 46 3.4.Dimensionarea recuperatorului de caldura 3.4.1. Descrierea principalelor tipuri de schimbatoare de caldura 47 3.4.2. Calculul suprafetei de transfer termic al recuperatorului 48 3.4.3. Calculul numarului de tevi, a lungimilor si a diametrului recuperatorului 55 3.4.4. Calculul racordurilor recuperatorului 58 3.4.5. Calculul masei recuperatorului 60 3.4.6. Fisa tehnica a aparatului 61 3.5.Dimensionarea condensatorului 3.5.1. Calculul suprafetei de transfer termic al condensatorului 62 3.5.2. Calculul numarului de tevi, al lungimilor si al diametrului condensatorul ui 68 3.5.3. Calculul racordurilor condensatorului 70 3.5.4. Calculul masei condensatorului 71 2
3.5.5. Fisa tehnica a aparatului 72 3.6.Calculul utilajelor de transport a fluidelor 3.6.1. Clasificarea si descrierea principalelor tipuri de utilaje folosite pentru trans portul fluidelor 73 3.6.2. Calculul puterii de actionare (puterii instalate) al motorului pompei pentru tra nsportul fazei lichide (a solutiei sulfuroase) 74 3.6.3. Calculul puterii de actionare (puterii instalate) al motorului suflantei ce alim enteaza faza gazoasa 78 3.6.4. Fisele tehnice ale utilajelor 81 4. Controlul si automatizarea procesului. Schema bloc de automatizare. Descriere 82 5. Probleme de coroziune 83 6. Amplasarea utilajelor 84 7. Tehnica securitatii si igiena muncii in instalatie 84 8. Partea desenata a proiectului (un utilaj dimensionat si schema instalatiei) 85 9. Bibliografia utilizata 85 3
1. Tema de proiectare 1.1.Prezentarea temei Sa se intocmeasca proiectul de inginerie tehnologica pentru separarea continua a bsorbtie-desorbtie a bioxidului de sulf (SO2) dintr-un amestec gazos uscat. Instalatia va prelucra 2550 Nm3/h amestec gazos cu un continut de 10.3 %V (proce nte volumetrice) de SO2. Instalatia este amplasata pe platforma unei fabrici de H2SO4 si prelucreaza gaze le rezultate la prajirea piritei. Separarea gazelor se face intr-un ansamblu de 2 coloane absorbtie-desorbtie comp usa din: coloana de absorbtie cu umplutura coloana de desorbtie cu umplutura recuperator de caldura condensator racitor rezervoare tampon (vase de asteptare) pentru absorbant si solutie sulfuroasa separator de picaturi suflante pentru gaze pompe centrifuge pentru absobant si solutie sulfuroasa aparatura de masura, control si reglare automata Amestecul gazos si absorbantul intra in absorber cu temperatura de 20 °C, absorbti a realizandu-se in apa proaspata lipsita de SO2. Randamentul de absorbtie a SO2-lui este 93.4 %V. Desorbtia se realizeaza prin stripare (injectie) directa cu abur saturat cu pres iunea de 1 atm si temperatura de 100 °C si se considera totala. Temperatura solutiei sulfuroase la intrare in de sorber este 60 °C. 1.2.Schema bloc si mod de operare Procesul tehnologic de separare este constituit din sase operatii distincte: absorbtie recuperare caldura desorbtie racire condensare separare
Schema bloc a unui proces tehnologic de separare a unui component valoros dintrun amestec gazos poate fi redata astfel: Amestecul gazos, constituit din aer si SO2 si absorbantul reprezentat de H2O sun t introdusi in coloana de absorbtie unde are loc absorbtia SO2-lui in H2O. Solutia sulfuroasa rezultata es te preincalzita in recuperatorul de caldura pe seama caldurii apei de la desorbtie. In coloana de desorbtie se injec teaza un curent de abur, vaporii de apa contribuind la antrenarea SO2-lui. Curentul gazos astfel obtinut este sup us condensarii, apoi unei separari gaz-lichid, operatii in urma carora rezulta un curent de SO2 si unul de apa cald a. Apa iesita din recuperator si separator sunt racite prin intermediul apei de turn, apoi recirculate in operati a de absorbtie (optional). 4
absorbant (proaspat sau de la recirculare) [ H2O ]L [ H2O ]L absorbtie recuperare caldura desorbtie separare condensare racire amestec gazos aer + SO2 abur [ H2O + SO2 ]L [ H2O + SO2 ]G [ H2O ]L + [SO2]G[ H2O + SO2 ]L [ H2O ]L [SO2 ]G spre statia de compresie apa de la turnul de racire apa spre turnul de racire (tur) (retur) 5
2. Procese tehnologice de fabricatie. Procesul tehnologic adoptat 2.1.Variante de realizare a tehnologiei Bioxidul de sulf [1, pg.344-355], gazos si lichid, are numeroase intrebuintari, este o materie prima de baza si folosit pe scara larga intr-o serie de ramuri ale industriei chimice. Bioxidul d e sulf concentrat se obtine fie din gaze sulfuroase de diferite proveniente folosindu-se, dupa caz, procedee de abso rbtie, adsorbtie si procedee de lichefiere , fie prin reducerea trioxidului de sulf cu sulf elementar sau pri n oxidarea piritei cu oxid feric intrun mediu practic lipsit de oxigen. Absorbtia este operatia de separare a unuia sau a mai multor componenti dintr-un amestec gazos prin dizolvare intr-un lichid cu proprietati selective. Principiul operatiei de absor btie consta in aducerea in contact a unui amestec gazos cu un lichid in care se dizolva, de preferinta, componentul s au componentii ce urmeaza a fi separati. Folosirea procedeelor de absorbtie este economica in special in cazul gazelor de concentratie medie, 414 %SO2 provenite in cea mai mare parte din arderea diferitelor minereuri cu sulf. In functie de absorbantul folosit, exista doua procedee principale de absorbtie: -cu regenerarea absorbantului apa, solutii de sulfit de amoniu, sulfat bazic de aluminiu, amine aromatice sau alifatice, acidul glioxilic, suspensii apoase de oxid de zinc si o xid de magneziu -fara regenerarea absorbantului solutii de sulfit de amoniu, suspensii de oxizi de zinc, magneziu, mangan, hidroxid de calciu si de sodiu, diveri polimeri cu caracter piridinic Procedee de absorbtie cu regenerarea absorbantului sunt cele mai folosite in pra ctica. 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 et c. Desi apa are o capacitate de absorbtie relativ redusa chiar si la temperaturi jo ase si concentratii mari ale bioxidului de sulf in gaze, absorbtia in apa este folosita la concentratii mai m ari de 3% SO2 sub acesta valori operatia devine nerentabila: creste considerabil volumul de absorbant necesar, e nergia necesara recircularii apei in turnurile de absorbtie, precum si energia termica folosita pentru desorbtia b ioxidului de sulf. Absorbtia in solutii amoniacale este unul dintre procese cele mai eficiente, uti lizata in cazul gazelor mai diluate provenite din intreprinderi metalurgice(1-4% So2 sau chiar mai diluat). Nu se folosesc solutii de amoniac prea concentrate pentru ca in acest caz presiunea ridicata a vaporilor de amonia c deasupra solutiei face ca in faza de desorbtie concomitent cu bioxidul de sulf sa se degaje o cantitate impor tanta de amoniac.
In urma absorbtiei in suspensii apoase de oxizi se formeaza sulfitii sorespunzat ori, care, datorita solubilitatii reduse, se separa in faza solida. Prin calcinarea acestora rezulta SO2 concentrat si oxid metalic care se reintroduce in circuit. Procedeele de absorbtie fara regenerarea absorbantului se folosesc in cazurile i n care absorbantul poate fi transformat intr-un produs usor comercializabil. Un procedeu prin care se obtin concomitent bioxid de sulf concentrat si un produ s valorificabil este cel al absorbtiei in solutii amoniacale, urmata de tratarea sulfitului (acid) de amo niu cu acid sulfuric, rezultand sulfat de amoniu si bioxid de sulf. 6
In scopul valorificarii bioxidului de sulf din gazele reziduale, se folosesc si procedee in care nu se regenereaza bioxidul de sulf, acesta fiind transformat el insasi intr-un produs valorificabil sulfiti sau sulfati de sodiu, mangan, magneziu, amoniu etc. 2.2. Justificarea variantei adoptate Se alege varianta de absorbtie in apa a bioxidului de sulf, urmata de desorbtia acestuia prin incalzirea solutiei sulfuroase, aceasta fiind cea mai la indemana metoda de separare si val orificare a bioxidului de sulf din gazele obtinute in urma prajirii piritei la fabricile de acid sulfuric: simplita tea instalatiei si accesibilitatea absorbantului se vor reflecta in economicitatea procesului si implicit in pretul de cost redus al produslui final. 2.3.Schema tehnologica a procesului. Descriere 1 pompa centrifuga 2 suflanta 3 absorber 4 rezervor solutie sulfuroasa 5 pompa centrifuga 6 recuperator 7 coloana de desorbtie 8 condensator 9 separator de picaturi 10 vas de stocare pentru apa de la desorbtie si apa de la condensare 11 pompa centrifuga 12 racitor Coloana de absorbtie 3 este alimentata cu absorbant H2O pe partea superioara a c oloanei, pe cand amestecul gazos se introduce pe partea inferioara, astfel incat absorbtia sa aib a loc in contracurent. Absorbantul este ridicat la varful coloanei cu ajutorul unei pompe centrifuge 1, iar la tran sportul amestecului gazos este folosita o suflanta 3. Gazul inert, neabsorbit (aerul) este evacuata la varful c oloanei, fiind componenta mai usoara. Solutia sulfuroasa rezultata in urma absorbtiei se evacueaza la partea inferioar a a coloanei, fiind stocata in rezervorul de solutie sulfuroasa 4. De aici este transportat cu ajutorul unei po mpe centrifuge 5 la varful coloanei de desorbtie 7, trecand mai intai printr-un recuperator 6. In recuperatorul de c aldura are loc preincalzirea solutiei sulfuroase, schimbul termic fiind realizat cu apa calda ce iese la part
ea inferioara a coloanei. In desorber componentul valoros, SO2 este antrenat de vaporii de apa care circula in contrac urent. In urma desorbtiei rezulta un amestec gazos de SO2 + vapori de apa. Pentru separarea celor doi comp onenti, amestecul este condensat in condensatorul 8 (rezultand SO2 si apa lichida), apoi trecut printrun separator de picaturi 9. SO2 gazos, purificat trece spre un compresor pentru a fi compresat, iar apa rezu ltata in urma separarii, la fel ca si apa cu care s-a realizat preincalzirea sunt colectate intr-un vas de stoca re 10. Aceasta apa este vehiculata cu o pompa centrifuga 11 intr-un schimbator de caldura 12 in care va fi racita folo sind ca agent de racire apa de turn. Apa rece atfel rezultata poate fi recirculata ca fi absorber sau poate fi scoasa din sistem. 7
abur [H2O]L [SO2]G la compresie [SO2]G+[H2O]L[SO2+H2O]G absorbant H2O amestec gazos aer solutie sulfuroasa [H2O]L [H2O]L solutie sulfroasa preincalzita 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 abur [H2O]L [SO2]G la compresie [SO2]G+[H2O]L[SO2+H2O]G absorbant H2O amestec gazos aer solutie sulfuroasa [H2O]L [H2O]L solutie sulfroasa preincalzita 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 apa de la turn apa spre turn 8
3. Dimensionarea tehnologica a utilajelor 3.1.Premise generale de calcul 3.1.1. Date de echilibru in procesul de absorbtie pentru sistemul studiat Datele de echilibru pentru sistemul SO2 + H2O la temperatura de 30 °C sunt urmatoa rele [2, pg 377]: Date de echilibru pentru sistemul SO2 + H2O concentratia solutiei g SO2 / 100 g H2O presiunea partiala a SO2 pSO2 [mmHg] X [kmol SO2 / kmol H2O] Y [kmol SO2 / kmol aer] 0.5 42 0.00140625 0.058495822 1 85 0.0028125 0.125925926 1.5 129 0.00421875 0.204437401 2 176 0.005625 0.301369863 2.5 224 0.00703125 0.417910448 3 273 0.0084375 0.560574949 3.5 324 0.00984375 0.743119266 4 376 0.01125 0.979166667 4.5 428 0.01265625 1.289156627 5 482 0.0140625 1.73381295 5.5 536 0.01546875 2.392857143 6 588 0.016875 3.418604651 6.5 698 0.01828125 11.25806452 7 752 0.0196875 94 Exemplu de calcul: 0.5
64
64
100 ; 100 0.00140625
18
18
; 42.058495821
!
3.1.2. Bilantul real de materiale. Consumul real de absorbant Operatia de absorbtie presupune existenta a doua faze: o faza gazoasa si o faza lichida. In cazul de fata faza gazoasa este reprezentata de amestecul SO2 + aer, in care SO2 reprezinta solutul (componentul care se dizolva), iar aerul inertul, faza lichida fiind reprezentat a de apa proaspata, lipsita de SO2. 9
Schitand o coloana de absorbtie cu umplutura si fluxurile de materiale care part icipa in proces, se poate scrie ecuatia de bilant de masa: " #$ % &' () & % * NSO2 fluxul molar de SO2 transferat din faza gazoasa in faza lichida + ,-./% 0 1 gratar umplutura L, Xi G, Yi L, Xf G, Yf ,-./% 234 G debitul molar de gaz inert +01 ,-./% 5 L debitul molar de absorbant +1 Yi si Yf concentratia SO2-lui in faza gazoasa sub forma de rapoarte la intrare ( i), respectiv la iesire (f) din ,-./% absorber +1 ,-./% 234 Xi si Xf -concentratia SO2-lui in faza lichida sub forma de rapoarte la intrare (i), respectiv la iesire (f) din ,-./% absorber +1 ,-./% 5 Efectuand absorbtia in apa proaspata, Xi = 0, deci ecuatia de bilant de masa dev ine: " #$ % &' ( & Pentru caracterizarea evolutiei procesului de absorbtie se defineste notiunea de grad de separare sau randament de absorbtie: . 678 ,: ; 678 ,. 678 ,. 10
.SO2 randament de absorbtie nSO2,i debitul molar de SO2 la intrare in coloana de absorbtie, =, # . # nSO2,f debitul molar de SO2 la iesire din coloana de absorbtie, =,&
.. ?:;?< . & %)1 . * Stiind ca: .SO2 = 93.4 %V ,-./% yi =10.3%V +,-./% 2-3@A3B C2D.@1 (continul de SO2 in amestecul gazos initial), se determina Yi si Yf. E:G.FGH % F;E. % F;G.FGH 0.115 : & 0.115 )1 0.934* 0.00758
In urmatorul pas se determina debitul molar de faza gazoasa (aer + SO2) si faza lichida (H2O + SO2), initial si final: =J ,% # )1K %. =J& # )1K &. =L,,% ( )1K %. =L,& ( )1K &. ,-./% &2D2 C2D.2@2 nG,i si nG,f debitul molar de faza gazoasa initial si final +01 ,-./% &2D2 /%B0% M2 nL,i si nL,f debitul molar de faza lichida initial si final +01 G si L debit molar de gaz inert si absorbant +,-.0/% 234 1, +,-./0% 5 1 Debitul molar de gaz inert se calculeaza din debitul volumetric in felul urmator : )F;E:* RRG)F;G.FGH* /% 234 # NOP .Q .Q 102.114 ,-.. 0 S-. MV debit volumetric de amestec gazos (aer + SO2) in conditii normale +01 0 S-T MV = 2550 +01 SAU
NOPQ RRG UVT,-./%&2D2 C2D.2@2
=J,% .Q UT 113.84 +0 1 0.103 ,-./% :[ <\]\ ^\]X\_\ 113.84 ,-./% &2D2 C2D.2@2 WUXY:Z 0.103 .=J,%
,-./% &2D2 C2D.2@2 . ,-./% %6 &2D2 C2D.2@. 11.725 +1 ,-./% 23. # =J,% =J,% 113.84 11.725 102.115 +1 Pentru calculul consumului real de absorbant se procedeaza in felul urmator: (432/ ( ` (-%6 11
3 2.5 2 1.5 1 0.5 . -coeficient de exces al absorbantului, care depinde de conditiile de functionare ale coloanei . = (1.1 ÷ 1.3) Lmin debitul molar de absorbant minim +,-./% 5 0 -%6%-1 Referitor la coeficientul de exces ., cu cat gazul absorbit are o solubilitate m ai mare, cu atat excesul de absorbant poate sa fie mai mic. In cazul nostru, valoarea adoptata a lui . va fi 1.2 [2], alegera fiind justificata prin faptul ca gazul SO2 are o solubilitate mijlocie spre buna, 11.580 g / 100 mL H2O la 20 °C.[3] Lmin se determina din valoarea de echilibru (*)a concentratiei finale a SO2-lui in faza lichida: #$ % &' (-%6 &a Calculul Lmin presupune cunoasterea datelor de echilibru in sistemul SO2 + H2O s i a concentratiei fazei lichide finale la echilibru Xf* corespunzatoare concentratiei fazei gazoase init iale Yi. Exista doua metode de determinare: 1.) grafic, pe baza unei diagrame Y = f (X) 2.) analitic, utilizand legea lui Henry (aplicabila doar la concentratii reduse) , conform careia b c5b b
PA presiunea partiala a componentului A in faza gazoasa KHA coeficientul lui Henry a SO2-lui pentru H2O xA fractia molara a componentului in faza lichida 1.) Pe baza tabelului cu datele de echilibru se traseaza o curba de echilibru in coordonate ,-./% ,-./% Y +1 X +1. ,-./% 234,-./% 5 Curba de echilibru
3.5 0 -0.002 1.4E-17 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 Xf* se citeste pe axa X prin intersectarea liniei de Yi constant cu curba de ech ilibru. Astfel, * ,-./% Xf = 0.00258 +,-./% 5 1. De aici se poate determina debitul molar de absorbant necesar: 12
$?:; ?<' FG .FFQ)G.FFR;G.GGeRf* ,-./% 5 -%6%(-%6 Jd
P presiunea atmosferica, P = 1.013 105 Pa ySO2 fractia molara a SO2-lui in amestecul gazos, ySO2 = 0.103 Inlocuind in legea lui Henry: c5b a
KHA = 35.5 105 Pa pentru So2 la 20 °C [4, pg.32] .GFH FGgG.FGH .
a FHR.R FGg 0.00294 Linia de operare se trage pe baza Yi, Yf si Xi, Xf, avand coordonatele (Yf ; Xi) varful coloanei si (Yi ; Xf) baza coloanei. Aceasta linie arata evolutia concentratiei reale de-a lungul colo anei a celor doua faze, lichida si gazoasa. Xf necesar pentru trasarea liniei de operare se determina din relatia: " #$ % &' ( & . & JL $ % &',-./% NSO2 SO2 absorbit +01 & FG .FFQ )0.115 0.00758* 0.00215 RFGF.h 13
,-./% &2D2 C2D.2@2 =J,% # )1K %* .=J,% 102.114 )1 K 0.115* 113.86 +1 SAU ,-./%&2D2 C2D.2@2 =J,% NOPQ RRG UVT 113.84 +1 .Q UT. WUXY. ,-./% %6 &2D2 C2D.2@2 =J,% # % 102.114 0.115 11.743 +1 SAU Z 0.103 .=J,% 0.103 ,-./% 113.84 ,-./% &2D2 C2D.2@2 ,-./% &2D2 C2D.2@2 . ,-./% %6 &2D2 C2D.2@. 11.725 +1 ,-./% &2D2 C2D.2@2 =J,& # $1K &'.=J,& 102.114 )1 K 0.00758* 102.889 +1 SAU #K=J ' =J,& #K=J ,& ,%$1 . 102.114 K 11.725 )1 0.934* ,-./% &2D2 C2D.2@2
102.888 +1 =J,& # & 102.114 0.00758 0.774 +,-./% %6 &2D2 C2D.2@21 SAU =J ,& =J ,%$1 . 11.725 )1 0.934* 0.774 +,-./% %6 &2D2 C2D.2@21 ' ,-./% &2D2 /%B0%M2 =L,% ( )1K %*.=L,% 5101.9)1K0* 5101.9+1 =L,% ( % 5101.9 0 0 +,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 1 ,-./% &2D2 /%B0%M2 =L,& ( $1K &'. =L,& 5101.9 )1 K 0.00215* 5112.869 +1 SAU ,-./% &2D2 /%B0%M2 =L,& ( K =L,& 5101.9 K 10.951 5112.851 +1
=L,& ( & 5101.9 0.00207 10.969 +,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 1 SAU din ecuatia de bilant =L ,& " #$ % &' 102.114 )0.115 0.00758* 10.97 +,-./% %6&2D2 /%B0%M2 1 SAU ,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 =L,& =J,% . 11.725 0.934 10.951 +1 Prin centralizarea valorilor obtinute din calculul bilantului de material se obt ine urmatorul tabel care pune fata in fata valorile marimilor intrate se iesite: 14
Centralizarea rezultatelor la bilant de materiale Faza Component Marimi intrate Marimi iesite Debite Concentratii Debite Concentratii [kmoli/h] [kg/h] [Nm3/h] Y kmoli SO2 / kmol aer] sau X [kmoli SO2 / kmol H2O] [kmoli/h] [kg/h] [Nm3/h] Y [kmoli SO2 / kmol aer] sau X [kmoli SO2 / kmol H2O] [ ]G SO2 11.743 751.552 263.0432 0.115 0.774 49.536 17.3376 0.00758 Aer 102.114 2961.306 2287.354 102.114 2961.306 2287.354 Total 113.86 3712.858 2550.397 102.889 3010.842 2304.691 [ ]L SO2 0 0 0 0 10.969 702.016 0.540012 0.00215 H2O 5101.9 91834.2 92.01824 5101.9 91834.2 92.01824 Total 5101.9 91834.2 92.01824 5112.869 92536.216 92.55825 TOTAL GENERAL 95547.058 95547.058 Observatie: ,C,-./% ,C,C
pentru obtinerea valorilor in +1, s-a inmultit valorile de la +1 cu masele molar e 64 + 1,29 + 1, 0 0 ,-./%,-./% respectiv 18 +,-./%1 S-T ,-./%
pentru obtinerea volumulurilor de gaz in +01, s-a inmultit valorile de la +01 cu volumul molar 22.4+ 1 ,-./. S-T ,-./% ,.
pentru obtinerea volumulurilor de lichid in +01, s-a inpartit valorile de la +01 cu densitatile 1300 +-T1, respectiv 998 +-T1 Dupa cum se observa din tabel, la debitele masice avem intrarile egale cu iesiri le, deci calculele s-au efectuat corect.
3.1.3. Bilantul termic la absorbtie In acest subcapitol se vizeaza, printre altele, determinarea temperaturii de ies ire a fazei lichide din absorber. Din punctul de vedere al regimului termic, operatia de absorbtie poate fi efectu ata in regim izoterm sau in regim neizoterm. 1.) Absorbtie in regim izoterm este caracteristica situatiei in care concentrati a solutului (componentului care se dizolva) in faza gazoasa este scazuta si absorbtia se rea lizeaza intr-o 15
cantitate mare de absorbant; in acest caz efectul termic de dizolvare si concent rare a solutiei nu poate determina modificari semnificative a temperaturii. 2.) Absorbtie in regim neizoterm este caracteristica situatiei in care concentratia solutului in faza gazoasa este relativ ridicata si absorbtia se realizeaza intr-o cantitate mica d e absorbant; in acest caz efectul termic de dizolvare si concentrare a solutiei este mare si poate duce la cresterea temperaturii fazei lichide pana la o valoare la care incepe desorbtia. In aceast a situatie se recomanda efectuarea absorbtiei in trepte cu racirea absorbantului dupa fiecare treapta. Schitand fluxurile termice care participa la absorbtie intr-o coloana si conform legii conservarii energiei, se poate scrie bilantul termic: iL,% K iJ,% K i2j@ iL,& K iJ,& K ik QL,i QL,f Qabs Qp
, QG,i caldura introdusa de lichid (L) si de gaz (G) la intrare (i) , QG,f caldura evacuata de lichid (L) si de gaz (G) la iesire (f) caldura de absorbtie caldura pierduta prin peretii coloanei
Q L,i Q G,i Q L,f Q p Q G,f 16
Prin particularizarea fiecarui termen a ecuatiei de bilant avem: iL,% )1K . ml*(-nop,:qL,% iJ,% )1K . ml*#-nor,:qJ,% iL,& )1K . ss&s*(-nopqL,& iJ,& )1K . m&*#-nor,<,<qJ,& t1K . . #- nor,< qJ,& ml)1 *u i2j@ #-. ml . )
M*
ik v w
q- )0.03 ÷0.05* i2j@
Gm si Lm debitele masice de gaz inert, respectiv absorbant ,C 234 #- 2961.306 +0 1 (- 91834.2 +,C 50 81 . ml, . ml,. ss&s, . m& -concentratii masice ale solutului SO2 in faza lichida (. s) si faza gazoasa (. s) la intrare (i) si la iesire (f) .
ml 0 xc y c
. m 0.115 c
z 64 c
c l 0.254 xy1 c z
z ! 29 c
z ! c c c ! .00215 c
. z 64 ss&s 0c
c z 0.00764 xc c y1 c
z 18 c
c z .00758 c
z 64 c
z . c m& 0 0.0167 xy1 c
z ! 29 c
z ! c c c ! SAU . m& . . ml$1 '.. ! m& 0.254 )1 0.934* 0.0167 xc c y nkp,:,nkp,<, nkr,:,nkr,< -caldura specifica la presiunea constanta a fazei lichi de (L) si fazei gazoase (G) la intrare (i) respectiv la iesire (f) din coloana +,C|1 Pentru calculul cP al unui amestec bicomponent A+B: }kL }kb,L. ssbsK }k~,L)1 . ssbs* }kJ }kb,J. ZssbsK }k~,J)1 . Zssbs* cp A, cp B caldura specifica la presiunea constanta ale componentilor puri in fa za lichida si in faza gazoasa, luata la temperatura de lucru (20 °C) L -din nomograme si tabele }k b,L,}k ~, }k b,J,}k ~,J -se calculeaza cu ajutorul unor ecuatii de tipul}oJ K qK }qK 17
.
sss, .
Zsss -fractii masice a SO2-lui in faza lichida si faza gazoasa 0 c .
c . ssls. s. ss. s z. z} 91834.2c y 0 xc . 702.016 c c . s. &ssssss. s 0.007586 x y 92536.216 z} z. c . c . 552 c 751.c . Zssls. s. ss. s 3712.858 c .
. 0.202418 xc .
. y
536 c . Zsssssss. s 3010.842 c .
. 0.016453 xc .
. y
& 49. c
,B2/ ,{,{[2] }k,L 0.327 +,C|1 0.327 4.186 +,C |1 1.368 +,C |1 }k 5 4.19 +,C,{ |1 [5, pg.517, Tabelul XXXIX] }k,J 0.64 + {1 [6] }k 234 1.005 +,C{ |1 [7] }kL,% }k ,L. ssls. s. ss. sK }k5 )1 . ssls. s. ss. s* 0K4.19 )1 0* 4.1+ 1 }} .
sssssss.
s K } $1 .
s.
&ssssss. s' 1.368 0.007586 K 4.19 )1 0.007586* kL,& ,L k & k5 .
4.16 + 1 }kJ,% }k,J . Zssls. s. ss. s K }k 234 )1 . Zssls. s. ss. s* 0.64 0.202418 K 1.005 )1 0.202418* 0.931 + 1 }& } . Zsssssss. s K } $. Zsssssss. s' 0.64 0.016453 K 1.005 )1 0.016453* & k234 1 & . kJ,k ,J
0.999 + 1 Hd caldura integrata de dizolvare +,C1
Caldura de absorbtie se compune din caldura de dizolvare si efectul termic de co ncentrare a solutiei si este dat in literatura de specialitate ca valoarea celor doua sub denumirea de c aldura integrata de dizolvare, Hd +,{1. [8] 56 ,B2/ f.R.Q.Ff. ,{ . M 8. WUXY 559.8775 ,{ -./ G.GGF ,-./.Q W^,C K coeficient total de transfer de caldura 18
A aria de transfer de caldura Tm diferenta de temperatura medie (forta motrice) TL,i, TL,f, TG,i si TG,f temperatura fazei lichide (L) respectiv gazoase (G) la intrare (i) si iesire (f) din coloana qL,% 20. qJ,% 20. Prin inlocuirea termenilor astfel explicitati in ecuatia generala de bilant, lua nd in considerare aproximatia ca: qJ,& qL,&, se poate calcula TL,f. )1K . m* )1K0*91834.24.19 )20K273* 112742.092 10H+,{1 4
iL,% . ml(- nop,: qL,% 0 ,{iJ,% )1K l*#-nor,:qJ,% )1K0.254*2961.306 0.931 )20K273* 1012.975 10H+ iL,& $1 K . ss&s' (- nop,< qL,& )1 K 0.00764* 91834.2 4.16 qL,& 384.949 10H qL,& +1 4 iJ,& $1 K . m&' #- nor,< qJ,& )1 K 0.0167* 2961.306 0.999 qL,& 3.007 10H qL,+1 i2j@ #-. ml ) M* 2961.306 0.254 0.934 559.8775 393.33 10H +,{1 0 . 0ik 0.04 .04 393.33 10H 15.7332 10H +,{1 i2j@ 00 iL,% K iJ,% K i2j@ iL,& K iJ,& K ik . . 10H )112742.092 K 1012.975 K 393.33 15.7332* 10H qL,& )384.949 K 3.007* +1 . qL,& 294.19 v . qL,& 21.19 De aici rezulta ca absorberul functioneaza in regim izoterm. 3.2.Dimensionarea coloanei de absorbtie 3.2.1. Descrierea principalelor tipuri de utilaje pentru absorbtie Aparatele de tip coloana sunt aparate cu forma in general cilindrica, caracteriz ate printr-un raport relativ mare de inaltime / diametru interior si care permit transfer eficient datorita f aptului ca in ele se realizeaza un contact intim intre doua faze. Spre a asigura timpul de contact necesar realizar ii procesului dorit, coloana trebuie sa aiba o anumita inaltime, multiplu al diametrului [9, pg.11-13] . Cu ajutorul coloanelor se pot realiza, printre altele: procese de transfer de ma sa si caldura difuziune: absorbtie, desorbtie, chemosorbtie, rectificare, extractie; racirea si spalarea gazelor industriale, desprafuirea umeda a gazelor etc [10, pg. 430] .
Coloanele pentru procesele de transfer de substanta sunt prevazute cu: -amenajari interioare pentru favorizarea transferului (talere, corpuri de umpler e, serpentine) -amenajari exterioare pentru realizarea operatiilor de intretinere si (de)montar e (scari, platforme, dispozitive de ridicare). 19
In principiu, aparatele de tip coloana se deosebesc intre ele prin forma constru ctiva a amenajarilor interioare, care depind, la randul lor de natura procesului fizico-chimic din ap arat si de procesul de realizare a acestui proces. In coloanele pentru procese de transfer de substanta, lichidul curge de sus in j os, sub actiunea gravitatiei, iar gazul (sau vaporii) de jos in sus, sub influenta presiunii. Int erioarele coloanelor au drept scop crearea si marirea suprafetei de contact inre faze. In ordinea cresterii suprafatei de contact intre faze coloanele sunt urmatoarele [10, pg.430]: -coloane cu umplutura se umple coloana cu umplutura, peste care curge lichidul s upus prelucrarii -aparate cu pulverizare se pulverizeaza lichidul, datorita caruia suprafata de c ontact dintre lichid si gaze sau vapori creste foarte mult -coloane cu talere se compartimenteza aparatul pe inaltime in mai multe comparti mente, in care gazul barboteaza prin lichid. Diferenta esentiala intre cele doua mari tipuri de coloane, coloane de tip supra fata si coloane cu barbotoare este modul de realizare a contactului intre faze si a variatiei de co ncentratie pe inaltime: in mod continuu in coloanele de suprafata si discret, in trepte in cele cu barbotoare. Utilajul principal in realizarea absorbtiei este absorberul [11, pg.412-4]. Cara cteristicile constructive ale absorberelor sunt determinate in principal de modul cum se realizeaza contactare a fazelor. Acest criteriu imparte absorberele in doua grupe principale: A. absorbere cu dispersarea gazului in lichid B. absorbere cu dispersarea lichidului in gaz. Astfel, in mod conventional, absorberele pot fi clasificate in urmatoarele categ orii [4, pg.52-62]: A.1. absorbere cu agitare mecanica a lichidului A.2. coloane prin barbotare In aceste absorbere, gazul divizat in bule cat mai mici trece prin lichidul abso rbant. Absorbtia se face la interfata dintre bula si lichid. Divizarea curentului de gaz se face trecand gaz ul prin tevi gaurite, placi perforate, placi poroase, straturi granulare, corpuri de umplere sau prin dispozitive mecan ice de dispersare. Eficacitatea absorbtiei se mareste asociind barbotarea cu agitarea energica. Coloanele de absorbtie cu talere lucreaza tot prin barbotarea gazului divizat pr in site sau de catre crestaturile clopotelor, in lichidul absorbant.
B.1. absorbere de suprafata Aparatele moderne, cele mai utilizate sunt serpentinele si aparatele cilindrice sau tubulare cu film descendent, construite din materiale rezistente la coroziune, gresie, portelane, cuart sau grafit. Racirea se face cu apa pirn stropire din exterior sau prin circulatia acesteia in spatiul intert ubular. B.2. absorbere peliculare 20
B.3. absorbere cu umplutura Coloanele cu umplutura prezinta avantajul unei suprafate mari de absorbtie pe un itatea de volum, constructia simpla, posibilitatea de a le executa din materiale rezistente la co roziune, pierdere mica de prisiune. Aspectele legate de acest tip de coloana (constructie, mod de functionare, etc.) vor fi detaliate in ceea ce urmeaza, reprezentand varianta constructiva cea mai avantajoasa pentru proces ul de absorbtie a SO2 in apa. B.4. absorbere prin pulverizarea absorbantului Scruberele sunt coloane cilindrice pe care gazul le parcurge de jos in sus, in c ontracurent cu o ploaie de lichid absorbant; de obicei o fractiune de lichid este recirculata. Scruberele s unt folosite mai mult pentru absorbtia gazelor usor solubile. Capacitatea de absorbþie a unui scruber este cond itionata de repartizarea uniforma a picaturilor de absorbant in sectiunea coloanei si de finetea picaturi lor. Astfel, pentru intensificarea contactului dintre gaz si lichid au fost construite scrubere mecanice in care di spozitivele rotative produc o pulverizare intensa a lichidului absorbant sau circuite interne de lichid. B.5. absorbere diverse La alegerea unei anume coloane, se tine seama de mai multi factori, printre care [12, pg.11-16: A. caracteristicile sistemului B. factori hidrodinamici C. caracteristici constructive. A. Referitor la caracteristicile sistemului, avem un sistem care: -nu spumeaza si nu contine solide sau slamuri 56 ,B2/ -nu degaja cantitati mari de caldura, . M 8.-./ -nu este termolabil -nu are componenti cu puncte de fierbere apropiate sau cu vascozitate mare -functioneaza continuu -este corosiv. Aceasta ultima caracteristica, actiunea agresiva a solutiei sulfuroase asupra me talelor obisnuite prezinta o astfel de importanta incat ea va dicta alegerea tipului de coloana. Astfel, pe ntru scopul pe care il urmarim, este indicat folosirea unei coloane cu umplutura din materiale rezistente la coroziun e; se alege corpuri de umplere cu forme geometrice diferite inelele Raschig, umplutura cea mai des folosita, iar m aterialul de constructie ceramica. Avantajele importante ale coloanelor cu umplutura sunt suprafata mare de absorbt ie pe unitatea de volum, constructie simpla si ieftina, pierdere mica de presiune. Gazul si curent ul circula in contracurent. Transferul de substanta la astfel de coloane are loc pe suprafata peliculei de l ichid formata pe corpurile de
umplere, intre lichid sa gaz (sau vapori). B. Din punctul de vedere al hidrodinamicii, folosirea unei coloane cu umplutura este favorizata in cazul sistemelor determinate de rezistenta fazei de vapori, deoarece vaporii se gasesc in miscare turbulenta, iar 21
faza dispersata este lichidul. Un aspect important este folosirea gazelor si lic hidelor lipsite de impuritati, pentru evitarea astuparii spatiilor libere si cresterii rezistentei hidraulice. Un avantaj al folosirii coloanelor de umplutura este ca nu retin cantitati semni ficative de lichid si pot fi golite complet prin curgere libera la oprirea functionarii lor. Un alt beneficiu este caderea de presiune nu foarte mare la trecerea gazului prin coloana. C. In ceea ce priveste caracteristicile constructive, curatirea unor astfel de c oloane presupune demontarea si golirea umpluturii. Coloanele cu umplutura necesita o inaltime mai mica si un diametru mai mare deca t o coloana cu talere echivalenta . Costul coloanei cu umplutura este economica la diametre mai mici d ecat la coloane cu talere, aproximativ 0.75 m. Greutatea corpurilor de umplere este si ea un factor important al capacitatii de incarcare, iar rezistenta limitata a materialului din care este confectionata umplutura face necesara folo sirea unor placi perforate speciale, plane sau ondulate gratare pe care se reazama umplutura. Folosirea racordurilor laterale pentru extragerea unor produsi intermediari sau introducerea unui curent de fluid este dificila, reduce sectiunea libera a coloanei,perturba regimul de c urgere si provoaca o inecare prematura. Unele din umpluturile asezate regulat in coloana, cum sunt gratarele de lemn, nu au nevoie de suporturi speciale, dar umplutura asezata neregulat este sustinuta de suporturi. Acestea s unt gratare din lemn, ceramica, materiale metalice sau table perforate, amplasate pe inele sau console de spriji n, deasupra racordului de intrare a gazului. Suporturile trebuie sa aib sectiunea libera pentru curgrea gazului si lichidului cel putin egala ce aceea a umpluturii [11, pg.419] . Functionarea corecta a aparatelor cu umplutura depinde foarte mult si de functio narea uniforma a instalatiilor de stropire. Cele mai utilizate tipuri de stropitoare sunt urmatoa rele [10,pg.446-450; O, pg.54-63]: -placi de distributie -jgheaburi de distributie -paianjeni -stropitoare cu presiune -stropitoare deflectoare -stropitoare centrifuge. La fel, eficacitatea absorbtiei este influentata in foarte mare masura de coefic ientul de umectare. Pentru ca acest factor sa fie cat mai mare (valoare cat mai apropiata de 1), este neces ar sa se asigure cel putin 50 de
puncte de picurare a absorbantului / m2 de sectiune a coloanei. Datorita asezarii in vrac a corpurilor de umplere se pot crea pe verticala circu ite preferentiale (de rezistenta hidraulica minima) pentru vapori si lichid dar poate sa se intample c hiar si circulatia celor doua faze pe sectiuni diferite, fara a veni in contact. Efectul dezavantajos al peretelui des creste cu cat raportul d/Dc este mai mic; este contraindicat sa se foloseasca corpuri cu diametrul mai mare de 1/8 di n diametrul coloanei si se recomanda ca acest raport sa fie sub 1/10. Umplutura neumezita este deci ineficace. Astfel, pentru a avea o distributie sat isfacatoare a lichidului si o amestecare radiala corespunzatoare, pentru evitarea canalizarii catre peretele coloanei (unde fractiunea de 22
goluri este maxima, rezistenta hidraulica minima) si saturarii premature a absor bantului, se va folosi umplutura cu diametru nu foarte mari. Totodata, pentru uniformizarea stropirii pe inaltime (irigarea suficienta si uiforma a zonei centrale) si pentru evitarea si mai accentuata a fenomenului de curgere pr eferentiala si a efectului de perete, masura constructiva care se ia este fractionarea umpluturii in straturi de inaltime mai mica intre care se intercaleaza dispozitive pentru colectarea si redistribuirea lichidului. Aceste instalatii se monteaza la distante de maximum 2×DC una fata de cealalta, pe fiecare strat a umpluturii. Redistribuitoare le de lichid (talere de redistribuire) sunt menite de a readuce lichidul in zona centrala a coloanei si este important ca ele sa nu ingusteze simtitor sectiunea aparatului pentru ca acesta ar conduce la marirea b rusca a vitezei gazului sau a vaporilor si deci la perturbarea regimului hidraulic al coloanei. Exista mai multe tipuri de instalatii de acest fel, printre care [9],pg.50-54; 1 0, pg 443]: -confuzoare simple conuri de distributie -conuri cu gauri stantate -buzunare inelare -placi de distributie talere speciale (ex. talerul Glitsch, cu tevi deversoare p revazute cu fante in partea superioare, rozete redistribuitoare). Dintre aceste variante, constructia cea mai simpla o are distribuitorul cu buzun are inelare relativ inguste (si care in consecinta nu ingusteaza sectiunea), prevazutu cu 3-6 tevi sudate la mantaua corpului. Lichidul care deverseaza peste marginile colectoarelorse scurge pe pereti se colecteaza in buz unarul inelar si prin tevi este adus in centrul coloanei. Partile componente: 1 buzunar inelar 2 colector circular 3 teava 2 3 1 23
In partea inferioara a coloanei se prevad dispozitive pentru uniformizarea circu latiei gazelor: un taler cu clopote care are rolul de a egaliza viteza gazelor pe sectiunea coloanei. 3.2.2. Calculul diametrului coloanei de absorbtie Discutie asupra hidrodinamicii celor doua faze, lichide si gazoase la curgerea p rin coloana porneste de la premisa ca functionarea optima a coloanei cu umplutura presupune rapoarte determ inate intre cantitatea de lichid care uda umplutura si viteza gazelor sau vaporilor care circula in contra curent. Comparativ cu coloane cu talere, cele cu umplutura pot prelucra deoarece lichidul se deplaseaza sub forma unor filme subtiri pe suprafata corpurilor ebite prea mici se micsoreaza suprafata de contact intre gaz si lichid, iar udarea suprafetei b valorile admise, scazand brusc eficacitatea coloanei. La debite prea mari de gaz se micsoreaza de trecere a fazelor sau chiar se poate ajunge la punctul de inec al coloanei [12, pg.11-16] .
debite mai mici de umplere. La d poate sa cada su sectiunea libera
Referitor la viteza gazului sau vaporilor prin coloana, aceasta trebuie sa fie i nferioara vitezei critice, care corespunde inceputului saturarii umpluturii si incetarii curgerii lichidului (pu nct de inversiune). La viteze mai mari decat wcr, lichidul este antrenat afara din coloana (punct de inecare). La o cantitate data de lichid de stropire, intensitatea transferului de substanta, la fel ca si pierderea de pres iune a gazului (vaporilor) la trecerea prin umplutura udata creste.trebuie ales o viteza de trecere la care fortele de frecare intre gaz si lichid nu sunt foarte mari, dar au loc deja turbionari ale lichidului, ceea ce asigura uniformi zarea repartitiei lichidului in to volumul de umplutura [9,pg.20-24] . Diametrul absorberului influenteaza viteza de circulatie a fazelor prin coloana. Diametrul unuei coloane cu umplutura se determina din ecuatia debitului de faza gazoasa care circula pri n coloana: .. NO .. .Q .& . B .G.efR.< MV debit volumetric de amestec gazos in conditiile de lucru +1 0 S-T MV = 2550 +01 @ Pe baza ecuatiei Clapeyron, . = .q, si stiind ca: G 1 . si =G =, se poate scrie: NOP .P. .. RRG) eH. G* 2736.81 -0T 0.76 -T NO.eH @ 22.4 volumul molar in conditii normale +1
,-./% wf viteza fictiva a gazului prin coloana, calculata la intreaga sectiune transve rsala a coloanei +-@ 1.& )0.75 ÷0.9* .%63B winec viteza fictiva a gazului la punctul de inecare (inversie) 24
La punctul de inecare practic se barboteaza gaz in lichid trasferul de masa este maxim, la fel ca si pierderea de presiune (consum mare e energie). Valoarea winec se calculeaza cu r elatia lui Kafarov, valabila [5, pg.276, rel. 6-35] pentru .L >> .G: R .%63B ..J .LG.F. .(.R .F ./H%j34 .L . w 1.75 #.G...JL.G
La coloanele cu umplutura in general se recomanda elemente de umplutura cu diame trul cuprins intre (15 ÷ 100) mm. Tinand cont de faptul ca odata cu scaderea diametrului umpluturii crest e suprafata specifica (deci scade inaltimea necesara coloanei), dar rezistenta hidraulica creste (pier deri de presiune mari), se aleg corpuri de umplere cu forma definite inele ceramice Raschig cu diametru de 25 × 25 × 3 mm. Dupa cum sa precizat in sectiunea precedenta, la umpluturile asezate in vrac exi sta o tendinta a lichidului de a se indrepta spre peretele coloanei. Formarea de canale se evita prin turnarea ingrijita si uniforma a umpluturii in strat, prin repartizarea uniforma a fazei lichide si prin fracti onarea stratului in portiuni de inaltime mai mica intre care se intercaleaza dispozitive pentru colectarea si re distribuirea lichidului. Pentru o mai buna repartizare a lichidului in sectiunea transversala a stratului se recomanda ca diametrul nominal al umpluturii sa fie de cel putin 8 ori mai mic decat diametrul coloanei. .
suprafata specifica a umpluturii, . 204 +-T1
g acceleratia gravitationala, 9,81 +1 Vliber volumul liber al umpluturii, .@ .74 -T /%j34 0-T .G si .L densitatile gazului si lichidului la temperatura de lucru Densitatea unui amestec de gaze bicomponent este data de: .2- ZF.FKZ .,C. .F .234 1.205 +1,ZF 0.897 ` . . 2.727 +-T1 , Z 0.103 [3] . .2- 0.897 1205 K 0.103 2.727 1.362 .J 1.362 +-T1 .. }
. .L 998 +,C1 .L vascozitatea dinamica a lichidului, .L 1.005 } ) .* L debitul masic de lichid, ( 91834.2+01 25.5095 +@1 G debitul masic de amestec gazos, # 3712.858 +,C1 1.103 +,C1 A = 0.022 pentru umpluturi cu inele 204 1.362 1.005G.F. .25.5095 .R .362.FR .
63B 9.81 0.74H 998 . 0.022 1.75 1.103 .G .1998 .G .% . .%63B 0.558 +-@ 1 . .& 0.8 .%63B 0.446 +-@ 1 25
. ff 1.472 . . .G.efRF. Pentru evitarea curgerilor preferentiale si a efectului la perete trebuie ca sim plexul geometric .!. c8 F.Qe
In cazul nostru avem: .M¤L G.GR 58.88 c 8 3.2.3. Calculul inaltimii umpluturii Inaltimea unei coloane de absorbtie cu umplutura este determinata practic de ina ltimea umpluturii. Aceasta poate fi calculata in trei moduri:
din suprafata de transfer de masa
pe baza IUT × NUT
din nT × IETT 3.2.3.1. Calculul inaltimii umpluturii din suprafata de transfer de masa Ecuatia fluxului de masa transferat in cazul exprimarii acesteia cu concentratii le raportate la faza gazoasa: " vE w w |SY78
- .
?U
Similar, ecuatia fluxului de masa transferat in cazul exprimarii acesteia cu con centratiile raportate la faza lichida: " v¦ w w |S§ 78
- .
dU
Totodata: w .!-k/!A!42 .. ! .. Astfel rezulta: vE ..
-
v¦ ..
-
NSO2 numarul de moli de SO2 transferati " 10.969 +,-./% %6 &2D2 /%B0%M2 . =L,&
Ky coeficient total de transfer de masa raportat la faza gazoasa Kx coeficient total de transfer de masa raportat la faza lichida A aria tuturor corpurilor de umplere din coloana Ym diferenta medie de potential global raportat la concentratia in faza gazoasa
Xm diferenta medie de potential global raportat la concentratia in faza
lichida S sectiunea coloanei 26
.L H.FQF.Qe . 1.7 1.7
Hu inaltimea umpluturii . -suprafata specifica a umpluturii, dependent de tipul de umplutura adoptat . 204 +-T1 f factorul de udare, dependent de debitul fazei lichide si de sectiune, f 1 Coeficientul global de transfer de masa raportat la faza gazoasa: c1E K1 cc¦ Coeficientul global de transfer de masa raportat la faza lichida: v¦ c1¦ K1 c 1c. ,-./. ky +- 0bA1 0bA1 coeficient partial de transfer de masa in faza gazoasa kx +01 coeficient partial de transfer de masa in faza lichida Coeficientii partiali de transfer de masa se pot calcula pe baza unor relatii em pirice [2, pg.336]: cE 0.0994 ¨. EG.e ¨. ¦G. R . . b = 0.0116 la 20 °C qy, qx debitele specifice de gaz si lichid in coloana +- 01 01 Alternativ, se pot determina direct coeficientii globali de transfer de masa pe baza urmatoarelor relatii [2,pg.337; 16, pg. ] : 1 . 0.00176K 0.035 . vE .CG.f vE .CG.f . )0.035 .CG.f K 0.00176*
v¦ vE b panta curbei de echilibru, 44.138 .C .& .& 0.446 0.446 [email protected].© /% vE . 0.1278 0.1278 ,-. GQ)G.GHRG.QQ.P©.G.GGFe.* GQ)G.GHRG.QQ.P©.G.GG Fe.* - 0bA 0bA Relatiile de trecere dintr-o unitate de masura in alta [2, pg.337] c
z x y +1 w. 234,-82.06 234,-82.06 10;H q 27
c
z c
z 273 x H
Hc y a H
z 221.4 « 221.4 q +1c
!
c
z c
z ./%B0%M.- x H
y ¬ c
z ./%B0%M,- + 1 H c
P presiunea totala in At 1 w. 735 .760 1.034 w. paer,m presiunea medie a componentului inert in At -34,% 2 34,% )1 Z * 2 734,& 60 )1 0.103* 681.72 0.927w. 2 234,& 234,% ,% Z% 2 34,= . ®1 )Z% $1 ' . 760 234,&,& Z& Z%)1 * $1 0.103 )1 0.934*' 754.833 1.027 w. - F.G e;G.h . 234,6°P .P ± 0.976
.lichid,m densitatea medie a lichidului +-T1 - ./%B0%M,& ./%B0%M,% . = ./%B0%M,& . /%B0%M, /%B0%M,% . .2k2 998 +,C1 /%B0%M,% -T 2°©T. W^ ¶V 8 ±P .P°¸ W^ 78V °¸ W^ \U´_µ´. Y:.V:3 °¸ W^ \U´_µ´. Y:.V:3 F F . ¦ss.
. Y:.V:3,< .\U´_µ´. Y:.V:3,< .¶ P .78 ,Chhf +UW^T1 FHGG +UW^T1 0.001000238 ../%B0%M,& 999.762 +-T. - hhh.e. ;hhf ,. .6222. 998.88 +1 /%B0%M,/22©±¸ -T
Mlichid,m masa moleculara medie a lichidului .-./%B0%M,&./%B0%M,% = ./%B0%M,& ./%B0%M,%/%B0%M, . .2k2 18 + ,C1 /%B0%M,% ,-./ eG .GF. W^ 78V .& . ss&sssss. s $1 . ss&sssss. s' /%B0%M,& .2-3@A3B /%B0%M,, . K , .5 F. W^ \U´_µ´. Y:.V:3 RH.. h . 64 +,-./1 K 1 F. W^ \U´_µ´. Y:.V:3. 18 +,-./1 18.349 +,-./. ,CeG GF. W^78V ,C,CV RH.. h 28
- Ff.HQh;Ff ,C ./%%,6°©. 18.174 +,-./1 B0M/°©T2 ,-./% vE 0.1278 +- 0bA1 WUXY. -|Y+U V1µ1 -G.°Fe. vE+01 o .vE +01 .PT 2.9003 »\´1,U© .P¸°P1T3 P.2±¸© .P¸°P1T) ±T. P* ,-./%eH -,-./%eH vE +-T0
?1F.Q) eH. G*vE+01 .vE +-T0
?1F.Q )eH. G* 2.9003 0.1206
,-./% v¦ +-T0
?1 vE 44.138 5.3248
Diferenta medie de potential global se poate determina grafic si analitic. A.1. Metoda grafica de determinare a % &
Ym
. - )?;?a*: . A)?;?a*< a Pentru calculul integralei se traseaza linia de echilibru si linia de operare. A poi intre Xi si Xf in zona cuprinsa intre cele doua linii se duc paralele la ordonata, citind perechile de valori Y Y*: curba de echilibru X Y 0 0 0.001406 0.058496 0.002813 0.125926 linia de operare X Y 0 0.00758 0.00215 0.115 29
Y Y* raport 0.00758 -1.76683E-05 131.6193 0.01 0.002120193 126.9067 0.02 0.01095433 110.5501 0.03 0.019788467 97.92849 0.04 0.028622605 87.89358 0.05 0.037456742 79.7241 0.06 0.046290879 72.94414 0.07 0.055125017 67.22697 0.08 0.063959154 62.34085 0.09 0.072793291 58.11687 0.1 0.081627428 54.42896 0.115 0.094878634 49.69842 30
calculul integralei X Y 0.00758 123.1962235 0.01 120.5081852 0.02 110.0085046 0.03 100.423644 0.04 91.67389655 0.05 83.68650026 0.06 76.39503272 0.07 69.73885879 0.08 63.66262638 0.09 58.11580613 0.1 53.05227124 0.11 48.42991384 0.115 46.27203011 Aria de sub curba exprima valoarea integralei si a fost calculata cu metoda trap ezelor: )?;?a*: . w@!j B!4j2 Á 8.4439 )?;?a*< a .115 0.00758 . - 08.4439 0.012721609 B.1. Metoda analitica de determinare a Ym Se poate folosi doar in cazul in care atat linia de operare, cat si linia de ech ilibru sunt drepte ) % %a* $ & &a' . -. = % % a &a & 31
- 0 )0.115 = 0.115 0.094878634* 0.094878634 0.012846219 )0.00758 0*. 0.00758
Similar, diferenta medie de potential global se poate determina grafic si analit ic. A.2. Metoda grafica de determinare a
&
Xm
. - % )da;d*
X X* Raport 0 0.000172187 5807.632 0.0002 0.000398582 5035.71 0.0004 0.000624976 4444.914 0.0006 0.000851371 3978.188 0.0008 0.001077765 3600.163 0.001 0.00130416 3287.747 0.0012 0.001530554 3025.223 0.00136 0.00171167 2843.577 0.0016 0.001983343 2608.629 0.00188 0.002300295 2379.279 0.00215 0.002605928 2193.329 calculul integralei X Y 0 5360.9 0.0002 4903.610995 0.0004 4485.329103 0.0006 4102.726987 0.0008 3752.761134 0.001 3432.647645 0.0012 3139.840089 0.0014 2872.009249 0.0016 2627.024591 0.0018 2402.937318 0.002 2197.964866 33
0.00215 2055.793431 Aria de sub curba exprima valoarea integralei si a fost calculata cu metoda drep tunghiurilor medii: )da;d*< . w@!j B!4j2 Á 7.4187 )da;d*: a .00215 0 . - 07.4187 0.000289808 B.2. Metoda analitica de determinare a Xm Se poate folosi doar in cazul in care atat linia de operare, cat si linia de ech ilibru sunt drepte $ &a &' ) %a %* . - = &a & %a %
)0.002605928 = 0.002605928 0.00215* 0.00215 0.000291388 )0.0001721870.000172187 0*. - 0 A.1. Inaltimea coloanei prin metoda grafica 10.969 ! .615
0.1206 1.7 204 1 0.012721609 20 B.1. Inaltimea coloanei prin metoda analitica 10.969 ! .415 0.1206 1.7 204 1 0.012846219 20 Deoarece diferenta dintre inaltimile calculate cu analitic nu este mai mare decat 1.5 m, se va lua valoarea medie a celor doua inaltimi: ? 20.615 K 20.415 !,2 20.515
A.2. Inaltimea coloanei prin metoda grafica 10.969 ! .496 5.3248 1.7 204 1 0.000289808 20 B.2. Inaltimea coloanei prin metoda analitica 10.969 ! .385 5.3248 1.7 204 1 0.000291388 20
Ym determinat grafic si
Deoarece diferenta dintre inaltimile calculate cu analitic nu este mai mare decat 1.5 m, se va lua valoarea medie a celor doua inaltimi: d 20.496 K 20.385 !,2 20.44
34
Xm determinat grafic si
3.2.3.2. Calculul inaltimii umpluturii pe baza IUT × ××××NUT IUT inaltimea unatatii de transfer NUT numarul unitatii de transfer ! S78 ?U si . - ?:;?< . ! S78 A)?;?a*: M?
|Y .&)Â1Âa*: 3Â|Y .&)?:;?<* )?;?a*< ?;?a A)Â1Âa*<Â1Âa S78 d<;d: S78 )da;d*< M. dU si . - A))Aa1A**
0.1206 1.7 204 1 L )da;d*< Md .
! |§ .& A)da;d*: da;d )ÄAq*L )"Aq*L
5101.9
! 7.4187 20.496
5.3248 1.7204 1 3.2.3.3. Calculul inaltimii umpluturii pe baza nT × ××××IETT NT numarul treptelor teoretice de transfer IETT inaltimea echivalenta a unei trepte teoretice) Metoda da erori de pana la 30-40 % -de aceea nu se va face calcul, se prezinta d oar metoda. nT se determina prin metoda grafica, fiind dat de numarul liniilor orizontale ne cesare a fi trase pornind de la punctul (Yi; Xf) pentru a ajunge in punctul (Yf; Xi). In cazul nostru numa rul treptelor teoretice este 6. 35
IETTT se determina cu ecuatii empirice, dintre care cele mai frecvent utilizate sunt ecuatia lui Kafarov si Dîtnerski. In concluzie, inaltimea umpluturii va fi: ! 20.515 K 20.44 K 20.615 K 20.496 20.5165
4 3.2.4. Calculul inaltimii coloanei de absorbtie Modul de dispunere a umpluturii in coloana are influenta asupra hidrodianimii cu rgerii celor doua faze din coloana. Deosebim mod de dispunere: -ordonat in cazul in care avem corpuri de umplutura cu diametru > 100 mm sau dac a avem inele din material de tip special -in vrac in cazul in care avem corpuri de umplere cu dimensiuni mai mici (cazul nostru) Inaltimea unui strat de umplutura in coloana depinde de diametrul acesteia [9, p g.43]: ! c5B Dependenta diametru coloana -inaltimea unui strat de umplutura Dc [m] 0.4 0.5 -1.2 1.4 -2.2 2.4 3 kH [m] 10 6 3 2 Alte surse recomanda kH = 2.5 3 pentru inele Raschig de 25 mm. . 1.472 .! 3 1.472 4.415
36
G.RF.R
Numarul de straturi de umplutura: =@A42A 50¤¤ Q.QFR 4.647 A 5 . umlutura va fi distribuita intr-o singura coloana, in 5 straturi K)=@A42A 1*H h1 distanta de la partea superioara a primului strat de umplut B =@A42A!KFK pana la varful coloanei, unde vine amplasat distribuitorul de lichid F )11.5* h2 distanta de la partea inferioara a ultimului strat de umplutura pana la
baza coloanei, zona in care trebuie asigurata inchiderea hidraulica a sistemului )12*
H3 distanta dintre straturile de umplutura, unde vine amplasat redistribuitorul de lichid H )0.51*
Astfel, inaltimea coloanei va fi: B 20.5165K1.25K1.5K )5 1*0.75 26.266
3.2.5. Calculul dimensiunilor racordurilor absorberului Dimensiunile racordurilor coloanei se determina pentru intrare si iesire pentru faza lichida si faza gazoasa din ecuatia debitului volumic al fluidului care circula prin racord: .4 #. #. Ç4 . ..4 E4Ç. Valorile orientative ale vitezei de curgere asle fluidelor {E]: .C2D3 5 20 -@ .z ./%B0%M3 0.5 2.5 -@ #. 3712.858 c 2724.033 H..4 E 4 2724.033 .2777 ,C2D % 1.363 c H ,C2D % 3.14 12.5 3600 0 consideram amestecul gazos format doar din aer si SO2 -T -densitatea SO2 gazos la 0 °C, 760 mmHg [5, pg.497, Tabelul V] . 2.93 ,. .PkeHe.G ,. . .G .kP .. 2.93 )eH. G*e.G 2.73 +-T1 -densitatea SO2 gazos la 20 °C .234 h W^-T -densitatea aerului la 0 °C, 760 mmHg WUXY 1.294 ,C .Q UT . .G .Pk kP .. 1.294 eHe.G .206 +,C1 -densitatea aerului la 20 °C
.) eH. G*e.G 1-T densitatea unui amestec de gaze: .2- ZF .F KZ . .2- 0.103 2.73 K )1 0.103* 1.206 1.363 +-T1 37
.842 c 4 2506.63 #.,C2D & 3010 2506.63 H..4,C2D & E3.14 12.5 3600 0.266 1.201 c H eHe.G ,C . 2.93 )eH. F.Fh*e.G 2.718 +-T1 -densitatea SO2 gazos la 21.19 °C eHe.G ,C . 1.294 )eH. F.Fh*e.G 1.2 +-T1 -densitatea aerului la 21.19 °C & F;EE< < 0.00758 . Z& 0.0757 %
.2- 0.000757 2.718K )1 0.000757*1.2 1.201 +,C1 2 c 91834.4 92.018 #.,/%B0%M % 92.018 H..4,/%B0%M % E3.14 1.5 3600 0.147 998 c H
M & 92536.216 c 92.762 #.,/%B0%997.56 c H 92.762 H..4,C2D & E43.14 1.5 0.147 Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor absorberului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s] calculat STAS admisa recalculata 1 racord intrare faza gazoasa 0.277 0.3 5 ... 20 10.710 2 racord iesire faza gazoasa 0.266 0.3 5 20 9.855 3 racord intrare faza lichida 0.147 0.15 0.5 2.5 1447.165 4 racord iesire faza lichida 0.147 0.15 0.5 2.5 1.459 Model de calcul a vitezei recalculate: 2724.033 H.43B 10.710 3600 . 3.14 0.43 . 3.2.6. Calculul masei absorberului Masa absorberului se calculeaza cu formula: .B .EK.!K.2!¦
MV masa virolei cilindrice -T [E, pg.496, Tabelul II] virola va fi confectionata din otel obisnuit OL37, ..A3/ 7850 ,C 38
grosimea peretelui virolei determina rezistenta la coroziune a acesteia, poate f i adoptata . = 57mm .E .E..A3/ Ç B B . ..A3/ 3.14 1.472 26.266 0.006 7850 5718.107 c Mu masa umpluturii .! .!.! Ç B !.! 3.14 1.472 20.5165 530 50259.319c -T[9, pg.26] .u masa specifica, adica densitatea umpluturii, .! 530 ,C Maux masa elementelor auxiliare (gratare, distribuitorul si redistribuitorul de lichid) .2!¦ 0.01 ).E K .!* 0.01 )5718.107 K 50259.319* 559.774 c .B 5718.107 K 50259.319 K 559.774 56.537 . 3.2.7. Fisa tehnica a coloanei Fisa tehnica Nr.1 Denumirea utilajului: coloana de absorbtie Pozitie de functionare: Vertical Numar de bucati: 1 Destinatie: coloana este destinata separarii SO2-lui dintr-un amestec gazos prin absorbtie in H2O Descrierea functionarii: coloana functioneaza cu circulatia celor doua faze, gazos si lichid in contracurent Dimensiuni de gabarit: diametrul coloanei Dc = 1.472 m inaltimea coloanei Hc = 26.266 m inaltimea umpluturii Hu = 20.5165 m numarul straturilor de umplutura nstrat = 5 masa coloanei Mc = 56.537 t Conexiunile absorberului: diametrul racordului de intrare gaz dr, gaz i = 0.3 m diametrul racordului de iesire gaz dr, gaz f = 0.3 m diametrul racordului de intrare lichid dr, lichid i = 0.2 m diametrul racordului de iesire lichid dr, lichid f = 0.2 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37 39
3.3.Dimensionarea coloanei de desorbtie Pentru desorbtie se va alege tot o coloana cu umplutura cu aceleasi dimensiuni c a a coloanei de absorbtie: B 26.266 B 1.472
3.3.1. Calculul nesesarului de abur pentru desorbtie Calculul necesarului de abur se realizeaza pe baza bilantului termic aplicat pen tru desorber: Qpierderi Qdesorbtie QSO2 si abur antrenat Qabur stripare Q solutie sulfuroasa Qabsorbant regenerat si condens 100 °C 20 °C Intrari: i2j!4 @A4%k243 .-,2j!4 @A4%k243 z2j!4 40
.-,2j!4 @A4%k243 -debit masic de abur stripare, necunoscuta z2j!4 2679 +,{1 -entalpia aburului de 100 °C, p = 1.033 ata i2j!4 @A4%k243 2.679 10H .-,2j!4 @A4%k243 +1 i@./!A%3 @!/&!4.2@2 .-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 }k,@./!A%3 @!/&!4.2@2 q%6A4243 .-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +1 ,B2/ ,{,{ }k,L 0.363 +1 0.363 4.186 + 1 1.5195 + 1 -caldura specifica a SO2 lichid la 60 °C ,C|,C|,C| Floarea probleme] }k 5 4.18 +,C,{ |1 caldura specifica a H2O la 60 °C [5, pg.517, Tabelul XXXIX] }} . s. &ssssss. s K } $1 . s. &ssssss. s' 1.5195 0.007586 K 4.18 k,@./!A%3 @!/&!4.2@2 k,L k 5 )1 0.007586* 4.16 + 1 } 4.16 +,C,{ |1 -caldura sepecifica a solutiei sulfuroase la 60 °C q%6A4243 60 333 v -temperatura de intrare in desorber a solutiei sulfuroase prei ncalzite i@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 4.16 333 128188.5693 10H +0 1 Iesiri: i .-, }k, q%3@%43 .-, 702.016 +1 -desorbtia este totala, tot SO2 absorbit se si desoarbe }k, BUN,78 QF.F+WUXWËY I1 06422 + ,{1 [5, pg.510, Tabelul XXVII] .Q W^,C . }k, 06422 + 1 -caldura specifica a SO2 gazos la 100 °C q%3@%43 100 373 v -temperatura aburului de antrenare i 702.016 0.6422 373 168.1613 10H +0 1
i2j!4 26A436243 .-,2j!4 26A436243 z2j!4 Se considera ca un volum de abur antreneaza 1.5 volume de SO2. Stiind volumul de SO2 care este antrenat, se poate determina .-,2j!4 26A436243 -debitul masic de arbur de antren are.,-./% " 10.969 +0 1 -fluxul molar de SO2 transferat din faza gazoasa in faza lichida la a bsorbtie, respectiv din faza lichida in faza gazoasa la desorbtie Volumul de SO2 absorbit, respectiv desorbit in conditii normale: ..G, 10.969 c
z 22.4 H 245.7056 H c
z Volumul de SO2 desorbit in conditiile de lucru (100 °C): .. qG. .. 245.7056 )273 K 100* 335.707 Hq,273 41
1 volum abur antrenare 1.5 volum SO2 desorbit x = 223.805+-0T1 abur antrenat 335.707 +-0T1 SO2 desorbit .2j!4 0.597 +-T1 -densitatea aburului la 100 °C Hc c .-,2j!4 26A436243 ..,2j!4 26A436243 .2j!4 223.805 Í Î 0.597 x Hy 133.611 x y
,C,{,{ i2j!4 26A436243 133.611 +0 1 2679 +,C1 357.945 10H +0 1 [email protected]%3 . M " 56 ,B2/ ;f.R.Q.Ff.,{ 16 ,{. M 8.-./ G.GGF ,-./ 35832.,-./" 10.969 +,-.0 [email protected]%3 35832.16 10.969 393.043 10H +0 1 [email protected] 43C36342A . B.6M36@ )( K .-,2j!4 @A4%k243 .-,2j!4 26A436243* }k,5 q%3@% 43 ( 91834.2 +1 -debit masic de absorbant }k,5 4.23 +0,{1 -caldura specifica a H2O lichid la 100 °C, p = 1.033 ata [5, pg.517, Tabelul XXXIX] [email protected] 43C36342A . B.6M36@ $91834.2 K .-,2j!4 @A4%k243 133.611' 4.23 373 10H )144684.2723 K 1.5778 .-,2j!4 @A4%k243* +1 ik%34M34% v w%D./2A3% .qPentru a avea pierderi minime, este necesar izolarea coloanei: Fluxul unitar de caldura pierduta: %34M34% %D./2A%3¨k ik3 I .q . .qFw%D./2A%.%D./2A%3 %D./2A%3 ..3 .I .q.qF %D./2A% I 5 + N1. O + { 1 -coeficient partial de transfer termic pentru aer in spatii inchis e [5, pg.178., Tabelul 4-5] - |@- | .%D./2A%3 0.035 +-N |1 . O +@-{ |1 -coeficient de conductivitate termica a vatei de sticla qqFk 100 Ó 40 50 -valoare impusa q 1618 -temperatura medie anuala in spatii inchise, in hale .qF qF qk 100 45 55 .q qk q 45 17 28 .GHRRR
.%D./2A%3 GR f 0.01375 42
peretele metalic al virolei cilindrice pierdere nesemnificativa prin perete metalic film de aer T1 Tp1 Tp2 T1 T2 .izolatie .izolatie .T2 peretele metalic al virolei cilindrice pierdere nesemnificativa prin perete metalic film de aer T1 Tp1 Tp2 T1 T2 .izolatie .izolatie .T2 datorita conductivitatii ridicate izolatie Izolatia se aseaza intre doua plase de sarma si este invelita cu folie de alumin iu sau tabla zincata. Din motive de executie a stratului izolant, pentru asigurarea uniformitatii si nedis trugerii acestuia, nu se admite o grosime .%D./2A%3 A 25 . Astfel, se va lua .%D./2A%3 0.025 . B.%D BK2 .kK2 .%D./2A%3 1.472K2 0.006K2 0.025 1.534m
....: H.FQF.RHQ w%D./2A%3 F Ç B.%D BK2 Q N] 3.14 1.534 9.27 K2 Q 48.3458 v O°..:]XY\µ:´ °g.PPF.PTg 0.625 +- |1 :]XY\µ:´ .q- .qFK.q 55K28 83 83v ik%34M34% v w%D./2A%3 .q- 0.625 + N1 48.3458 . 83 .v 9.0285 10H +,{1 i2j!4 @A4%k243 K i@./!A%3 @!/&!4.2@2 i K i2j!4 26A436243 K [email protected]%3 K [email protected] 4 3C36342A . B.6M36@ K ik%34M34% 43
10H ).- 2.679 K 128188.5693* 10H )168.1613 K 357.945 K 393.043 K )144684.2723 K 1.5778 .-* K 9.02851.1012 .-,2j!4 @A4%k243 17423.8808 .-,2j!4 @A4%k243 15822.6306 xc y Indicele de utilizare al aburului se defineste ca fiind: ,2j!4 @A4%k243 15822.6306 Ä2j!4 .-.-, 702.016 22.5388 3.3.2. Calculul dimensiunilor racordurilor desorberului Dimensiunile racordurilor coloanei se determina ecuatia debitului volumic al flu idului care circula prin racord pentru: ..HG. +V 1 -T FRf -intrarea abur stripare, # ., UW^T 26503.5688 +0 . !4 @A2jk243,CG.Rhe +. .-,2j!4 @A4%k243 15822.6306 +1 .2j!4 0.597 +-T1 -densitatea aburului la 100 °C .. +V1 -. F -intrare solutie sulfuroasa, #.,@./!A%3 @!/&!4.2@2 h RH.UW^T 93.977 +. hfQ...F +1 0 .-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +. 1 . s. &ssss. ss. Gs . sssssss. s .@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G . . 91834.2 c 702.016 c . z. 92536.216 92536.216 z} c .. c} .. } c H K c H 0.001015578983 xy 1264 xy
..@./!A%3 @!/&!4.@2 984.66 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 60 °C [5, pg.15, rel.1-4, Bratu-probleme] .GF. +V1KFHH...F +V1 -T -iesire SO2+abur antrenare, #., .2j!4 26A436243 eG UW^TUW^T 551.32 +1 .FQQ +1 G.Rhe +1 0
.-, 702.016 +1 93 ,C . 2.-T -densitatea SO0 2 gazos la 0 °C, 760 mmHg [5, pg. 497, Tabelul V] .PkeHe.G ,C . .G .kP .. 2.93 )eH.FGG*e.G 2.144 +-T1 -densitatea SO2 gazos la 100 °C .-,2j!4 26A436243 133.661 +. 44
.h. +V1 -T-iesire absorbant regenerat+condens, #.,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ FG F eR HW^ 112.2372 +1 hRf +UW^T1 0 .-,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ ( K .-,2j!4 @A4%k243 .-,2j!4 26A436243 91834.2 K 15822.6306 133.611 107523.2196 xy .5 958 +,C1 -densitatea apei lichide la 100 °C .4 E4#. Valorile orientative ale vitezei de curgere ale fluidelor {E]: .C2D3 5 20 -@ .z ./%B0%M3 0.5 2.5 -@ 26503.5688 .4,2j!4 @A4%k243 E34.14 12.5 3600 0.866 4 551.32 .4, .2j!4 26A436243 E3.14 12.5 3600 0.124 93.9778 .4,@./!A%3 @!/&!4.2@2 E 4 .149 3.14 1.53600 0 112.2372 .4,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ E3.414 1.5 3600 0.163 Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor desorberului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s] Calculate STAS admisa Recalculate 1 racord intrare abur stripare 0.866 0.8 5 ... 20 14.654 2 racord iesire SO2 + abur antrenare 0.124 0.15 5 20 8.671 3 racord intrare solutie sulfuroasa 0.149 0.15 0.5 2.5 1.478 4 racord iesire absorbant regenerat + condens 0.163 0.15 0.5 2.5 1.765 Model de calcul a vitezei recalculate: 45
26503.5688 H.43B 14.6538 3.14 0.48 3600 .. 3.3.3. Fisa tehnica a desorberului Fisa tehnica Nr.2 Denumirea utilajului: coloana de desorbtie Pozitie de functionare: Vertical Numar de bucati: 1 Destinatie: coloana este destinata desorbtiei SO2-lui din solutia sulfuroasa rezultata la absorbtie prin incalzirea acesteia la 100 °C Descrierea functionarii: coloana functioneaza cu circulatia celor doua faze, gazos si lichid in contracurent Dimensiuni de gabarit: diametrul coloanei Dc = 1.472 m inaltimea coloanei Hc = 26.266 m inaltimea umpluturii Hu = 20.5165 m numarul straturilor de umplutura nstrat = 5 masa coloanei Mc = 56.537 t Conexiunile desorberului: diametrul racordului de intrare abur stripare dr, abur stripare = 0.85 m diametrul racordului de iesire SO2 + abur antrenare dr, SO2 + abur antrenare f = 0.15 m diametrul racordului de intrare solutie sulfuroasa dr, solutie sulfuroasa = 0.15 m diametrul racordului de iesire absorbant regenerat + condens dr, absorbant regenerat + condens f = 0.15 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37 46
3.4.Dimensionarea recuperatorului de caldura 3.4.1. Descrierea principalelor tipuri de schimbatoare de caldura Aparatele termice folosite in industria chimica servesc la realizarea unor opera tii insotite de trecerea caldurii de la un loc la altul, de la o materie la alta. Ele se numesc schimbatoare de caldu ra [13, pg. 336] . Majoritatea schimbatoarelor de caldura sunt aparate in care sunt delimitate doua spatii pentru circulatia celor doua substante participante la schimbul de caldura de un perete despartito r (suprafata de transmitere a caldurii). Uneori suprafata despartitoare nu exista, schimbul de caldura intre s ubstante facandu-se prin contact direct. Schimbatoarele de caldura propriu-zise se clasifica in doua subgrupe: -recuperatoare, in care schimbul de caldura se face de la fluidul cald la fluidu l rece, printr-un perete despartitor, in regim stationar (permanent) si -regeneratoare, in care schimbul de caldura se face prin intermediul unui solid care inmagazineaza caldura de la fluidul cald si cedeaza apoi fluidului rece, in regim nestationar (periodic). Tipurile reprezentative sau mai utilizate de recuperatoare de caldura sunt urmat oarele [14, pg.338-353]: -schimbatoare de caldura cu (una sau mai multe) serpentine pentru debite mici de fluid, lichide care nu formeaza cruste sau depuneri greu de curatat in interiorul serpentinei, schimbatoare de caldura cu tevi coaxiale pentru debite mici de fluide, au o rezi stenta buna la presiune schimbatoare de caldura tubulare sunt cele mai folosite, -schimbatoare de caldura spirale poate realiza recuperarea caldurii chiar la dif erente de temperatura de cateva grade, schimbatoare de caldura cu placi au un principiu de onstructie similar cu cel al filtrelor presa; prezinta o concentrare mare a suprafetei de transfer termic si un schimb de caldura inten s si eficace, -schimbatoare de caldura cu placi ondulate incrucisate folosite in special pentr u schimbul de caldura intre gaze, schimbatoare de caldura cu aripioare (longitudinale sau transversale) folosit la imbunatatirea transferului de caldura prin marirea ariei suprafetei de transmitere de partea f luidului cu coeficient mic de transmitere
Schimbatoarele de caldura sunt de mai multe tipuri: -schimbatoare de caldura tubulare simple sunt construite dintr-un fascicul de te vi fixate la capete in gaurile a doua placi tubulare; la extremitatile fasciculului tubular sunt doua c amere, de distributie si de colectare, acoperite cu capac; faciculul de tevi este inchis intr-o manta; in in teriorul aparatului se separa doua spatii: cel tubular si cel intertubular, -schimbatoare de caldura cu mai multe treceri prin tevi fluidul care circula pri n interiorul tevilor parcurge de mai multe ori aparatul, trecand intr-un sens si in sens contrar prin cate o fractiune din numarul tevilor fasciculului; dirijarea lichidului se face prin pereti despartit ori etansi, prevazuti in camerele de la capetele tevilor; transferul termic se face intr-un mod combinat (mixt), -schimbatoare de caldura cu sicane (longitudinale, transversale sau elicoidale) dirijeaza curentul de fluid care circula printre tevi in directie perpendiculara pe fasciculul de tevi , marind in acest fel viteza fluidului si imbunatatind coeficientul de transfer; transferul termic se face in curent incrucisat. 47
Pentru schimb de caldura fara condensare, pozitia verticala sau orizontala a sch imbatoarelor de caldura este determinata de locul disponibil si de consideratii tehnologice asupra intregii i nstalatii. Cand schimbul de caldura se face cu condensare de vapori, coeficientul de transfer esti mai mare in tevi orizontale; cand condensarea este urmata de racirea condensatului, asezarea verticala este preferabila. Ca regula generala, prin tevi va circula fluidul mai cald, cu debit mai mic, cu vascozitatea mai mica, cu presiune mai mare (pentru a evita ingrosarea mantalei), cel care formeaza cruste , depuneri cocs, cristale, etc. (pentru ca sa se poata curata mai usor), lichidul corosiv (pentru a feri mantaua de coroziune), iar printre tevi va circula fluidul cu vascozitatea mai mare, gazele, vaporii. Tevile schimbatoarelor de caldura se repartizeaza cat mai uniform pe sectiunea ransversala a mantalei, in cercuri concentrice, in patrat sau in hexagon. Dispunerea tevilor in patrat re vantajul ca permite curatirea din doua directii. Dispunerea tevilor in hexagon corespunde la utilizarea optima a ectiunii. Tevile se aseaza cat mai aproape una de alta pentru a mari viteza fluidului care circula prinre tevi si entru a realiza o concentrare mai mare a suprafetei de transfer.
t a s p
3.4.2. Calculul suprafetei de transfer termic al recuperatorului i v w.q-3M . w v.q-3M Q caldura schimbata intre cele doua fluide K coeficient global de transfer termic Tmed diferenta medie (aritmetica sau logaritmica) de temperatura, potent ialul schimbului termic Bilantul termic al recuperatorului: Q cedata de fluidul cald = Q primita de fluidul rece + Q pierderi Q pierderi reprezinta 3-5 % din Q cedata de fluidul cald 1 fluid mai cald 2 fluid mai rece Fluidul mai coroziv circula intratubular, agentul de incalzire circula intertubu lar. )1 0.04* .-,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ }k,5 O $qF% qF&' & q %' .-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 }k,@./. $q ,B2/ ,{,{[2] }k,L 0.342 +,C|1 0.342 4.186 +,C |1 1.43 +,C |1 cp SO2 lichid la 40 °C }k 5 4.18 +,C,{ |1 [5, pg.517, Tabelul XXXIX] cp H2O la 40 °C [5, pg.517, Tabelul XXXIX] }k O5 4.23 +,C,{ |1 cp H2O lichid la 100 °C
}} .
sssssss.
s K } $1 . s. &ssssss. s' 1.43 0.007586 K 4.18 )1 0.007586* k,@./. k,L & k 5 4.16 x y
48
T2i = 21.19 °C T2f = 60 °C Mm,sol.sulfuroasa Mm,sol.sulfuroasa Mm,absorbant regenerat + condens T1i = 100 °C Mm,absorbant regenerat + condens T1i °C T2f = 60 °C Mm,sol.sulfuroasa Mm,sol.sulfuroasa Mm,absorbant regenerat + condens T1i = 100 °C Mm,absorbant regenerat + condens T1i )1 0.04* 107523.2196 4.23 $100 qF&' 92536.216 4.16 )60 21.19* .qF& 65.78 .i@B0%-j2A2 T2i = 21.19 T2f = 60 °C T1i = 100°C T1f = 65.78 TM 49
107523.2196 4.23 )100 65.78 * 15562.4323 10H xy 4.3229 10. .×
°C
°C Tm
Digrama de variatie a temperaturii de-a lungul schimbatorului de caldura: .q- 100 60 40 .qN 65.78 21.19 44.56 .qN .q- c 2 . . } }O . ! .O! .z
!z. z} : .q-3M .qN .q- 44.56 40
= .q.q-N 4056 44. 42.23 Coeficientul global de transmitere a caldurii se determina pe baza coeficientilo r partial: 1v 1 .%K1 .FK . % . ..1 coeficient partial de transfer de caldura de la absorbant regenerat + conden s la peretele exterior al tevii .2 coeficient partial de transfer de caldura de la peretele interior al tevii ca tre solutia sulfuroasa Schitand schimbul de caldura de la agentul termic cald la solutie sulfuroasa, av em: Tp1, Tp2 temperatura depunerilor de rugina si de compus sulfuros de Fe la contac tul cu fluide Tp1, Tp2 temperatura peretelui la contactul cu depunerile de rugina si de compus s ulfuros de Fe qFÚ .°:..°< FGG..R.ef 82.89 q . .. < F. Fh..G 40.595 strat strat limita 1 limita 2 T1
T1
Tp1 Tp1 .
T2 .p Tp2 Tp2
T2 strat de rugina pe un compus sulfuros cu Fe pe partea apei partea solutiei sulfuroase
.1, .1 50 .2, .2
Determinarea K se face prin incercari succesive, prin metoda fluxurilor termice specifice, care se bazeaza pe proprietate ca fluxul termic specific variaza liniar cu temperatura in limite nu prea largi ale acestuia. )qkF qk * i v w.q-3M .Fw$qF qkF' w . .% .w$qk ' q . qkF % qk
. ¨ iw v .q-3M .F$qF qkF' . .% . $qk ' q . Fluxurile termice specifice: ¨ v .q-3M ¨F .F $qF qkF' ¨k .»°;.» ; . Ü: Ü1¤^:[\ K ÜXµ´Y K ÜÝ´17 ..: .: .1¤^:[\ .Xµ´Y .Ý´17 . ¨ . $qk q '¨ ¨F ¨k ¨ Se constata ca atat in ecuatiile criteriale de calcul ale .1 si .2, cat si in re latiile fluxurilor termice specifice intervin temperaturile pe o fata si pe cealalta a peretelui solid, Tp1 si Tp2. Valorile orientative admise pentru coeficientii partiali de transfer termic [5, pg.178, Tabelul 4-5]: .F 6550 +- |1 curgere turbulenta fortata perpendicular pe tevi (se da valori intre 3100-10000) +- |1 . 3500 +- |1 curgere turbulenta fortata in tevi si canale (se da valori intre 1200-5 800) +- |1 .4!C%62 ..3; 0.5 2 -se considera tevi de 25×2 mm [5, pg.513, Tabelul XXXIV] ..A3/ .4!C%62 1.16 +-N |1 [5, pg 510, Tabelul XXVIII] ..A3/ 46.5 +-N |1 [5, pg 511, Tabelul XXVIII] ..3; 2.3265 +-N |1 -s-a luat . pentru crusta, piatra de cazan [5, pg 510, Tabelul XXVIII] v .°°.Ö1¤^:[\ µ´Y.ÖÝ´17 °.g°P1T °P1T .g°P1T 887.0388 +- |1 .1¤^:[\ .ÖX´Y.Ý´17 . .° ¸ggP. .XµT ¸g . °
v .q-3M .F $qF qkF' . 887.0388 42.23 6550 $82.89 qkF' . qkF 77.17 "O . . l dimensiunea geometrica caracteristica, in cazul .1 este diametrul exterior al tevii (dext = 25 mm) Considerand transmiterea caldurii prin convectie la curgerea transversala peste un fascicul de tevi netede decalate, la Re = 12500 > 1000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg.1 62, rel.4-28]: .. .H. !R. "O 0.4. G !G !k.G . . 51
.. -coeficient de corectie dependent de unghiul de atac; deoarece nu avem inca date referitoare la marimile schimbatorului de caldura, se ia .. = 0.6 valoare propusa pentru schimbatorul de caldura multitubular cu sicane transversale }k .
. Pr se calculeaza pentru apa la temperatura medie a lichidului (absorbant regener at + condens), T1 = 82.89 °C }k 4.19 x y . 0.344 10;H . . . 0.6764 x y .19 10H 0.344
Prp se calculeaza pentru apa la temperatura peretelui calculata anterior, Tp1 = 77.17 °C }k 4.19 x y . 0.3694 10;H . . . 0.673 x y .19 10H 0.3694 10;H
.FHF. R "O 0.4 12500G.. 2.131G.H. H .® G 0.6 88.795 S! G..e.Q ff.ehR N .F .M´§µRFG1T 2402.623 +- |1 ¨F .F $qF qkF' 2420.92 )82.89 77.17* 13740.68 +-N 1 .»°;.» ee.Fe;.» ¨F ¨k Ö1¤^:[\ µ´Y.ÖÝ´17 . 13740.68 P.g°P1T °P1T .g°P1T . qk 67.704 .X°.°¸ . ¸.g .P .T ¸g .1¤^:[\ .ÖXµ´Y.Ý´17 "O . . l dimensiunea geometrica caracteristica, in cazul .2 este diametrul interior al tevii (tevi 25×2, dint = 21 mm)
Considerand transmiterea caldurii prin convectie la curgerea turbulenta deplin d ezvoltata in conducte drepte si canale, la Re = 12500 > 10000, avem formula de calcul pentru Nu [5, pg .159, rel.4-17]: .f .QH !R. "O 0.021 ./ . G !G !k.G .l -coeficient de corectie care arata influenta raportului dintre lungimea condu ctei si diametrul acesteia asupra .2; deoarece nu avem inca date referitoare la marimile schimbatorului de caldura , se ia .l= 1 }k .
. Pr se calculeaza pentru solutie sulfuroasa (apa) la temperatura medie a lichidul ui, T2 = 40.595 °C 52
}k 4.18 x y . 0.6488 10;H . . . 0.6348 x y .18 10H 0.6488 10;H 40.6348 4.272
Prp se calculeaza pentru apa la temperatura peretelui calculata anterior, Tp2 = 67.704 °C }k 4.19 x y . 0.4191 10;H . . . 0.6659 x y .19 10H 0.4191 10;H 40.6659 2.636
..f .QH .4.272 "O 0.021 1 12500G 4.272G 2.636.GR 83.818 S! ..HQffH.fFf N FFG1T 2533.842 +- |1 ..M G ¨ . $qk ' q 2533.842 )67.704 40.595* 68690.4 +-N 1 ¨¨F 68690.4 13740.68 c 1.1 . . !.F,.. O}O }O z } . ! z= . =. !z
! ITERATIA 1 .F 2402.623 +- |1 . 2533.842 +- |1 v 666.442 + 1 qkF 71.17 - |
"OF 86.92 .F 2352.078 + N1 ¨F 27564.197 +-N 1 qk 52.18 4.271 3.405 la Tp2 = 52.18 °C
"O 179.876 N . 5437.685 +- |1 53
¨ 62997.114 +-N 1 . hhe.FFQ ßß °eR.Q.Fhe c 1.1 ITERATIA 2 .F 2352.078 +- |1 . 5437.685 + N1 v 770.405 + 1 qkF 69.05 - |
"OF 86.252 .F 2333.79 + N1 ¨F 32281.24 -+- |1 qk 46.81 4.272 3.768 la Tp2 = 46.81 °C
"O 175.388 . 5302.027 + N1 ¨ 32991.3 +-N 1 H hhF.H ßß °fF. HQ 1.02 Pentru determinarea temperaturilor reale ale peretelui se va folosi urmatoarea r eprezentare grafica a fluxurilor termice specifice q1 si q2 in functie de temperatura peretelui de par tea fluidului cald Tp1: y = -2568.4x + 210359 69.0578872 32991.3012 71.1709207 27564.1974 y = 14536x 971571 71.1709207 62997.1141 69.0578872 32281.2396 Din intersectarea celor doua linii pe baza liniaritatii variatiei pe un interval nu prea larg, rezulta ca: qkF 69.1 ¨ 32880.163 x y
54
y = -2568.4x + 210359 y = 14536x -971571 27500 32500 37500 42500 47500 52500 57500 62500 69 69.5 70 70.5 71 y = -2568.4x + 210359 y = 14536x -971571 27500 32500 37500 42500 47500 52500 57500 62500 69 69.5 70 70.5 71 ¨ v .q-3M i. ß H ffG.F.H . . v 778.597 + 1 ..U´3 Q. H - . hFG. .H . w aß QH ffG.F.H 131.4744 . 3.4.3. Calculul numarului de tevi, a lungimilor si a diametrului recuperatorului Diametrul tevilor: 25 mm. In general, se admit valori cuprinse intre 20÷50 mm, dar se recomanda valori cat m ai mici pentru a avea turbulenta ridicata (viteza de circulatie prin tevi a fluidului cat mai mari). Numarul de tevi, nt se determina indirect, prin intermediul criteriului Re din e cuatia debitul de fluid care circula prin tevi, GV: ..% . . .. . . % . ..#E Ç.% 4#E 4=A. . =A Ç.%. -valoarea admisa a criteriului Re este 15000 .5 0.6560 10;H . -vascozitatea dinamica a apei la 40 °C
.5 992 ,C -T -densitatea apei la 40 °C 55
1 .
s.
&ssss. ss. Gs . sssssss. s .@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G 91834.2 . c 702.016 c 92536.216 z} c H cK c H .. } 0.001006252992 xy 1300 xy z. 92536.216 c .. } [email protected] +,C1 densitatea solutiei sulfuroase la 40 °C /!A%3 @!/&!4.@2 993-. .. +1#E,@./!A%3 @!/&!4.2@2 h F RH.UW^TV 93.115 -T-debitul volumetric de solutie sulf uroasa hhH.ef.+1 0 . á3. FRGGGG..R.GFG1T 0.4715 -@ -viteza de circulatie a fluidului in interiorul tuburilo r âM: hhH.ef.G.G. QJ a QhH.FF. =A .M:. H.GGH.FQG.G F G.QeFR 158.46 -numarul de tevi A .Ç .-3M%! =A w A FHF.QeQQ Ç b.-3M%! A =AQ. 11.488 c 6 -lungimea tevilor
.MU´3:¤6µ H.FQG.GHFRf. . din motive constructive si de amplasare se va folosi un schimbator de caldura cu mai multe treceri A 11.488=A43B34% . =A43B34% 87 4 A43B343 2. In general A43B34% se 2÷4 . ia Pe baza acestor valori determinate se cauta in literatura [5, pg.513, tabelul XX XIV] un schimbator de caldura cu 4 treceri care are o suprafata de transfer termic ä . ....aaa. çeçç ée si ëi . ....aíî. çi. Schibatorul de caldura ales are urmatoarele caracteristici: % 0.8 diametrul matalei (interior)=A 446 -numarul de tevi . =A k3 . A43B343 tevilorwA@A26M24M 4 -lungimea 111.5 137 -aria suprafetei de schimb Pe baza acestor valori se recalculeaza .1, .2 K A. Aria disponibila a schimbator ului ales nu poate sa
fie mai mare cu 20% decat aria rezultata din calcul, deci trebuie indeplinita co nditia: w@A26M24M )1 1.2* wB2/B!/2A2 .5 0.344 10;H . -vascozitatea dinamica a apei la 83 °C 9 ,C .5 969.-T -densitatea apei la 82.89 °C .h. +1#E,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ FGeR F HUW^TV 110.86 -T-debitul volumetric de a bsorbant h.h.h+1 0 regenerat + condens 56
)o: 13. ´ §µ[µ. . bµXµ\Y . wFQ\ Q #E).: ;M. ´ §µ6µ* . . . F.Ja,\ó_X1ó\[µ 1´^´[´1\µ..X[3´[_ ,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ .: ;M. ´ §µµ F. .).6. F.FFG.f. 0.4343 -
H.GGH.FQ)G.f ;G.G R QQ.* @ .M´§µ h.h.hG.QHQHG.G R . .. G.HQQFG1T 30617.052 -regim de curgere turbulent .. .H. !R. "O 0.4. G !G !k.G . .
unghiul de atac fiind foarte mic (diametru mic, lungime mare a schimbatorului), se vor amplasa sicane transversale .. 0.6 . .FHF .R G 0.6 147.636 "O 0.4 30617.052 G.. 2.131G.H. .RfH ®
. 0.6764 +-N |1 -pentru apa la temperatura medie a lichidului (absorbant regenerat + condens) , T1 = 82.89 °C S! ..e.Q FQe..H. N .F .M´§µ G RFG1T 3994.456 +- |1 n3 :[µ[µ. . bµXµ\.
Q\ Q w M: Ja,_XY¤µ:´ _¤Y<¤1X\_\ F.hH.FFR#E,@./.@!/&!4.2@2 .F. =A . . . F..M 6 H.GGH.FQG.G F QQ. 0.67 -@ .M: hhH.ef.G..eG.G F :µ . ..
G..R.GFG1T 21317.799 -regim de curgere turbulent "O 0.021 ./ . G.f !G.QH !G.QH ! A4 !k.G !k.G 021 ô 50 ../ 1
.% 0. ! 4.272 calculat la T2 = 40.59 °C .FfQhFGTG.QQ.HFG1T QG....f 3.768 calculat la Tp2 = 46.817 °C
..f .QH . 4.272 "O 0.021 1 21317.799G 4.272G 3.768 .GR 117.493 . 0.6348 +-N |1 pentru apa la temperatura medie a solutiei sulfuroase, T2 = 40.595 °C S! G..HQfFF e.QhH N .M:[µFFG1T 3551.667 +- |1 |1 ..M:[µFFG1T 57
v .1F K .4!C%62 A3/ K ..3; .5 10;H K 2 46 10;H .5 10;H .4!C%62 K .1.A3/ ..3; K 1 399 41.456 K 01.16 1.5 K 02.3265 K 35511.667 ... 819.091 x y
i@B0%-j2A2 4.3229 10. .×. .q-3M 42.23 . i .3229 10. i v w . w .q-3M 423 124.974 .q-3M v 819.091 42. w@A26M24M )1 1.2* wB2/B!/2A2 . 137 )1 1.2* 124.974 Lungimea totala a schibatorului de caldura: (@B0%-j2A.4 A32E2 B2k2B K 2 Pentru a evita modificarea vitezei in capac, a loviturilor de berbec care conduc la distrugerea schimbatorului, se recomanda ca sectiunea totala a tevilor sa fie egala ca aria capacului: .% 0.021 0.021 %.% Ç B .=A Ç B % =A 0.8 0.8 446 0.078 0.078 42 22 Pentru B A0.1 ,ca seavem recomanda admiterea unei valori intre 0.1 ÷ 0.25 m, valoare cat mai apropiata de 0.1 . B 0.1 0.1 Prezenta peretelui despartitor de pe placa tubulara aduce dupa sine obturarea te vilor de pe diagonala schimbatorului. Tevile scoase din functiune se vor reamplasa in placa tubulara, in imediata apropiere a peretelui (mantlei). 3.4.4. Calculul racordurilor recuperatorului Dimensiunile racordurilor recuperatorului se determina cu ecuatia debitului volu mic al fluidului care circula prin racord pentru: h RH.. F. F. +W^1 -T RH.. -intrare solutie sulfuroasa, #.,@./!A%3 @!/&!4.2@2 %6%A%2/ FGGG.FF+UW^T1 92.525 +0 1
.-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +0 . 1 . s. s. &ss,s. ss. Gs . ss,sss. ss,sss. s s5 ss .@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G . . 91834.2 c 702.016 c . 92536.216 z}z. 92536.216 c .. c} .. } c H K c H 0.000999887998 xy 1383 xy
58
..@./!A%3 @!/&!4.@2 1000.112 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 20 °C [5, Brat u-probleme] FGeR HF.h. +W^1 intrare absorbant regenerat+condens, #.,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ %6%A%2/ hRf +UW^T1 V 112.2372 +1 .-,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ 107523.2196 +. .5 958 +-T1 -densitatea apei lichide la 100 °C 0 RH.. F. +V 1 -T h -iesire solutie sulfuroasa, #.,@./!A%3 @!/&!4.2@2 &%62/ hfQ... +UW^T1 93.9778 +0 1 .-,@./!A%3 @!/&!4.2@2 92536.216 +0 . .@./!A%3 @!/&!4.@2 984.66 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 60 °C
HF.h. +W^1 FGeR
-iesire absorbant regenerat+condens, #.,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ &%62/ UW^T hfG.FF +1 109.705 +1 .-,[email protected] 43C36342A.B.6M36@ 107523.2196 +. .5 980.11 +-T1 -densitatea apei lichide la 65.78 °C .4 E4#. Valorile orientative ale vitezei de curgere ale lichidelor {E]: ./%B0%M3 0.5 2.5 -@ 4 92.525 .4,%6A4243 @./.@!/&!4.2@2 E3.14 1.5 3600 0.1477 112.2372 .4,%6A4243 [email protected]@ E3.414 1.5 3600 0.1627 93.9778 .4,%3@%43 @./.@!/&!4.2@2 E 4 .1488 3.14 1.53600 0 109.705 . .4,%3@%43 [email protected].. B.6M36@ E 4 1608 3.14 1.53600 0 Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor recuperatorului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s] 59
calculat STAS admisa Recalculate 1 racord intrare solutie sulfuroasa 0.1477 0.15 0.5 2.5 1.455 2 racord intrare absorbant regenerat + condens 0.1627 0.15 0.5 2.5 1.765 3 racord iesire solutie sulfuroasa 0.1488 0.15 0.5 2.5 1.478 4 racord iesire absorbant regenerat + condens 0.1608 0.15 0.5 2.5 1.725 Model de calcul a vitezei recalculate: 92.525 . .43B 1.455 . 3.14 0.1543600 .. 3.4.5. Calculul masei recuperatorului Masa recuperatorului se calculeaza cu formula: .43B!k .-K.A K2 .k K.2!¦ -T [5, pg.496, Tabelul II] recuperatorul va fi confectionat din otel obisnuit OL37, ..A3/ 7850 ,C Mm masa mantalei grosimea peretelui mantalei se adopta . = 5 . B* mm ..A3/ .- .-..A3/ )0.8 .*)(A 0.005*K2)4 K 2 0.1* 0.005 7850 416.691 c 3.14 Ç) %K K Mt masa fasciculului tubular grosimea tevilor este . = 2 mm .A =A.A.! =AÇ).%6AK .*(A . .! 446 3.14 )0.021 K 0.002* 4 0.002 7850 Mp masa placii tubulare grosimea peretelui placii se adopta . = 5mm .k ).k/2B2 =A..4%&%B%!*.! Ç4 =A .3¦A* . .! .)%K2 .* 3.14
.)0.8 K 2 0.005* 446 0.025 0.005 7850 11.626 c 4 Maux masa elementelor auxiliare (doua capace, sicane transversale, etc.) .2!¦ 0.01 $.- K .A K 2 .k' 0.01 )416.691 K 2022.795 K 2 11.626* 24.627 c .43B!k 416.691 K 2022.795 K 2 11.626 K 24.627 2.487 . 60
3.4.6. Fisa tehnica a aparatului Fisa tehnica Nr.3 Denumirea utilajului: recuperator de caldura Pozitie de functionare: Orizontal Numar de bucati: 1 Destinatie: recuperatorul este destinat preincalzirii solutiei sulfuroase la 60 °C inainte de intrarea fluidului in desorber pe seama agentului de incalzire folosit in prealabil in desorbtie Descrierea functionarii: schimbatorul functioneaza cu circulatia celor doua fluide, agentul termic rece si agentul termic cald in contracurent Dimensiuni de gabarit: suprafata de transfer termic: A = 137 m2 diametrul interior al recuperatorului Di = 0.8 m lungimea recuperatorului cu capac Lsch = 4.2 m lungimea tevilor Lt = 4 m numarul tevilor nt = 446 numarul de treceri ntreceri = 4 masa recuperatorului Mr = 2.487 t Conexiunile recuperatorului: diametrul racordului de intrare solutie sulfuroasa dr, intrare sol.sulf = 0.2 m diametrul racordului de intrare absorbant regenerat + condens dr, intrare abs.regen + condens f = 0.15 m diametrul racordului de iesire solutie sulfuroasa dr, iesire sol.sulf. = 0.15 m diametrul racordului de iesire absorbant regenerat + condens dr, iesire abs.regen. + condens f = 0.15 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37 61
3.5.Dimensionarea condensatorului 3.5.1. Calculul suprafetei de transfer termic al condensatorului i v w.q-3M . w v.q-3M Q caldura schimbata intre cele doua fluide K coeficient global de transfer termic Tmed diferenta medie (aritmetica sau logaritmica) de temperatura, potent ialul schimbului termic Bilantul termic al condensatorului: Q cedata de fluidul cald = Q primita de fluidul rece + Q pierderi Q pierderi reprezinta 10 % din Q cedata de fluidul cald (condensatorul nu este i zolat) 1 fluid mai cald 2 fluid mai rece Fluidul care urmeaza sa se condenseze (amestecul de vapori de apa si SO2) circul a intertubular (avantajul pierderii de caldura si prin peretele schibatorului), agentul de racire (apa de turn) circula intratubular. Temperatura de intrare al agentului de racire se ia egala cu temperatura medie a nuala, . 20 °C, iar temperatura finala se alege sub temperatura la care incep sa precipite sarurile de Ca si Mg, deoarece acestea formeaza un strat de crusta, care inrutateste mult transferul termic. Temperatura initiala si finala al amestecului supus racirii ramane aceeasi, 100 °C , avem doar condensare apei, adica schimb de caldura latenta. T2i = 20 °C T2f = 40 °C Mm,apa de racire Mm,apa de racire Mm,SO2(g) + H20(g) T1i = 100 °C Mm,SO2(g) + H2O (L) T1f = 100 °C 62
condensatorul are dispunere verticala Astfel bilantul termic ia forma: .-,2j!4 26A436243 ! .-,2C36A M3 42B%43 }k,5 $q & q %' K ik)1 0.1* .-,5 ! .-,2C36A M %43 }k,5 $q & q %' .-,2j!4 26A.0 -debitul masic de vapori de apa 436243 133661 ,. ! 2260 ,. ,C -caldura latenta de condensare a vaporilor de apa de 100 °C }k 5 4.18 +,C ,{ |1 [5, pg.517, Tabelul XXIX] cp H2O la temperatura medie de 30 °C)1 0.1* 133.661 2260 .-,2C36A M3 42B%43 4.18 )40 20* . .-,2C36A M3 42B%43 3251.991 ,C .i@B0%-j2A2 133.661 2260 302.073 10H xy 83.909 10H .× Digrama de variatie a temperaturii de-a lungul schimbatorului de caldura: .q.q N- 100 20 80100 40 60 .qN .q- c 2 . . } }O . ! .O! .z
!z. z} : .q-3M .qN .q- 80 60
= .q.q-N 60 80 69.521 T1i = 100°C T1f = 100 °C Tm TM T2f = 40 °C T2i = 20 °C Coeficientul global de transmitere a caldurii se determina pe baza coeficientilo r partial: 63
1 v 1 .%K 1 .FK ..% ..1 coeficient partial de transfer de caldura de la amestecul SO 2 + H2O la peretele exterior al tevii .2 coeficient partial de transfer de caldura de la peretele interior al tevii ca tre apa de racire Schitand schimbul de caldura de la amestecul SO2 + H2O la apa de racire, avem: Tp1, Tp2 temperatura depunerilor de compus sulfuros de Fe si de rugina la contac tul cu fluide Tp1, Tp2 temperatura peretelui la contactul cu depunerile de compus sulfuros de Fe si de rugina qFÚ .°:..°< 100 q . :.. < G.QG 30 strat limita 1 Tp1 T1 T1 strat limita 2 strat de rugina pe partea SO2 + H2O si un compus sulfuros cu Fe pe partea SO2 + H2O .1, .1; .1, .1 Tp2 Tp1
T2 T2 .p strat de rugina pe partea apei .2, .2 64
w )qkF qk *
i v w.q-3M .Fw$qF qkF. q .w$qk ' . .% . qkF % qk
. ¨ iw v .q-3M .F$qF qkF' . .% . $qk q ' . Valorile orientative admise pentru coeficientii partiali de transfer termic [5, pg.178, Tabelul 4-5]: .F 15000 +- |1 condensarea vaporilor de apa saturanti pe suprafata exterioara a une i tevi orizontale (se da valori intre 9300-15000) +- |1 .3500 + N1 curgere turbulenta fortata in tevi si ca nale (se da valori intre 1200-5800) + N1 - . - | v ° Ö1¤^:[\ µ´Y.ÖÝ´17 °P.g°P1T °P1T .g°P1T 679.174 +- |. .°. .X. °gPPP. °.°¸ . ¸.g .P .T ¸g . . .1¤^:[\ .ÖXµ´Y.Ý´17 . . TgPP v .q-3M .F $qF qkF' . 679.174 69.521 15000 $100 qkF' . qkF 96.85 La condensarea vaporilor pe suprafata exterioara a unui fascicul de tevi orizont ale avem: E.H .! I-3M o0.72 .
. .3¦A o .)=E*,O=. =E 2 )==MA 1*
. -coeficientul mediu pe intregul fascicul la dispunerea decalata a acestora [5, p g168, fig.4-8.] nv numarul mediu de tevi in randul vertical nt numarul total de tevi in schimbatorul de caldura nd numarul de tevi pe diagonala haxagonului [5, pg.514, tebelul XXXV] se alege un schimbator de caldura cu dispunere pe hexagoane, cu: nt = 19 nd = 5 19 .
=E 2.375 .. 1 2 )5 1* A.X[3.A» FGG.h..FF .k3/ 98.426 °n -temperatura medie a peliculei de condensat . 68.25 10;+ .1 -la tpel . 959.101 +,C1 -la tpel ! 2260 +,C1 -la tcond . 0.288 10;H . -la tpel . .B.6M .k -diferenta de temperatura )68.25 10;*H 959.101 2260 10H 9.81 × I-3M .F 1 0.72 . 16643.58 x y 0.288 10;H )100 96.85* 0.025 v¨F .F $qF qkF' 16643.58 )100 96.85* 52390.53 65
.»°;.» h..fR;.» ¨F ¨k . 52390.53 °P1T °P1T °P1T . qk 38.175 Ö1¤^:[\ .Xµµ´Y.ÖÝ´17 P.gg .P.g .1¤^:[\ .ÖX´Y.Ý´17°.°¸ . ¸. .T ¸g La transmiterea caldurii prin convectie la curgerea turbulenta deplin dezvoltata in conducte drepte si canale (Re > 1000): R "O 0.021 ./ . G.f !G.QH !k.G !. }k .
. Pr se calculeaza pentru apa de racire la temperatura medie de T2 = 30 °C }k 4.18 x y . 0.8007 10;H . . . 0.618 x y .18 10H 0.8007 10;H
0.618 Prp se calculeaza pentru apa de racire la temperatura peretelui calculata anteri or, Tp2 = 38.175 °C }k 4.18 x y . 0.6791 10;H . . . 0.6311 x y .18 10H 0.6791 10;H
. .f .QH ®R.QFR "O 0.021 1 12500G 5.415G Q.Qhf R G 86.173 S! G..Fff..FeH N ..M:[µFFG1T 2535.949 +- |1
¨ . $qk ' q 2535.949 )38.175 30* 20731.59 +-N 1 ¨¨F 20731.59
52390.53 A 0.9 . . !.F,.. O}O }O z } . ! z= . =. !z
! ITERATIA 1 .F 16643.58 + N1 . 2535.949 +- |1 v 635.159 + 1 qkF 97.346 .k3/ 98.673 °n . 68.26 10;+ 1 66
. 958.92 +-T1 . 0.2878 10;H .IF 17381.8+ N1 ¨F 46115.49 -+ N |1qk 45.697 - ! 5.415 !k 3.851"O 89.595 . 2636.356 + N1 ¨ 41384.97 +-N 1ßß ° 0.89 ITERATIA 2 .F 17381.8 +- |1 . 2636.356 +- |1 v 642.327 +- 1qkF 97.43 |.k3/ 98.71 °n . 68.261 10;+ 1 . 958.89 +-T1 -| . 0.2876 10;H . IF 17524.14 +- |1 ¨F 45020.96 +-N 1qk 47.007 ! 5.415 !k 3.753"O 90.161 . 2653.337 + N1 ¨ 45127.11 +-N 1ßß ° 1.002 De aici rezulta ca: ¨ 45127.11 +-N 1 ¨ v .q-3M iwß QRF e.FF N . v ..U´3 .h.RF 649.114 +- |1 67
ß fH.hGhFGT . w aQRF e.FF 1.86 . 3.5.2. Calculul numarului de tevi, al lungimilor si al diametrului condensatorul ui Diametrul tevilor: 25 mm. Numarul de tevi, nt se determina indirect, prin intermediul criteriului Re din e cuatia debitul de fluid care circula prin tevi, GV: .. . . .% . . . . . .. #E Ç4 =. . = Ç4 .. -valoarea admisa a criteriului Re este 10000 .5 0.8007 10;H . -vascozitatea dinamica a apei la 30 °C .5 996 ,C -T -densitatea apei la 30 °C 43 H RF.hhF +1 #E,2k2 M3 42B%UW^TW^ 3.265 -T-debitul volumetric de apa de racire hh.+1 0 . á3. FGGGGG.fGGeFG1T 0.3828 -@ -viteza de circulatie a fluidului in interiorul tuburilo r
âM: hh.G.G. Ja QH... =A .Q M . H.GGH.FQG.G F G.Hf f 6.84 -numarul de tevi A .Ç .-3M%! =A w A Ç .-3M%! =A b .
F.f. fQ 3.763A6 -lungimea tevilor A .MU´3:¤6µ H.FQG.GH..
. se va folosi un schimbator de caldura cu o singura trecere Pe baza acestor valori determinate se cauta in literatura [5, pg.513. tabelul XX XIV] un schimbator de caldura cu o singura trecere care are o suprafata de transfer termic ä . ....a.îi ée si ëi . ....i. îç. Schibatorul de caldura ales are urmatoarele caracteristici: % 0.15 diametrul matalei A(interior)=A -numarul de tevi 2.5 -aria suprafetei de schimb 2.5 -lungimea 13tevilorw@A26M24M Pe baza acestor valori se recalculeaza .1, .2 K A. Aria disponibila a schimbator ului ales nu poate sa fie mai mare cu 20% decat aria rezultata din calcul, deci trebuie indeplinita co nditia: w@A26M24M )1 1.2* wB2/B!/2A2 68
E.H .! I-3M o0.72 .
. .3¦A
. 1 .k3/ 98.71 °n . 68.261 10;+-. |1 -la tpel . 958.89 +,C1 -la tpel ! 2260 +1 -la tcond . 0.2876 ,C 10;H . -la tpel . .B.6M .k -diferenta de temperatura .k 97.43 °n )68.261 10;*H 958.89 2260 10H 9.81 × I-3M .F 1 0.72 . 17524.14 x y 0.2876 10;H )100 97.43* 0.025 v M =. . . QJa,\»\ 3´ 1\.:1´ QH. .R FH 0.201 #E,2k2 M3 42B%43 ..
QH.ef .M:6µ H.GGH.FQG.GF . .M: hh.G. GFG.G . . .. G.fGGeFG1T 5264.266 -regim de curgere intermediar (2300 < Re < 1000) Pentru calculul .2 la transmiterea caldurii prin convectie in regim intermediar se foloseste o figura de variatie a S! . g .). * [5, pg.161,fig.4-1.] . .T. o1 o4Po1».P Pe baza figurii: S! . g 18 . "O 18 !G.QH .o4.G.R .T.o.
o4» o4Po1».P
.QH ®R.QFR "O 18 5.415 G H.eRH R G 40.787 . 0.618 + 1 -calculat la 30 °C S! G..FfQG.efe N ..M:[µ
-| FFG1T 1200.311 +- |1 v.
0.510;H .510;H 1 .4!C%6. 1 A3/ K ..3; K 2 14610;. .... .FK2 .4!C%62 K ..A3/ ×..3; K 1 175241 .14 K 2 1.16 .5 K 02.3265 K 12001.311 497.468 x y
i@B0%-j2A2 83.909 10H .× 69
.q-3M 69.521 . i 83.909 10. i v w.q-3M . w v .q-3M 497.468 69.521 2.426 . w@A26M24M )1 1.2* wB2/B!/2A2 . 2.5 )1 1.2* 2.426 Lungimea totala a schibatorului de caldura: B2k2. K 2 (@B0%-j2A.4 A32E2 Se 0admite B .1 lungimea capacului: 3.5.3. Calculul racordurilor condensatorului Dimensiunile racordurilor recuperatorului se determina cu ecuatia debitului volu mic al fluidului care circula prin racord pentru: RF.hhF +V 1 -T H -intrare apa de racire, #.,2k2 M3 42B%43 %6%A%2/ UW^T 3.258 +0 1 hhf +. .2k2 M3 42B%43 998 +-T1 la 20 °C .GF. +W^1 K FHH...F +W^1 -intrare SO2 (g) + abur antrenare (g), #., )C* . 2j!4 26A eG 436243 )C*.FQQ +UW^TV1 G.Rhe +UW^TV1 551.32 +-0T1 . )C* 2.144 +-T1 la 100 °C RF.hhF +V 1 -T H -iesire apa de racire, #.,2k2 M3 42B%43 &%62/ hh+UW^T1 3.278 +0 . 43 992 +,C1 la 60 °C .2k2 M3 42B%-T eG .GF. +W^1 K FHH...F +W^1 -T -iesire SO2 (g) + condens (L), #., )C* . B.6M36@ )L*.FQQ +UW^T1 hRf +UW^T1 327.572 +0 . .5 )L* 958 +-T1 la 100 °C .4 E4#. Valorile orientative ale vitezei de curgere ale lichidelor {E]: .C2D3 5 20 -@ .z ./%B0%M3 0.5 2.5 -@ 4 3.258 . .4,%6A4243 2k2 M3 42B%43 E3.14 1.5 3600 00277 4 551.32 .4, )C* . 2j!4 26A436243 )C* E3.14 12.5 3600 0.1249
70
4 3.278 .4,%3@%43 2k2 M3 42B%43 E3.14 1.5 3600 0.0278 4 327.572 .4, )C* . B.6M36@ )L* E3.14 12.5 3600 0.0963 Centralizare datelor de la calculul dimensiunilor racordurilor condensatorului Nr.crt. Denumire record Diametru [m] Viteza [m/s] calculat STAS admisa recalculata 1 racord intrare apa de racier 0.0277 0.025 0.5 2.5 1.845 2 racord iesire apa de racier 0.0278 0.025 0.5 2.5 1.856 3 racord intrare SO2 (g) + abur antrenare (g) 0.1249 0.15 5 ... 20 8.671 4 racord iesire SO2 (g) + condens (L) 0.0963 0.1 5 ... 20 11.591 Model de calcul a vitezei recalculate: 3.258 . .43B 1.8445 . 3.14 0.0254 3600 .. 3.5.4. Calculul masei condensatorului Masa condensatorului se calculeaza cu formula: .B.6M .-K.AK2 .kK2 .B -T [5, pg. 496, tabelul II] condensatorul va fi confectionat din otel obisnuit OL37, ..A3/ 7850 ,C Mm masa mantalei grosimea peretelui mantalei se adopta . 3.14 = 5 . B* mm ..A3/ .- .-..A3/ Ç )0.15 )%K K.*)(A 0.005*K2)2.5 K 2 0.1* 0.005 7850 51.57 c
Mt masa fasciculului tubular grosimea tevilor este . = 2 mm 71
.A =A.A.! =AÇ).%6AK .*(A . .! 13 3.14 )0.021 K 0.002* 2.5 0.002 7850 36.8 Mp masa placii tubulare grosimea peretelui placii se adopta . = 5mm .k ).k/2B2 =A..4%&%B%!*.! Ç4 .)%K2 .* =A .3¦A* . .! 3.14
.)0.15 K 2 0.005* 13 0.025 0.005 7850 0.538 c 4 Mc masa capacului grosimea capacului se adopta . = 5 mm .B .B2k2B B2k2B1 ..! .. +4)%K2 .*K)% K .* + )0.15 K 2 0.005*K )0.15 K 0.005* 0.11 0.005 7850 1.397 c
4 .B.6M 51.57 K 36.85 K 2 0.538 K 2 1.397 92.29 c 3.5.5. Fisa tehnica a aparatului Fisa tehnica Nr.4 Denumirea utilajului: condensator de vapori de apa Pozitie de functionare: Vertical Numar de bucati: 1 Destinatie: condensatorul este destinat condensarii aburului antrenat de SO2 in operatia de desorbtie Descrierea functionarii: schimbatorul de caldura functioneaza cu circulatia celor doua fluide, agentul termic rece si agentul termic cald in contracurent Dimensiuni de gabarit: suprafata de transfer termic: A = 2.5 m2 diametrul interior al recuperatorului Di = 0.15 m lungimea recuperatorului cu capac Lsch = 2.7 m lungimea tevilor Lt = 2.5 m numarul tevilor nt = 13 numarul de treceri ntreceri = 1 masa condensatorului Mc = 92.29 kg Conexiunile recuperatorului: diametrul racordului de intrare apa de racire dr, intrare apa de racire = 0.025 m diametrul racordului de intrare SO2 (g) + abur antrenat (g) dr, intrare SO2 (g) + abur antrenat (g) = 0.15 m diametrul racordului de iesire apa de racire dr, iesire apa de racire = 0.025 m 72
diametrul racordului de iesire SO2 (g) + condens (L) dr, iesire SO2 (g) + conden s (L) = 0.1 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37 3.6.Calculul utilajelor de transport a fluidelor 3.6.1. Clasificarea si descrierea principalelor tipuri de utilaje folosite pentru transportul fluidelor Notiunea generica de pompe are in practica cateva diferentieri specifice [14, pg 371]:
in sens restrans, se numesc pompe numai utilajele pentru transportul lichidelor,
ventilatoare se numesc ce car transporta gaze la presiuni apropiate de cea atmos ferica,
compresoare sunt masini pentru comprimat gaze la presiuni medii si inalte,
pompele de vid servesc pentru obtinerea unei depresiuni relativ mici in scopul i ndepartarii gazului dintr-un spatiu. Energia furnizata pompei are efecte multiple, dintre care doua sau mai multe pot interveni simultan: -ridicarea unui lichid de la inaltimea z1 la inaltimea z2, -marirea vitezei fluidului d ela w1 la w2, -ridicarea presiunii fluidului de la p1 la p2, -marirea entalpiei unui gaz de la h1 la h2, -transportul fluidului, adica invingerea frecarii F. Transportul lichidelor prin conducte si aparatele instalatiilor se face prin cad erea libera din rezervoare, asezate la inaltimea convenabila, sau cu ajutorul pompelor. Clasificarea pompelor pentru lichide dupa criteriul constructiv: -aparate fara elemente mobile -pompe cu miscari alternative -pompe centrifuge -pompe rotative Pompele centrifuge [14, pg.388-405] au o importanta deosebita in transportul flu idelor. In ele, lichidul curge printr-un rotor care ii imprima forta centrifuga; ca urmare, lichidul este trans portat de la intrarea in pompa la iesire; in timpul trecerii prin pompa presiunea si viteza lichidului cresc. Comp arativ cu pompele cu piston, pompele centrifuge nu au pisto, iar miscarea continua a rotorului determina o mi scare continua, fara pulsatii a lichidului in interiorul pompei si in conducte. La pompele care aspira lichidul
dintr-un put, se foloseste un sorb cu supapa pentru a mentine pompa si conducta de aspiartie pline cu lichid cand pomp a este in repaus impiedicand golorea conductei (pompele obisnuite nu pornesc decat daca sunt pline cu lichid) . Racordul de aspiratie este situat axial, iar racordul de refulare tangential pe carcasa. Se va alege o pompa simpla de joasa presiune, care realizeaza inaltimi de pompar e pana la 40 m. 73
Alte tipuri de pompe centrifuge sunt urmatoarele: -pompe centrifuge cu impingere axiala a lichidului pentru ridicarea unui debit m are de lichid la inaltimi mici -pompe centrifuge cu stator sau pompe turbina au randament scazut -pompe centrifuge de presiune inalta, cu mai multe trepte (etaje) pentru obtiner ea unor inaltimi mai mari de 150 m -pompe centrifuge fara cutii de etansare recomandate pentru serviciu neintrerupt -pompe centrifuge cu presetuba conica avatajul fata de pomele fara cutii de etan sare este ca asigura etansarea in timp de repaus, scurgerea lichidului fiind impiedicata (ca la pompe le cu cutii de etansare) -pompe centrifuge autoaspiratoare Pompele pentru gaze [14, pg.410] servesc la transportul, comprimarea si uneori l a incalzirea gazelor. Ele se deosebesc teoretic si constructiv de pompele pentru lichide prin efectele compre sibilitatii gazelor. O clasificare a diferitelor tipuri de pompa pentru gaze: -aparate fara elemente mobile -compresoare volumice -cu miscari alternative (compresoare cu piston, compresoare cu diafragma) -rotative (suflante) -rotodinamice -ventilatoare (axiale, centrifugale) -turbocompresoare (axiale, centrifugale) Suflantele [143, pg.428-432] sunt compresoare volumice rotative; prin rotirea unor elemente (rotor, tambur, pistoane, piese in surub), gazul este transportat de la intrare spre iesire. Com primarea se face fie in interiorul masinii, fie in exteriorul masinii (in conducta de refulare). Exista diferite tipuri de realizari, printre care: -pompe (suflante) cu inel lichid astfel de rotoare, cuplate cu rotoare obisnuite de pompe centrifuge, servesc pentru indepsrtarea aerului din pompele aspiratoare cu autoamorsare -suflante cu tambur si lamele culisante au dezavantajul contaminarii gazului cu ulei lubrifiant -suflante cu pistoane rotative functioneaza cu comprimare exterioara; produc zgo mot -suflante elicoidale viteza mare a gazului prin masina, racire slaba la comprima re Tinand cont ca avem un debit de amestec gazos introdus in suflanta de 2550 , iar raportul de comprimare este 1, in principiu se poate alege oricare dintre aceste suflante.
3.6.2. Calculul puterii de actionare (puterii instalate) a motorului pompei pentru transportul fazei lichide (a solutiei sulfuroase) Pc puterea calculata 74
Mv debit volumic de faza lichida vehiculata de pompa in sistem (din rezorvorul s olutiei sulfuroase prin recuperator de caldura pana la varful coloanei de desorbtie) .E h RH.. F. +1 -T V 92.525 +1 FGGG.FF+UW^T1 0 . .@./!A%3 @!/&!4.@2 1000.112 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 20 °C nT randamentul total al instalatiei de pompare, =. .k.-k2 .A426@-%@%3 .-.A.4 0.4 0.7 Hm inaltimea manometrica a pompei la functionarea acesteia in retea [m] (reprezi nta, de fapt, presiunea introdusa de pompa in sistem, exprimat in metru coloana de lichid) - F K.CK.2 K.k
%34M34% . p1, p2 presiunea in spatiul in care pompa refuleaza respectiv in spatiul din car e pompa aspira in cazul nostru: F 2A- . termenul se anuleaza hg inaltimea geometrica de ridicare; se determina din schema de amplasar eal utilajelor C 2 K A.A2/2 [email protected] K 0.5 2 K 26.266 K 0.5 28.766 2 m inaltimea de la ni velul pompei pana la baza coloanei
0.5 m necesar pentru a putea scoate capacul in cazul in care se defecteaza distr ibuitorul de lichid de la varful coloanei C -termenul care exprima energia cinetica necesara vehicularii lichidului (pentr u crearea vitezei) w viteza de circulatie al lichidului pe conducta de refulare al pompei deoarece nu avem modificari de sectiune: . .@./.@!/&. G°. K .@./.@!/&..G°. 1.455 K 1.478 1.4665 2 2. k
&43B243 K
43D%@A36A3 /.B2/3 K
!A%/2ö ... K÷..2 K
. -coeficient de rezistenta locala; pe baza schemei tehnologice avem: -intrare in recuperator de caldura si intrare in desorber -iesire din rezervor de stocare si iesire din recuperator de caldura -6 coturi de 90° -un robinet plasat deasupra pompei pentru izolare
!A%/2ö .
.. 2 )z=.! ! z=. o K z .z! .z=. o *K6 }
.Ko = 2 )0.2K1*K6 1.1K0.3 9.3 75
. -coeficient de frecare, . .). , M´.V3 * . . .M´.V . 91834.2 c 702.016 c 92536.216 z} c .. c} .. } z. 92536.216 1 . s. &ss,s. ss. Gs K . ss&,sss. s c H K c H s5 ss .@./!A%3 @!/&!4.@2 .5G . 992 xy 1327 xy 0.001006133 .. .@./!A%3 @!/&!4.@2 993.903 +-T1 densitatea solutiei sulfuroase la 40 °C [5, pg.1
5, rel.1-4, Bratu-probleme] . 0.656 10;H . vascozitatea apei la 40 °C .Q..R G.FRhhH.hGH . F 3.33 10R G..R.FG1T Se adopta rugozitatea materialului peretelui conductei, tabelul XII]
0.5 0.0005 [5, pg.501,
M´.V3 G.FR . G.GGGR 300 Pe baza dependentei . .). , M´.V3 * [5, pg.26, fig.1-5.]: . 0.0257 L lungimea totala de refulare al conductei; se calculeaza pe baza schemei tehnol ogice ( A.A2/2 [email protected] K 2 (43B!k342A.4 K F B./.262 K 2 K 0.5 K 5 0.5 26.266 K 2 4.2 K F 1.472 K 2 K 0.5K5 0.5 40.402 hutilaj pierderea de presiune pe recuperatorul de caldura Rezistenta hidraulica a schimbatoarelor de caldura cu tevi si cu manta [5, pg.31 ., rel. (1-54)]: =(. =( .. . . .K÷. ..
!A%/2ö . K÷.
.3B0 2 2 .3B0 2 2 . 0.67 -@ viteza solutiei sulfuroase in teavaM´.V3 G.G FG.GGGR 42. 21317.799 2.131 10Q Pe baza dependentei . .). , M´.V3 * [5, pg.26, fig.1-5.]: . 0.045 n numarul de treceri, = 4 L lungimea unei treceri, = 4 .3B0 0.021 .. =A3E% )z=.! ! z= . o z .z! .z= . o * K 3 z=.
!} !
. 180° K 4 z=.! ! z= } ! K 3 z .z! .z=} ! 446 )1K1*K3 2.5K4 )1.5K1.5* 911.5 76
Lrecuperator Dcoloana Lrecuperator Dcoloana =2m = 0.5 m Hcoloana 4 4 0.670.67 !A%/2ö 0.045 81 K 911.5 81 21.639
0.021 29.29..0257 40.402 1.4665 k .00.15 K9.3. 29.81 K21.639 22.764 .4665 - 0K28.766K 129.81 K22.764 51.639
21.702 c×
10H 0.6 3600 Pentru asigurarea functionarii si in cazul eventualelor suprasarcini in retea, s e lucreaza cu:
Pi puterea instalata al motorului pompei [5, pg.72, tabelul 2-1] ß -coeficient de siguranta al puterii, ß .) B* ß 1.2 1.15 =.!O B 5 50 c× % 1.2 21.702 2 77
3.6.3. Calculul puterii de actionare (puterii instalate) a motorului suflantei ce alimenteaza faza gazoasa A.A2/10H .. Pc puterea calculata Mv debit volumic de faza gazoasa vehiculata de suflanta in sistem .fRf +V1 -T.E,2-3@A3B C2D.@ HeF UW^T 2724.033 +1 F.H.H . 1 0 . 1.363 +-T1 -densitatea amestecului aer + SO2 la 20 °C nT randamentul total al instalatiei de pompare, =. .k.-k2 .A426@-%@%3 .-.A.4 0.5 0.7 A.A2/ @A2A%B2 K
M%62-%B2 K
k%34M34%
@A2A%B2 F 0 M%62-%B2 .2
. 10.710 -@ -viteza gazului la intrare in absorber A%/2ö
k%34M34%
&43B243 K
43D%@A36A3 /.B2/3 K
.. z=.! ! z= . o K z .z! .z= . o K 1 }
!A%/2ö ... K÷..2 K
!
. K 0.2 o =z K 1 K 1.1 K 5.5 7.8 .3B0 . 10.710 0.3 1.363 . . 2.3672 10R . 0.0185 10;H . 0.0185 10;H . -vascozitatea dinamica a aerului la 20 °C M´.V. G.H G.GGGR 600
.. 0.0225 L lungimea totala de refulare a conductei ( 2K1.5K0.5 4 2 inaltimea de la nivelul suflantei pana la baza coloanei 1.5 distanta de la partea inferioara a ultimului strat de umplutura pana la baza coloanei 0.5 distanta de la partea inferioara a ultimului strat de umplutura pana la nive lul de introducere al amestecului gazos 78
2 m 1.5 0.5 2 m 1.5 0.5
m m m m
putilaj pierderea de presiune pe absorber (pentru invingerea fortelor de frecare)
aceasta presiune are o valoare mai mare decat pierderea de presiune pe coloana u scata din cauza frecarilor dintre gaz si pelicula de lichid si pentru ca spatiul liber este mai mic (fiind partial ocupat de lichidul descendent) Relatia Javoronkov [15, pg.40.] : !A%/2ö
B./.262 !M2A2
B./.262 !@B2A2
pcoloana uscata pierderea d siune in coloana uscata pentru fluide compresibile [15, pg.38., rel.3.17] : . . B./.262 !@B2A2 . . 3B0 ! 2 K coeficient supraunitar care depinde de natura umpluturii si de parametrul de s tropire, A w 3 ú¨/. . . / . uFH ./ .H 2 ql densitatea de stropire sau debitul masic specific al lichidului umectant rapo rtat la sectiunea goala a coloanei bl coeficient adimensional .748/ 1. G¨. H/ . 4 . ./ )1 1.65 10;FG . w*;H
. ,ChFfHQ.V ,Cdebitul masic de lichid, ( 91834.2 +1 . ¨/ °.± - 14.997 +- 10 H.GGV_ H.FQ @ . 204 - 79
./ 1.005 10;H .QFQ.hhe . GQF.GGRFG1T 292.595 -pentru curgerea lichidului / h .RhRP.T 0.318
./ 998 ,C -T -densitatea lichidului la 20 °C . 0.74 +-T1 -volumul liber (porozitatea) ®FQ.hhe GQ®G.HFf w 3 xhhf G.eQT h.fF y°T 0.093 10;FGGQ )1 1.65 G.eQ 0.093*;H 1.34
. . B./.262 !@B2A2 . . 3B0 ! 2
.G.eQxUTy.3B0 Qü QUU T 0.0145 -diametrul echivalent al umpluturiiGQxUTy . 1.363 +-T1 -densitatea amestecului aer + SO2 la 20 °C . .. < GG.eQ 0.6027 -@ -viteza reala a amestecului gazos in sectiunea libera a umplut urii . -coeficientul de frecare in coloana, . .). C* .& . 4 0.446 1.363 . C 4 . . 0.0185 10;H 204 644.3 c 40 . 0.0185 10;H . -vascozitatea dinamica a aeru i la 20 °C pentru Reg > 40 avem formula: . 1616 4.388
.. . CG644.3G 20.5165 1.363 10.71 B./.262 !@B2A2 4.388 1535.962
0.0145 2
!A%/2ö v
B./.262 !M2A2 1.34 1535.962 2058.189
.0225 4 10.710 k%34M34% .00.3 K 7.8. 2 9.81 K 2058.189 2105.543
.363 10.710
A.A2/ 0 K 12 K 2105.543 2183.714
2.754 c×
10H 0.6 3600 ß )1.5 1.2* =.!O B )1 5*c× % 1.35 2.754 3.718 c× 80
3.6.4. Fisele tehnice ale utilajelor Fisa tehnica Nr.5 Denumirea utilajului: pompa pentru transportul solutiei sulfuroase Numar de bucati: 1 Destinatie: pompa este destinata transportului solutiei sulfuroase din rezervorul de solutie sulfuroasa prin recuperatorul de caldura pana la varful desorberului Descrierea functionarii: inaltime totala de ridicare realizata de pompa invinge fortele de frecare in recuperatorul de caldura si ridica solutia sulfuroasa pana la varful coloanei de desorbtie Caracteristici: debitul volumetric vehiculat, Mv,sol.sulf. = 92.525 m3/h inaltimea geometrica de ridicare, hg = 28.766 m inaltime totala de ridicare, Hm = 51.639 m randamentul total, .T = 0.6 puterea calculata, Pc = 21.702 kW puterea instalata a motorului, Pi = 26.042 KW Conexiunile pompei: diametrul conductelor de aspiratie si refulare: d = 0.15 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37 Fisa tehnica Nr.6 Denumirea utilajului: suflanta pentru transportul amestecului gazos Numar de bucati: 1 Destinatie: suflanta este destinata alimentarii coloanei de absorbtie cu amestecul gazos aer + SO2 Descrierea functionarii: alimentarea se face la baza coloanei; presiunea totala introdusa in sistem de catre suflanta asigura invingerea pierderilor de presiune prin frecare in coloana Caracteristici: debitul volumetric vehiculat, Mv,am.gazos = 2724.033 m3/h presiunea totala produsa, ptotal = 2183.714 Pa randamentul total, .T = 0.6 puterea calculata, Pc = 2.754 kW puterea instalata a motorului, Pi = 3.718 KW Conexiunile suflantei: diametrul conductelor de aspiratie si refulare: d = 0.3 m Material din care este confectionat: otel laminat obisnuit OL 37 81
3.7.Controlul si automatizarea procesului de absorbtie. Schema bloc de automatiz are. Descriere Daca concentratia initiala a SO2 creste semnificativ, echilibrul absorbtiei se v a deregla din cauza degajarii caldurii de dizolvare: concentratia gazului dizolvat scade, iar temperatura de e vacuare a solutiei sulfuroase creste, avand loc, in paralel cu absorbtia, si desorbtia SO2-lui absorbit. De as emenea, o temperatura de alimenare de peste 20 °C a unuia dintre cele doua fluxuri poate sa perturbe echili brul. In cazul in care cei doi parametri, concentratia si temperatura de alimentare su nt constante, raportul J este constant si regleaza compozitia ambelor fluxuri. In cazul unei dereglari, creste rea temperaturii de alimentare se compenseaza prin cresterea raportului J. De asemenea, cresterea concentratiei SO 2-lui in amestecul gazos duce la (cresterea temperaturii si implicit la) cresterea raportului J. Pentru controlul unei coloane de automatizari se regleaza: -fluxurile de alimentare (L, G) -temperatura acestora -fluxurile deevacuare (L , V) pentru inchiderea bilantului de masa In consecinta, automatizarea unei coloane de absorbtie cuprinde urmatoarele sist eme de reglare automat (SRA): -un SRA de raport R/F -un SRA de temperatura pentru alimentarile coloanei -un SRA de nivel in blazul coloanei -un SRA de reglare de presiune la varful coloanei Schema bloc de automatizare a unei coloane de absorbtie: 82 PC LC TC TC FC G, Yi G, Yf L, Xi L, Xf
FC flow control (reglare de debit) TC temperature control (reglare de temperatura) LC level control (reglare de nivel) PC pressure control (reglare de presiune) 4. Probleme de coroziune Coroziunea este un proces de degradare a materialelor, exercitat la suprafata co rpurilor de oxigenul din aerul umed sau de diverse substante chimice. Coroziunea poate fi [15, pg.60-61]:
chimica (produsa de gaze uscate sau substante organice lichide)
electrochimica (formarea unor micropile in contact cu mediul agresiv, datorita u nor neregularitati pe suprafata metalelor sau datorita contactului a doua metale cu potentiale electro chimice diferite)
cauzata de procese termice si mecanice (coroziunea intercristalina, coroziune pr in imbatranire, etc.). Pentru a reduce viteza proceselor de coroziune, alegerea rationala a materialelo r de constructie a utilajelor necesare se face inca in etapa de proiectare pe baza analizei proprie tatilor chimice, mecanice si termice ale materialelor in raport cu agresivitatea mediului si conditiile de ex ploatare. Coroziunea produce pagube importante in industria chimica, marind costul de prod uctie al produselor. De aceea se doreste evitarea, pe cat posibil, a acesteia prin utilizarea unor al iaje speciale si de inhibitori de coroziune (modificarea starii electrice a sistemului, protectie anodica) sau pri n acoperi: -acoperiri metalice galvanizare, nichelare, cromare, plumbuire, cadmiere -acoperiri anorganice fosfatare, emailare, oxidare anodica -acoperiri organice vopsire si lacuire. In procesul studiat cantitatea de SO2 este mica, astfel nu se impune folosirea o telului inoxidabil care ar duce la costuri mult mai ridicate ale instalatiei. Tipul de material din care su nt confectionate utilajele este otel laminat obisnuit OL 37. Totusi, avand in vedere actiunea coroziva a SO2 gazos si a solutiei sulfuroase si dat fiind faptul ca grosimea determina rezistenta la coroziune a acesteia, se va folosi pe reti grosi de . =5 7mm. 83
5. Amplasarea utilajelor Utilajele instalatiei tehnologice se vor amplasa in felul urmator:
COTA 0 (nivelul solului): aparatele care genereaza trepidatii pompele 1, 2, 5, 11 rezervorul de solutie sulfuroasa 4 vasul de stocare apa 10 racitorul 12
COTA 1: recuperatorul 6 condensatorul 8 separatorul de picaturi 9
COTA 2: coloana de absorbtie 3 coloana de desorbtie 7 6. Tehnica securitatii si igiena muncii in instalatie Protectia muncii face parte integranta din procesul de munca si cuprinde totalit atea masurilor luate pentru a asigura personalului conditii bune de munca, pentru a-I proteja de accidente si boli profesionale. Protectia tehnica a muncii cuprinde masuri tehnice si organizatorice pentru prevenirea acc identelor de munca. Aceste norme constituie practic norme de tehnica securitatii muncii. [16] Securitatea m uncii este asigurata prin exploatarea corecta a instalatiei si cunoasterea regulilor de protectie individu ala. In cazul procesului de fata printre factorii de periculozitate se pot aminti:
aparate si utilaje in care are loc schimb termic
reteaua de curent electric
accidente mecanice
scapari de gaz, intoxicatii cu SO2 care acþioneazã ca un iritant local al mucoaselor aparatului respirator ºi al ochilor Din acest motiv, inca din faza de proiectare, pentru controlul materialelor toxi ce se iau masuri de [17, pg.44.]: -depozitare ºi transport in conditii de etanseitate maxima -echipamente si instalatii de purificare a gazelor reziduale, epurarea apelor si depozitarea solidelor periculoase -asigurarea unei ventilatii corespunzatoare conditiilor de munca -asigurarea echipamentelor de urgenta în caz de urgente ai incendii. 84
7. Partea desenata a proiectului S-a construit doua planse: -schema de amplasare al utilajelor (vezi ANEXA 1) -unul din utilajele care au fost dimensionate absorberul (vezi ANEXA 2) 8. Bibliografia utilizata [1] Pincovschi E. Tehnologia acidului sulfuric si a compusilor intermediari, Edi tura Tehnica, Bucuresti, 1967 [2] Floarea O., Jinescu Gh., Vasilescu P., Balaban C., Dima R. Operatii si utila je in industria chimica. Probleme pentru subingineri, Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1980 [3] http://en.wikipedia.org/wiki/Sulfur_dioxide [4] Bratu E.A. Operatii unitare in ingineria chimica vol. III, Editura Tehnica, Bucuresti, 1984 [5] Pavlov C.F., Romankov P.G., Noskov A.A. Procese si aparate in ingineria chimica Exercitii si probleme, Editura Tehnica, Bucuresti, 1981 [6] http://www.engineeringtoolbox.com/spesific-heat-capacity-gases-d_159.html [7] http://www.engineeringtoolbox.com/air-properties-d_156.html [8] Nenitescu C.D., Viorica I. -Manualul inginerului chimist, Vol.II., Editura T ehnica, Bucuresti, 1952 [9] Jinescu V.V. Aparate de tip coloana, Editura Tehnica, Bucuresti, 1978 [10] Domasnev A.D. Utilaje pentru industria chimica. Calcul si proiectare, Editu ra Tehnica, Bucuresti, 1962 [11] Tudose R.Z., Vasiliu M., Cristian Gh., Ibanescu I., Stancu A., Lungu M. Pro cese, operatii, utilaje in industria chimica, Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1977 [12] Dutkai E.P. Coloane cu umplutura in tehnologia chimica, Editura Tehnica, Bu curesti, 1977 [13] Bratu E.A. Operatii unitare in ingineria chimica vol. II, Editura Tehnica, Bucuresti, 1984 [14] Bratu E.A. Operatii unitare in ingineria chimica vol. I, Editura Tehnica, B ucuresti, 1985 [15] Bianca Bacioana Proiect de semestru, Cluj Napoca, 2007 [16] Adina Lucretia Ghirisan, Simion Dragan Fenomene de transfer si operatii uni tare in industria chimica Indrumar pentru lucrari practice, Editura Risoprint, Cluj-Napoca, 2009 [17] Proiect transfer de masa Pop Mariana Emilia, Cluj Napoca, 2008 [18] Al.Polihroniade Absorbtie. Adsorbtie, Editura Tehnica, Bucuresti, 1967 85
