Курсовая работа: Технологический расчет абсорбера для очистки углеводородного газа от сероводорода регенерированным
Введение
Углеводородные нефтяные и природные газы могут содержать в качестве нежелательных примесей кислые компоненты (сероводород, углекислый газ), а также сероорганические соединения (сероуглерод, меркаптаны, тиофены). Для удаления этих компонентов применяют абсорбционные процессы, основанные на избирательном поглощении целевого компонента из газовой смеси жидким поглотителем в процессе их контактирования.
В зависимости от типа взаимодействия нежелательных примесей с растворителем различают процессы химической и физической абсорбции. В первом случае очистка происходит за счет химической реакции нежелательных соединений с растворителями. В качестве абсорбентов применяют растворы алканоламинов (моноэтаноламина – МЭА; ДЭА; дигликольамина и др.) при физической абсорбции нежелательные соединения в составе газовой смеси взаимодействуют с жидкими неорганическими (вода) или органическими (пропиленкарбонат, диметиловый эфир N- метилпирролидона и др.) растворителями и поглощаются ими. Выбор способа очистки определяется выбором растворителя.
Абсорбционные аппараты по способу создания развитой поверхности контакта фаз между очищаемым газовым сырьем и жидким поглотителем подразделяют на насадочные, тарельчатые, пленочные и распылительные.
В насадочных аппаратах, наиболее распространенных в промышленности, она создается при обволакивании слоем жидкого абсорбента насадки (кольца Рашига, Палля, хордовые насадки, проволочные, седлообразные и др.). Поток газа непрерывно контактирует с пленкой жидкости.
В тарельчатых аппаратах на некотором расстоянии друг от друга размещают перфорированные тарелки (колпачковые, ситчатые, клапанные), на которых с помощью сливных порогов поддерживается слой жидкости. Через него барботирует газ, в результате чего обеспечивается необходимая поверхность контакта фаз.
В пленочных абсорберах поглотитель распределяется по поверхности труб (пленочные абсорберы трубчатого типа) или прямоугольных вертикальных листов (пленочные абсорберы с плоскими поверхностями), а газовый поток проходит через трубное пространство или зазорах между параллельными листами. В распылительных абсорберах большая величина поверхности контакта фаз достигается распылением жидкости в газовом потоке.
Для очистки углеводородных газов применяют колонные аппараты тарельчатого и насадочного типа.
В курсовом проекте требуется рассчитать абсорбер для очистки углеводородного газа от сероводорода регенерированным водным раствором диэтаноламина (ДЭА) производительность по газовому сырью 280000 м3/ч. Расчет включает в себя: составление материального и теплового баланса абсорбера, определение химического состава насыщенного абсорбента, предварительный расчет диаметра абсорбера, расчет работоспособности тарелок, расчет высоты абсорбера и диаметров штуцеров аппарата.
1. Материальный баланс абсорбера
Рис. 1
Суммарное содержание кислых компонентов (рис. 1):
, и — содержание кислых компонентов в газовом сырье, % об.
Количество раствора ДЭА в единицу времени находим из графика:, тогда количество раствора ДЭА, циркулирующего в системе абсорбер – десорбер, – плотность 18-%-ного водного раствора ДЭА при температуре входа в аппарат .
Расчет мольного состава регенерированного раствора ДЭА и состава неочищенного газа приведен в таблицах 1 и 2.
Таблица 1 — Расчет мольного состава регенерированного раствора ДЭА
Компонент | Мольная масса | Количество | Содержание | |||
, | , масс. доли | , мольн. доли | ||||
18,0 | 123477 | 6860 | 0,8199 | 0,96367 | 0,046 | |
ДЭА | 105,0 | 27108 | 258,2 | 0,18 | 0,03627 | 0,0017 |
34,0 | 15 | 0,4 | 0,0001 | 0,000056 | 2,94*10-6 | |
Σ | 150600 | 7118,6 | 1,0000 | 0,9999961,0 | 0,04770294 | |
Таблица 2 — Расчет состава неочищенного газа
Компонент | Мольная масса | Количество , | Содержание , мольн. доли | Количество , кг/ч | Содержание масс. доли | |
16 | 210000 | 0,75 | 12 | 150000 | 0,5372 | |
30 | 28000 | 0,1 | 3 | 37500 | 0,1343 | |
44 | 22400 | 0,08 | 3,52 | 44000 | 0,1576 | |
58 | 16800 | 0,06 | 3,48 | 43500 | 0,1558 | |
34 | 2800 | 0,01 | 0,34 | 4250 | 0,0152 | |
Σ | 280000 | 1,00 | 22,34 | 279250 | 1,00011,000 |
Количество метана и этана, растворившихся в единицу времени в воде, содержащейся в водном растворе ДЭА
, ,
где и — растворимость метана и этана в воде при температуре t и нормальном давлении, , — объемный расход воды в водном растворе ДЭА, t – температура, при которой происходит растворение (принимаем t = ).
,
*,
*.
Расходы метана, этана и сероводорода в очищенном газе равны:
(=0,15% об. — содержание в очищенном газе, не более).
Остальной расчет состава очищенного газа приведен в таблице 3.
Таблица 3 — Расчет состава очищенного газа
Компонент | Мольная масса | Количество , | Содержание , мольн. доли | Количество , кг/ч | Содержание масс. доли | |
16 | 209997,45 | 0,7576 | 12,12 | 149998,2 | 0,5459 | |
30 | 27996,86 | 0,1010 | 3,03 | 37495,8 | 0,1365 | |
44 | 22400 | 0,0808 | 3,56 | 44000 | 0,1604 | |
58 | 16800 | 0,0606 | 3,51 | 43500 | 0,1581 | |
34 | 4,2 | 0,0000152 | 0,00052 | 6,4 | 0,000023 | |
Σ | 277198,5 | 1,0000152 | 22,2 | 275000 | 1,000923 |
Расход газов, поглощенных раствором ДЭА:
.
Расход насыщенного кислыми компонентами водного раствора ДЭА:
Сводные данные по материальному балансу абсорбера представлены в таблице 4.
Таблица 4 — Материальный баланс абсорбера
Поток, поступающий в абсорбер (рис. 1) | Количество, кг/ч | Поток, выводимый из абсорбера (рис. 1) | Количество, кг/ч |
Неочищенный газ, | 279250 | Очищенный газ, V | 275000 |
Регенерированный раствор ДЭА, | 150600 | Насыщенный раствор ДЭА, | 154850 |
Σ | 429850 | Σ | 429850 |
Тепловой баланс абсорбера.
Уравнение теплового баланса абсорбера:
.
Здесь Q — количество тепла соответствующего материального потока, кДж, – количество тепла, выделяемого при абсорбции компонентов, кВт.
Количество тепла, вносимого в аппарат газовым сырьем при температуре .
Расчет энтальпии идеального газа представлен в табл. 5.
Таблица 5 — Расчет энтальпии для неочищенного газа
Компонент | Содержание , масс. доли | Коэффициенты в формуле для расчета энтальпии идеального газа | Энтальпии, кДж/кг | ||||
А | В | С | D | ||||
0,5372 | 154,15 | 15,12 | 0,0519 | 56,62 | 650,3 | 349,3 | |
0,1343 | 58,65 | 23,63 | 0,4139 | 56,15 | 445,7 | 59,9 | |
0,1576 | 33,65 | 26,31 | 0,5380 | 35,58 | 390,9 | 61,6 | |
0,1558 | 34,72 | 26,08 | 0,5455 | 39,22 | 393,4 | 61,3 | |
0,0152 | 87,27 | 2,54 | 0,0128 | 26,12 | 306,8 | 4,7 | |
Σ | 1,00011,000 | 536,8 |
R = 8,315– универсальная газовая постоянная; — псевдокритическая температура, К; — средняя мольная масса неочищенного газа; — поправки на давление для энтальпии; — фактор ацентричности смеси. Определяются в зависимости от приведенных давления и температуры , вычисляемых по формулам:
— псевдокритическое давление, Па.
— критические давления (Па) и температуры (К) для компонентов смеси
— фактор ацентричности i-го компонента.
Расчет псевдокритических параметров и фактора ацентричности приведен в таблице 6. Данные для расчета , — в таблице 7.
Таблица 6 — Псевдокритические параметры и фактор ацентричности неочищенного газа
Компонент | Содержание , мольн. доли | , МПа | , К | , МПа | , К | ||
0,75 | 4.605 | 190.55 | 0.0104 | 3.4538 | 142.91 | 0.00780 | |
0,1 | 4.875 | 305.43 | 0.0986 | 0.4875 | 30.54 | 0.00986 | |
0,08 | 4.248 | 369.82 | 0.1524 | 0.3398 | 29.59 | 0.01219 | |
0,06 | 3.795 | 425.16 | 0.2010 | 0.2277 | 25.51 | 0.01206 | |
0,01 | 9.000 | 373.6 | 0.1000 | 0.0900 | 3.74 | 0.00100 | |
Σ | 1,00 | 4.6 | 232.29 | 0.04291 |
Таблица 7 — Поправки на давление для энтальпии плотных газов и жидкостей
0,8 | 1,0 | 0,8 | 1,0 | ||
1,3 | 2,09 | 2,76 | 1,3 | 0,55 | 0,71 |
1,4 | 1,76 | 2,26 | 1,4 | 0,34 | 0,42 |
Количество тепла, приносимого газовым сырьем:
Таблица 8 — Расчет энтальпии для очищенного газа
Компонент | Содержание , масс. доли | Коэффициенты в формуле для расчета энтальпии идеального газа | Энтальпии, кДж/кг | ||||
А | В | С | D | ||||
0,5459 | 154,15 | 15,12 | 0,0519 | 56,62 | 650,3 | 355 | |
0,1365 | 58,65 | 23,63 | 0,4139 | 56,15 | 445,7 | 60.84 | |
0,1604 | 33,65 | 26,31 | 0,5380 | 35,58 | 390,9 | 62.7 | |
0,1581 | 34,72 | 26,08 | 0,5455 | 39,22 | 393,4 | 62.2 | |
0,000023 | 87,27 | 2,54 | 0,0128 | 26,12 | 306,8 | 0.0071 | |
Σ | 1,000923 | 540.75 |
Таблица 9 — Псевдокритические параметры и фактор ацентричности очищенного газа
Компонент | Содержание , мольн. доли | МПа | , К | , МПа | , К | ||
0,7576 | 4.605 | 190.55 | 0.0104 | 3.4887 | 144.36 | 0.0079 | |
0,1010 | 4.875 | 305.43 | 0.0986 | 0.4924 | 30.85 | 0.01 | |
0,0808 | 4.248 | 369.82 | 0.1524 | 0.3432 | 29.88 | 0.0123 | |
0,0606 | 3.795 | 425.16 | 0.2010 | 0.2300 | 25.76 | 0.0122 | |
0,0000152 | 9.000 | 373.6 | 0.1000 | 0.000137 | 0.0057 | 0.000002 | |
Σ | 1,00 | 4.55 | 230.86 | 0.0424 |
, (по данным из табл. 7).
Так как остаточное содержание невелико, можно принять равной энтальпии 18%-го водного раствора ДЭА; тогда
теплоемкость водного раствора ДЭА, .
При .
Рассчитываем количество тепла, выделяемого в единицу времени при абсорбции в 18%-ном водном растворе ДЭА (теплом, выделяющимся при абсорбции и , пренебрегаем в силу его незначительности):
,
— теплота хемосорбции , кДж/кг.
,
— теплота хемосорбции сероводорода, — доля сероводорода в смеси кислых компонентов, в данном случае .
.
Расход тепла с насыщенным абсорбентом вычисляется на основе теплового баланса абсорбера, представленного в таблице 10.
Таблица 10 — Тепловой баланс абсорбера
Обозначение потока | Количество, кг/ч | Температура, | Энтальпия, кДж/кг | Количество тепла, кВт |
Приход | ||||
279250 | 40 | 349,8 | 27206,7 | |
150600 | 40 | 152,8 | 6392 | |
4250 | 1905 | 2248,7 | ||
Σ | 35847,4 | |||
Расход | ||||
275000 | 40 | 354,55 | 27300 | |
154850 | ||||
Σ | 35847,4 |
Для учета зависимости теплоемкости насыщенного абсорбента от температуры примем значение температуры насыщенного абсорбента на 12 градусов выше температуры регенерированного раствора:
.
Теплоемкость при данной температуре пересчитываем .
Найденная и принятая величины совпадают с точностью до 0,19%.
Химический состав насыщенного абсорбента.
— давление в аппарате, МПа, — общее число молей реагирующей смеси, — разность чисел молей продуктов и исходных реагентов.
Константа химического равновесия связана с изменением стандартного изобарного потенциала:
Где – изменение стандартного изобарного потенциала для j-й реакции (j = 1, 2), кДж/моль; R = 8,315газовая постоянная температура реакции, К.
Рассчитываем изменение изобарного потенциала реакции:
, где
— изменение энтальпии образования, кДж/моль; — изменение энтропии реакции, .
– суммы энтальпий образований исходных веществ и продуктов реакции, кДж/моль; — суммы энтропий исходных веществ и продуктов реакции, , — количество молей вещества. Значения энтальпий образования и энтропий веществ приведены в таблице 11. Расчет констант химического равновесия – в таблице 12.
Таблица 11 — Стандартные энтальпии образования и энтропии при температуре t = 25
Элемент, соединение, ион | , кДж/моль | , Дж/(моль*К) | Элемент, соединение, ион | , кДж/моль | , Дж/(моль*К) |
-20.160 | 205.776 | -51.036 | 219.592 | ||
-17.668 | -61.126 | -156.499 | 999.306 | ||
S | 2.805 | 22.190 | -310.193 | 2020.802 | |
46.221 | 192.630 | -176.167 | 938.181 | ||
-46.221 | 192.630 | ||||
, |
Таблица 12 — Расчет констант химического равновесия
Реакция | , кДж/моль | , | , кДж/моль | ||
22,965 | -0,184 | 82,8 | -0,013 | 0,971 | |
-21,981 | -0,350 | 91,8 | -0,015 | 0,447 |
Обозначим число киломолей и , полученных по реакциям 1 – 2, через и и проведем расчет равновесного превращения по схемам, представленным в таблице 13.
Таблица 13 — Расчет равновесного превращения
Реакция | ||
Число киломолей | 3 | 2 |
в исходной смеси | ||
в равновесной смеси, | ||
всего в равновесной смеси, | 2 | |
Разность чисел киломолей | -2 |
Тогда выражения для расчета констант химического равновесия реакций 1 – 2 будут выглядеть следующим образом:
Методом подбора определяем и .
,
Для получения в количестве кмоль/ч необходимо знать количество прореагировавших веществ.
Определяем количество исходного сероводорода:
По реакции 1 прореагировали вещества в количествах:
Получено по реакции 1:
или
После реакции 1 в насыщенном абсорбенте остаются непрореагировавшими:
Определяем количество исходного:
По реакции 2 прореагировали вещества в количествах:
Получено по реакции 2:
После реакции 1 в насыщенном абсорбенте остаются непрореагировавшими:
С учетом содержания остаточного сероводорода в поступающем в аппарат абсорбенте количество , растворенное в насыщенном абсорбенте, равно:
Расчет состава насыщенного абсорбента, выводимого из аппарата, приведен в таблице 14.
Таблица 14 — Расчет состава насыщенного абсорбента
Компонент | Мольная масса | Количество | Содержание | |||
, кг/ч | , кмоль/ч | , масс. доли | мольн. доли | |||
105 | 26283 | 250,3 | 0,169732 | 0,034593 | 3,63 | |
18 | 123477 | 6859,8 | 0,797400 | 0,948062 | 17,07 | |
34 | 4067,8 | 119,6 | 0,026269 | 0,016529 | 0,56 | |
244 | 548,2 | 2,25 | 0,003540 | 0,000311 | 0,08 | |
139 | 467,6 | 3,36 | 0,003020 | 0,000464 | 0,06 | |
16 | 1,8 | 0,113 | 0,000012 | 0,000016 | 0,0003 | |
30 | 4,2 | 0,14 | 0,000027 | 0,000019 | 0,0006 | |
Σ | 154850 | 7235,6 | 1,000000 | 0,999994 | 21,42 |
Диаметр абсорбера.
Диаметр абсорбера в наиболее нагруженном нижнем его сечении рассчитываем по формуле:
, где
L – расход насыщенного абсорбента из аппарата, кг/с; — плотность насыщенного абсорбента,; – коэффициент для клапанных тарелок; С = 480 – коэффициент для абсорберов при расстоянии между тарелками, равном 0,6 м; G – расход газового сырья в аппарат, кг/с; — плотность газового сырья, .
Расход насыщенного абсорбента: .
Плотность насыщенного водного раствора ДЭА при температуре находим по содержанию в нем ДЭА:
Расход газового сырья в аппарат:
Рассчитываем плотность газового сырья при температуре и давлении :
Тогда диаметр абсорбера:
Предварительно принимаем . Правильность данного значения диаметра аппарата будет уточнена в ходе расчетов.
Расчет работоспособности клапанных тарелок.
Работоспособность наиболее нагруженной по газу и жидкости нижней тарелки абсорбера определяется необходимыми значениями следующих показателей:
— сопротивление тарелки потоку газа;
— скорость газа в отверстиях тарелки;
— отсутствие провала жидкости;
— высота слоя пены на тарелке;
— унос жидкости;
— градиент уровня жидкости на тарелке;
— отсутствие захлебывания.
Сопротивление тарелки потоку газа.
Рассчитываем сопротивление клапанной тарелки потоку газа. Для клапанной тарелки оно должно находиться в пределах 450 – 800 Па.
— коэффициент сопротивления сухой тарелки, при полностью открытых клапанах равный 3,63; — скорость газа в отверстии под клапаном, м/с; — высота сливной перегородки, м; — подпор жидкости над сливной перегородкой, м; – сопротивление, связанное с действием сил поверхностного натяжения, Па.
Скорость газа в отверстиях тарелки:
где – площадь прохода паров, м2.
( — доля живого сечения тарелки; – рабочая площадь тарелки,.
Параметры двухпоточной клапанной тарелки диаметром представлены в таблице 15.
Таблица 15 — Техническая характеристика двухпоточной тарелки типа ТКП (по ОСТ 26-02-1401-76)
Диаметр абсорбера , м | 3,4 |
Свободное сечение абсорбера, м2 | 9,08 |
Шифр тарелки | Б |
Рабочая площадь тарелки , м2 | 7,11 |
Периметр слива В, м | 4,08 |
Площадь слива, м2 | 0,89 |
Длина пути жидкости , м | 1,00 |
Доля живого сечения тарелки при шаге между рядами отверстий | 0,129 |
Межтарельчатое расстояние , м | 0,60 |
Число рядов клапанов на поток | 13 |
Общая масса тарелки, кг, не более | 680 |
Высоту сливной перегородки принимаем равной 0,04 м.
Определяем подпор жидкости над сливной перегородкой:
,
— удельная жидкостная нагрузка
32 мм.
Для клапанных тарелок должно быть не менее 13 мм, иначе наблюдается явление конусообразования (отталкивания жидкости от отверстий). Так как , конусообразования происходить не будет.
Рассчитываем сопротивление, связанное с действием сил поверхностного натяжения жидкости:
где — поверхностное натяжение насыщенного 17% водного раствора ДЭА при температуре 52℃.
— эквивалентный гидравлический диаметр щели под клапаном, — высота поднятия клапана.
Тогда сопротивление клапанной тарелки потоку газа будет равно:
Значение сопротивления выбранного типа тарелок не выходит за пределы допустимых значений для клапанных тарелок (450).
Скорость газа в отверстиях тарелки.
Рассчитываем массу цилиндрического столбика жидкости над клапаном: диаметр клапана.
Площадь клапана, на которую действует давление газа (для упрощения принимаем ее равной площади отверстия под клапаном):
Рассчитываем скорость газа:
условие открытия клапана на орошаемой жидкостью тарелке выполняется.
(Поток газа в отверстии над клапаном должен иметь скорость для того, чтобы поднять клапан и столбик жидкости над ним. После поднятия клапана в отверстии устанавливается скорость ).
Отсутствие провала жидкости.
Для того, чтобы не происходило утечки (провала) жидкости на нижележащие тарелки через отверстия под клапанами, необходимо, чтобы фактическая скорость газа в отверстиях была больше минимальной необходимой для отсутствия провала жидкости скорости,
Рассчитываем минимальную допустимую скорость газа в отверстиях клапанной тарелки:
где Q – коэффициент, зависящий от длины пути жидкости и в данном случае равный 0,16 (для условие отсутствия провала жидкости выполняется.
Объемный расход газа на нижней границе эффективной работы тарелки:
Условие выполняется.
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Условие выполняется.
Высота слоя пены на тарелке.
Высота слоя пены над слоем светлой жидкости рассчитывается по формуле:
,
где , В, С – коэффициенты, равные для клапанной тарелки: А = 59,5, В = 2,2, С = 1,74; — приведенная скорость газа, м/с; — поверхностное натяжение насыщенного 17% водного раствора ДЭА при температуре 52℃.
Приведенная скорость газа (скорость, отнесенная к рабочей площади тарелки):
Полученная высота пены является допустимой при расстоянии между тарелками 0,6 м.
Унос жидкости.
Допустимая величина межтарельчатого уноса:
Рассчитываем величину удельного уноса жидкости с наиболее нагруженных нижних тарелок аппарата:
,
где D, α – коэффициенты, для клапанных тарелок D = 1.72, α = 1.38; — комплекс, рассчитываемый по формуле:
.
Унос жидкости не превышает допустимой величины .
Объемный расход жидкости с учетом уноса:
,
.
Градиент уровня жидкости на тарелке.
На клапанных тарелках с перекрестным током вследствие гидравлического сопротивления при течении жидкости в сторону переливного порога уровень жидкости на стороне ее входа будет больше на величину гидравлического градиента, рассчитываемого по формуле:
где — коэффициент сопротивления для клапанных тарелок; — длина пути жидкости на тарелке, м; — эквивалентный диаметр потока вспененной жидкости, м; — условная скорость пены на тарелке, м/с.
Рассчитываем коэффициент сопротивления для клапанных тарелок (по формуле для колпачковых тарелок):
,
где – глубина барботажа, м; — критерий Рейнольдса.
Глубина барботажа равна:
Критерий Рейнольдса:
где — кинематическая вязкость жидкости с нижней тарелки, м2/с.
Условная скорость пены на тарелке:
где — средняя линейная плотность орошения, м2/с,
— средняя ширина потока при движении жидкости по тарелке (n – число потоков).
Рассчитываем условную скорость пены:
Эквивалентный диаметр потока вспененной жидкости:
Кинематическая вязкость насыщенного раствора ДЭА при содержании ДЭА, равном 17% масс, составляет
— динамическая вязкость насыщенного раствора ДЭА.
.
Данное значение допустимо для длины пути жидкости
Отсутствие захлебывания.
Захлебывание представляет собой нарушение нормального перетока жидкости с тарелки на тарелку в результате переполнения переточного устройства. Условие отсутствия захлебывания:
где — высота уровня вспененной жидкости в устройстве, равная
Здесь — высота светлой жидкости в сливном устройстве м; — высота слоя пены в сливном устройстве, м.
где = 760 Па – общее сопротивление нижней клапанной тарелки аппарата; — потеря давления жидкости при ее протекании через сливное устройство, Па.
где – коэффициент сопротивления; — скорость жидкости в сечении между нижним обрезом сливной перегородки и тарелкой, м/с, равная:
площадь сечения между нижним обрезом сливной перегородки и тарелкой (поперечное сечение зазора). Здесь а – зазор под сливным стаканом, который для обеспечения гидрозатвора должен быть меньше ; принимаем а = 0,027 м.
Высоту пены в сливном устройстве примем равной высоте пены на тарелке, Тогда условие отсутствия захлебывания выполняется.
В результате расчета работоспособности наиболее нагруженной по газу и жидкости нижней тарелки абсорбера была подтверждена правильность выбора диаметра аппарата равным .
2. Высота абсорбера
Рабочая высота абсорбера равна, м:
где — высота верхней камеры; — высота части аппарата, занятой тарелками; — высота нижней камеры.
. (Принимаем).
где — число рабочих тарелок.
Число рабочих тарелок равно:
,
где — число теоретических тарелок, η – коэффициент полезного действия тарелки.
Применим в абсорбере клапанные тарелки, к.п.д. которых при хемосорбции и находятся в пределах 10. Учитывая, что отсутствует, примем η = 35%.
Рассчитываем число теоретических тарелок, необходимое для обеспечения заданного коэффициента извлечения в абсорбере при постоянном среднем коэффициенте его извлечения на каждой тарелке:
,
где – коэффициент извлечения в абсорбере; — средний коэффициент извлечения на тарелках.
Коэффициент извлечения в абсорбере равен:
.
Рассчитываем средний коэффициент извлечения на тарелках:
где — коэффициент массопередачи при хемосорбции, м/ч; а – удельная поверхность контакта фаз, – высота газожидкостного слоя, м; — приведенная скорость газа при рабочих условиях в нижней части аппарата, м/с.
Коэффициент массопередачи при хемосорбции рассчитывается через коэффициенты массоотдачи при физической абсорбции по формуле:
– коэффициенты массотдачи в газовой и жидкой фазах, м/ч; — константа фазового равновесия при физической абсорбции с поправкой на ионную силу раствора, полученного в результате хемосорбции.
Коэффициент массоотдачи в газовой фазе:
— коэффициент массоотдачи в газовой фазе, отнесенный к единице рабочей площади тарелки.
Находим:
(А = 41700, m = 1, n = 0.5 – коэффициенты,
Коэффициент массоотдачи в жидкой фазе равен:
— коэффициент массоотдачи в жидкой фазе, отнесенный к единице рабочей площади тарелки.
Находим:
(А = 240, m = 0,35, n = 0.58 – коэффициенты,
Найдем константу фазового равновесия с поправкой на ионную силу раствора ДЭА:
,
где – константа фазового равновесия для ; , и — поправочные коэффициенты на присутствие отрицательных, положительных ионов и растворенного газа; , — количества положительных и отрицательных ионов; С – концентрация абсорбента, кмоль/м3.
Константу фазового равновесия рассчитаем по формуле:
где — константа фазового равновесия для водного раствора при температуре ; и — средняя мольная масса и плотность абсорбента в нижней части аппарата; T = 52 + 273 = 325 К – абсолютная температура газа.
.
В водном растворе ДЭА в результате хемосорбции содержатся следующие положительные и отрицательные ионы:
,
,
.
Поправочные коэффициенты и заряды ионов приведены в таблице 16.
Таблица 16 — Поправочные коэффициенты
Ион, молекула | Ион-аналог | Число ионов | Поправочный коэффициент | |
3 | 0,07 | |||
2 | 0,2 | |||
3 | 0,05 | |||
0,2 |
Рассчитываем концентрацию абсорбента:
Тогда
Коэффициент массопередачи равен:
Рассчитываем удельную поверхность контакта для клапанных тарелок:
,
где – критерий Вебера; — газосодержание; , — вязкость водного раствора ДЭА и воды при 52℃; Fr – критерий Фруда, рассчитываемый по приведенной скорости газа:
0,25
Критерий Вебера:
Рассчитываем газосодержание:
Тогда удельная поверхность контакта будет равна:
Число теоретических тарелок:
Число рабочих тарелок:
.
Рабочая высота абсорбера равна:
Расчет диаметров штуцеров аппарата.
Внутренние диаметры штуцеров аппарата рассчитываются по формуле:
,
где – объемные расходы соответствующих потоков, м3/с; — скорости соответствующих потоков, м/с.
,
где — абсолютные плотности соответствующих потоков, кг/ м3 (плотности очищенного газа и регенерированного раствора ДЭА рассчитываются аналогично плотностям очищенного газа и насыщенного раствора ДЭА).
Для получения значения оптимального диаметра трубопровода принимаем в зависимости от типа перекачиваемой среды.
Расчет оптимальных диаметров приведен в таблице 17.
Таблица 17 — Расчет оптимального диаметра штуцеров аппарата
Поток | Тип перекачиваемой среды | , кг/с | , кг/ м3 | м3/с | , м/с | Расчетное значение диаметра штуцера, мм | Принимаемое значение и толщины стенки, мм | , м/с |
Неочищенный газ, | Газ при большом давлении | 77,8 | 34,8 | 2,215 | 17 | 404 | 426 | 17,3 |
Регенерированный раствор ДЭА, | Жидкость нормальной вязкости, перекачиваемая насосом | 41,8 | 1006 | 0,042 | 2 | 164 | 194 | 1,6 |
Очищенный газ, V | Газ при большом давлении | 76,6 | 34,6 | 2,214 | 17 | 404 | 426 | 17,3 |
Насыщенный раствор ДЭА, | Жидкость нормальной вязкости, перекачиваемая насосом | 43,0 | 999,5 | 0,043 | 2 | 164 | 194 | 1,6 |
Заключение
В курсовом проекте был проведен технологический расчет абсорбера для очистки углеводородного газа от сероводорода регенерированным водным раствором диэтаноламина (ДЭА). В результате расчета выбран колонный аппарат ККП (с клапанными тарелками) даметром 3,4 м, работающий под давлением 4 МПа. Исполнение — цельносварное Техническая характеристика выбранного аппарата приведена в таблице 18. Техническая характеристика выбранного типа тарелок приведена в таблице 19.
Таблица 18 — Техническая характеристика абсорбера
Внутренний диаметр, м | 3,4 |
Высота, м | 10,4 |
Давление в аппарате, МПа | 4 |
Число рабочих тарелок | 15 |
Размеры штуцеров: | |
— для ввода газового сырья | 426 |
— для ввода регенерированного раствора ДЭА | 194 |
— для вывода очищенного газа | 426 |
— для вывода насыщенного раствора ДЭА | 194 |
Поступающий на очистку газ: | |
расход, м3/ч | 280000 |
содержание , об. доли | 0,01 |
Содержание в очищенном газе, об. доли, не более | 0,001 |
Температура поступающего раствора, ℃ | 40 |
Температура уходящего раствора, ℃ | 52 |
Состав регенерированного раствора ДЭА: | |
0,8199 | |
ДЭА | 0,18 |
0,0001 | |
Расход, м3/м3 газа | 0,019 |
Таблица 19 — Техническая характеристика двухпоточной тарелки типа ТКП (по ОСТ 26-02-1401-76)
Диаметр абсорбера , м | 3,418 |
Свободное сечение абсорбера, м2 | 9,08 |
Шифр тарелки | Б |
Рабочая площадь тарелки , м2 | 7,11 |
Периметр слива В, м | 4,08 |
Площадь слива, м2 | 0,89 |
Длина пути жидкости , м | 1,00 |
Доля живого сечения тарелки при шаге между рядами отверстий | 0,129 |
Межтарельчатое расстояние , м | 0,60 |
Число рядов клапанов на поток | 13 |
Общая масса тарелки, кг, не более | 680 |
Зазор под сливной перегородкой а, м | 0,027 |
Площадь прохода газа, м2 | 0,917 |
КПД тарелки | 0,35 |
Список литературы
1. Гайле А.А., Пекаревский Б.В. Расчет ректификационных колонн: учебное пособие. — СПб.: СПбГТИ (ТУ), 2007.
2. Кузнецов А.А., Судаков Е.Н. Расчеты основных процессов и аппаратов переработки углеводородных газов: Справочное пособие. – М.: Химия, 1983.
3. Мурин И.В., Кисленко Н.Н., Сурков Ю.В. Технология переработки природного газа и конденсата: Справочник. — ч. 2. — М.: Изд-во «Недра», 2002.
4. Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию/ Под ред. Ю.И. Дытнерского, 3-е изд., стереотипное. – М.: ООО ИД «Альянс», 2007.
5. Рамм В.М. Абсорбция газов. — 2-е изд. — М.: Химия, 1976.
6. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Справочник/ Под ред. Е.Н. Судакова. — 3-е изд. — М.: Химия, 1979.
7. Справочник нефтепереработчика/ Под ред. Г.А. Ластовкина, Е.Д. Радченко и М.Г. Рудина. – Л.: Химия, 1986.
8. Справочник химика: в 6 т. – т. 1. / Под ред. Зониса С.А., Симонова Г.А., изд. 2, перераб. и доп. – Л.: Изд-во «Химия», 1966.
9. Фролов В.Ф. Лекции по курсу «Процессы и аппараты химической технологии». – 2-е изд., испр. – СПб.: ХИМИЗДАТ, 2008.
10. Чернышев А.К., Поплавский К.Л., Заичко Н.Д. Сборник номограмм для химико-технологических расчетов. — Л.: Химия, 1969.