Примеры расчета абсорберов МЭА-очистки

Пример 2. Рассчитать с помощью математической модели необратимой

При заданных условиях исходные параметры математической модели равны:

Результаты расчета по математической модели и по эмпирическим данным отличаются. Более точным следует считать численное решение. Путем эмпири­

и 50 мм (см. табл. IV-26).

Ниже приведены значения параметров R, М и 0 для нижнего и верхнего сечения абсорбера [при определений Ар предполагали, что сопротивлением в газовой фазе можно пренебречь; коэффициент ускорения х рассчитан по урав­ нению (11,90)]:

пленной насадкой, работающий по двухпоточпой схеме. Расход газа 205 000 м3/ч, начальная и конечная концентрация С02 в газе 17,55 и 0,01% (об.), давление 27 кгс/см2, концентрация МЭА 3,28 кмоль/м3, степень карбонизации а тонкорегенерированного раствора 0,1, груборегенерированного раствора 0,35, насы­

. Средняя зона (от ?очки ввода грубогеперированного раствора до сечения абсорбера, где а = 0,#). Если концентрация СОа в газе па выходе из зоны 4% (об.),?то по уравнение материального баланса степень карбонизации раствора на входе в зону составит 0,319 кмоль/кмоль. t

Количество поглощенного С 02:

1040 (0,5 —0,319) 22,4 • 3.28= 13 800 м«/ч

(стр. 145); поправочной коэффициент 1,3 приближенно учитывает уменьшение

КгаГзл счет снижения плотности орошения с 100 до 46 м8/(м2 -ч) Высота насадки

6900

Н - 385 • 0,18 • 0,785 • 3,82 ** 9 м

Расчетная высота насадочного слоя в абсорбере 20 м. Принимаем с запасом высоту насадки 23 м.

Коэффициент массопередачи для аппарата в целом при средней движущей силе 0,541 кгс/см2 (определена графически) составит 256 м3/(м3 -ч-кгс/см2), что согласуется с опытными данными (табл. IV-12).

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СХЕМЫ МОНОЭТАНОЛАМИНОВОЙ ОЧИСТКИ

Особенности технологической схемы моноэтаноламиновой очистки зависят в значительной мере от технологической схемы производ­ ства аммиака. В случае каталитической конверсии природного газа при атмосферном давлении с последующей медноаммиачной очисткой от окиси углерода (см. схему 1 , гл. I) целесообразно проводить одноступенчатую грубую очистку от С 02 (до 1—2,5%) до компрес­ сии. Дальнейшая очистка от двуокиси углерода осуществляется под давлением одновременно с удалением окиси углерода.

В технологических схемах каталитической конверсии при атмо­ сферном давлении с последующей промывкой газа жидким азотом (см. схему 3, гл. I) необходима предварительная тонкая очистка

от двуокиси углерода. В этом случае применяют двухступенчатую моноэтаноламиновую очистку от двуокиси углерода (до ~ 4 0 см 3/м3), перед второй ступенью газ целесообразно компримировать до давле­ ния (2,45—*2,94) • 105 Па (25—30 кгс/см2), равного давлению в блоке промывки газа жидким азотом. После второй ступени возхможна тонкая щелочная очистка. Однако из данных работ [106, 107] и опыта эксплуатации ряда промышленных установок следует, что

Очищенный

Рис. IV-31. Схема одноступенчатой моноэтаноламнповой очистки при атмо­

сферном давлении:

1 — абсорбер; 2 — брыагоотделитель; з — кипятильник; 4 — регенератор; 5 — теплообмен­ ник; в — скруббер-охладитель; 7 — холодильники конденсата; 8 — насос насыщенного рас­ твора; 9 — водяной холодильник; 10 — насос регенерированного раствора; JJ — насос кон­ денсата.

при очистке под давлением 20—30 кгс/см2 можно получить газ, содержащий не более 4—5 см3 С 02/м3.

При конверсии под давлением с промывкой газа жидким азотом проводят двухступенчатую тонкую очистку при одинаковом давле­ нии газа в обеих ступенях.

В современных схемах с низкотемпературной конверсией окиси углерода можно вести очистку до —0,2% С 02 в газе с последующей тонкой очисткой от остатков окиси и двуокиси углерода метанировапием. При <йтом абсорбционная очистка осуществляется, как правило, в сдпу ступень (иногда по схеме с разделенными потоками). Одноступенчатая моноэтаноламиновая очистка позволяет достигать концентрации С 02 в очищенном газе менее 100 см3/м3.

На рис. IV-31 приведена схема грубой одноступенчатой моноэтаноламиновой очистки при атмосферном давлении. Конвертиро­ ванный газ поступает при 20—40 °С в абсорбер, орошаемый 15^-

емкости и насосы, и узел разгонки раствора. На некоторых отече­ ственных заводах раствор перегоняют в вакууме; в последнее время широкое применение нашла более простая и экономичная разгонка по давлением регенерации:

При проведении тонкой очистки газа некоторое распространение получили двухступенчатые схемы. В одном из вариантов двухсту­ пенчатой очистки давление в первой ступени процесса, близко к атмо­ сферному, содержание С 02 снижается от 20—22 до 3—6%. Концен­ трация МЭА составляет 17—20% (вес.). Давление во второй ступени абсорбции 27,4—29,4-10Б Па (28—30 кгс/см2), остаточное содер­ жание СО2 равно 40 см3/м3, концентрация МЭА составляет 12-15% .

Парогазовая смесь из регенератора второй ступени при 113— 115 °С поступает в среднюю часть регенератора первой ступени, на орошение которого подается флегма, подогретая в теплообменнике

в регенерированном растворе 0,05—0,1 моль/моль МЭА.

При двухступенчатой очистке под давлением 25—28 кгс/см2 в обеих ступенях содержание МЭА в растворе первой ступени обычно равно 20%, в растворе второй ступени — 12%. В процессе очистки концентрация СО2 понижается от 25% до 40 см3/м3. Окончательная очистка конвертированного газа от С 02 происходит в щелочных абсорберах.

В промышленности получили распространение также схемы одноступенчатой тонкой очистки газа раствором МЭА под давлением.

При абсорбции под давлением насыщенный раствор дроссели­ руют только после теплообменников .(непосредственно перед реге­ нератором), иначе при повышенной температуре начинается десорб­ ция газов, ухудшающая теплопередачу; при этом появляются газовые мешки, усиливается коррозия в точках отрыва пузырьков газа. Насыщенный раствор должен направляться в теплообменники по трубному пространству снизу вверх; в верхних точках теплооб­ менников предусматриваются продувочные линии с направлением газа в регенератор или на сжигание. При соответствующем аппара­ турном оформлении теплообменников (нержавеющая сталь, про­ ведение процесса таким образом, чтобы не образовывались газовые мешки, например в вертикальных аппаратах) совмещение частичной десорбции с теплообменом приводит к положительному эффекту — увеличению движущей силы теплообмена и коэффициента тепло­ передачи;

В тех случаях, когда двуокись углерода поступает на синтез карбамида, концентрация горючих примесей в ней строго ограни­ чивается, поэтому необходимо проводить дополнительную очистку газа. Например, в случае абсорбции под давлением концентрация водорода в двуокиси углерода может достигать 1 —2 % при очистке по обычной схеме (см. рис. IV-31). Чем цыше давление, тем больше концентрация водорода. Это объясняется в первую очередь различ­

давлению. Концентрация С 02 в растворе при абсорбции под давле­ нием незначительно превышает ее концентрацию в растворе при абсор­ бции без давления вследствие медленного роста растворимости С 02 при увеличении давления, а также малой скорости химической реак­ ции при а > 0,5. Кроме того, при а > 0,4 заметно повышается скорость коррозии, поэтому значение а часто намеренно ограничивают.

Эффективным методом получения чистой двуокиси углерода является промежуточная десорбция примесей. Этот процесс может быть осуществлен различными способами. Один из вариантов раз­

дувка азотом горючих примесей (расход азота не более 0,7—0,8 м3/м3 раствора), при этом концентрация примесей снижается до 0,007—

0, 01% .

Другой экономичный вариант получения чистой С 02 заключается в отдувке примесей двуокисью углерода или промежуточной десорб­ ции части СО2, загрязненной примесями. На 1 м3 раствора подается 2 м3 двуокиси углерода, из них около 1,5 м3 поглощается раствором МЭА. Это количество уменьшается с ростом температуры и степени карбонизации насыщенного раствора.

В случае абсорбции под давлением возможны различные варианты десорбции горючих примесей. Целесообразно проводить этот про­ цесс путем снижения давления до давления регенерации; полнее

[119—121]. При использова­ нии этих схем снижается расход тепла и увеличивается степень

очистки газа, в частности можно достичь тонкой очистки в одну ступень (менее 10 0 см3/м3) без увеличения расхода тепла.

На рис. IV-33 показана принципиальная схема простейшего варианта такой схемы — схема с двумя потоками насыщенного раствора, верхний из которых не нагревается в теплообменниках (схёма с «холодным байпасом» [121]). Схема отличается от однопо­ точной схемы (см. рис. IV-31) тем, что часть насыщенного раствора (около 1 0 %) направляется в обход теплообменников непосредственно в регенератор выше точки ввода основного потока насыщенного раствора. Такая схема позволяет по сравнению с обычной — одно­ поточной схемой — снизить расход тепла на 7—8 % за счет умень­ шения температуры парогазовой смеси (расчет процесса приведен ниже). Простота схемы позволила использовать ее для усовершен­ ствования действующих установок. При этом «холодный байпас» подают на верхние тарелки регенератора вместо флегмы.

На рис. IV-34 показан другой вариант схемы с двумя потоками насыщенного раствора. Этот вариант отличается от однопоточной схемы тем, что часть насыщенного раствора (50—70%) перегревается выше температуры потока, подаваемого по стандартной схеме.

Перегретый до 107—113 °С поток подается ниже основного потока. Такая схема позволяет снизить расход тепла на 20—30%, причем эффект частично достигается за счет увеличения поверхности тепло­ обмена.

Рис. IV-33. Принципиальная схема моноэтаноламиновой очистки с холодным байпасом насыщенного раствора:

жание СО2 около 0,1 моль/моль МЭА). В случае необходимости

и 1,7 кгс/см2 при соблюдении определенных условий флегмовое

Таким образом, в данном случае расход тепла на десорбцию составляет около 26% общего расхода тепла, на нагрев — 50%

Рис. IV-36. Зависимость температуры кипения 20%-ного раствора МЭА от сте­ пени карбонизации (1 кгс/см2 ^ 1 0 б Па):

1 — общее давление в регенераторе 1,4* 10е Па; 2 — то же, 1,7* 10е Па; 3 — то же, 1,9-10® Па;

и потери с водяными парами — 24%. В зависимости от различных условий доля qHможет изменяться от 30 до 60%, аналогично может изменяться доля других составляющих.

Для расчета условий процесса регенерации и расхода тепла используется ряд равновесных зависимостей, в том числе приве­ денные выше данные по равновесному давлению С 02 над раствором

(рис. IV-13—IV-18, табл. IV-7—IV-9), по теплотам растворения (см. рис. IV-21), а также данные о давлении насыщенных паров воды над раствором. По данным о давлениях паров и С 02 над растворами были рассчитаны температуры их кипения.

На рис. IV-36 показана зависимость температур кипения рас­ творов МЭА от степени карбонизации раствора при различных давлениях. По этим данным построены равновесные линии процесса

технологического режима и от аппаратурного оформления про­ цесса. Более подробно влияние некоторых главных факторов опи­ сано ниже.

Давление регенерации Рр. Чем выше давление в регенераторе, тем выше температура (см. рис. IV-36). Как показано в гл. II, повышение температуры выгодно в тех случаях, когда теплота десорбции газа выше теплоты испарения растворителя. В этом случае при увеличении температуры кипения флегмовое число умень­ шается, так как давление газа над раствором растет быстрее, чем

давление паров растворителя. В данном случае Д //со2 = (62 кДж/ /моль) (16 ккал/моль), а Д # н 2о —40,6 кДж/моль (9,7 ккал/моль).

Следовательно, Фмнп = Рц^о/Рсо* уменьшается при увеличении

температуры кипения (за исключением высоких а). В табл. IV-17 приведены значения. Фмнн при различном давлении в регенераторе.

Как видно из таблицы, повышение давления в регенераторе

Таким образом, в отличие от многих процессов физической и хими­ ческой абсорбции в данном случае целесообразно давление в регене­ раторе повышать. Это позволяет при одинаковом расходе тепла полнее регенерировать раствор и, следовательно, добиться более глубокой очистки газа. При одинаковой степени очистки газа с повы­ шением давления можно 'снизить расход тепла.

Так как с повышением давления увеличивается температура регенерации, ограничением при МЭА-очистке является термическая устойчивость раствора. Кроме того, при чрезмерном повышении

Температура>парогазовой смеси /пгс. В тех случаях, когда темпе­ ратура в регенераторе увеличивается вследствие повышения давле­ ния, расход тепла снижается. Возрастание температуры при постоян­

но

Примечание. I кгс/см*= 0,9810е Па.

ном давлении связано с‘ увеличением расхода тепла. В этом случае *пгс > *кнп и Ф > Фм„„, т. е. Ф = Ри2о1(Рр—Рн*о) возрастает. При этом с повышением температуры при Рр = const величина Ф уве­ личивается (см. рис. IV-38).

Концентрация СОг в насыщенном растворе. Чем выше хъ тем меньше (при прочих равных условиях) циркуляция раствора и, следовательно, ниже расход тепла на нагрев qn. Кроме того, чем выше я2, тем меньше (как это следует из табл. IV-17) минимальное флегмовое число Фмнн. При этом заметно снижается температура кипения раствора. Так, температура кипения 20%-ного раствора

Расчет дросселирования раствора необходим при t2 ^> JKWI- В результате дросселирования из раствора десорбируется часть двуокиси углерода и испа­ ряется некоторое количество воды. При этом температура раствора понижается. Следовательно, температура парогазовой смеси гПгс будет ниже температуры

| 2 и равна *2 — температуре раствора после дросселирования. Соответственно, флегмовое число Фг определяется этой температурой 12 (и повой степенью кар­

бонизации аг).

При дросселирований раствора энтальпия остается постоянной, поэтому общий расход тепла рассчитывают обычным способом [уравлепие (IV.50)],

подставляя вместо Ф2 величину Ф2 . Если в формуле используется AtT (равная разности температур на холодпдм-конце теплообменника), то Ах = х2 —

а не Х2 — хх (т. е. подставляется концентрация С 02 в растворе до дросселиро­

вания).

При расчете процесса дросселирования принимают, ч*го после дроссель-вен­ тиля достигается равновесие раствора с десорбированной парогазовой смесью. Следовательно, параметры раствора после дросселирования определяются из этОго условия, а также на основе уравнения теплового баланса дросселирования

Ср Д*др —Д^др ( А Н + ГФ2)

где

^2’ Д^др = ^2 — ^2

В уравнении (IV,55а) первый член правой части уравнения представляет собой теплоту десорбции СОо в процессе дросселировапия, пторойчлен — эпталь-

пию парогазовой смеси после дроссель-вептиля. Поскольку Фг = Ф (/г, #2)1 причем t'i = /кип (р у то при заданном t2 расчет ведут подбором t2 методом по­

следовательного приближения. Задаваясь t2, можно сразу получить

Увеличение степени карбонизации насыщенного раствора до а — = 0,5, моль/моль достигается легко уменьшением количества цирку­ лирующего раствора (если правильно рассчитана высота абсорбера). Однако при а > 0,5 скорость химической реакции резко снижается, а равновесное давление быстро возрастает. Поэтому а > 0,5 можно достичь лишь при абсорбции под давлением и при продолжительном пребывании жидкости в абсорбере. Кроме того, при высокой степени насыщения раствора необходимо учитывать увеличение скорости побочных реакций и коррозии и принимать соответствующие меры.

\/ Концентрация моноэтаноламина. Увеличение концентрации МЭА при одинаковой степени карбонизации приводит к возрастанию равновесного давления С 02 над раствором (или соответственно при заданном Рсо*к уменьшению а). Однако повышается абсолютная поглотительная способность раствора (в м3/м3). Поэтому путем увеличения концентрации моноэтаноламина можно уменьшить цирку­ ляцию раствора вследствие увеличения его поглотительной способ­ ности Ах и, следовательно, уменьшить дп. Кроме того, несколько снижается (при одинаковой величине а 2) флегмовое число.

Увелцчение концентрации МЭА способствует повышению ско­ рости побочных реакций и коррозии. Кроме того, при очень больших концентрациях (выше 30%) заметно увеличивается вязкость раствора и соответственно при равном расходе тепла скорость процессов

Флегмодое число, моль/моль

Рис. IV-39. Равновесные зависимости параметров для расчета процесса ре­ генерации 20%-ного раствора МЭА:

а — при Р абс =50,14 МПа; б — при Р абс'=

температуры до дросселирования f ,) при

а = 0,6 моль С02/моль МЭА; II — то же, при а = 0,65 моль С02/моль МЭА; II I — то же, а = 0,7 моль С02/моль МЭА; 1 — зависимость флегмового числа от темпера­

туры tnrc (<2); 2 — температура кипения

раствора, °С (на оси абсцисс нанесена температура

массо- и теплопередачи практически перестает возрастать (данные

В.Е. Дымова и И. Л. Лейтеса, ГИАП).

Поверхность теплообмена й коэффициент теплопередачи* Увели­

чение поверхности теплообмена FT (и коэффициента теплопередачи

С с

Рис. IV-40. Зависимость равновесных условий в верхней части регенератора от температуры насыщенного раствора t2 и содержания С0 2 в насыщенном 2,5 н*.

(15%) растворе МЭА при Р р = 1,8 кгс/сма [122].

1— 0,55 моль COe/моль МЭА; 2 — 0,50 моль С02/моль МЭА; 3 —• 0-45 моль С02/моль МЭА; 4— 0,40 моль С02/моль МЭА; 5 — 0,35 моль С02/моль МЭА; в — 0,30 моль СО*/моль МЭА (АС — изменение состава насыщенного раствора в верхней части регенератора),

Отсюда

LCpti~{- KTFTt$

трехкратного увеличения поверхности теплообмена) снижает расход, тепла лишь на 17%. Поэтому оптимальная величина ДtT должна быть определена технико-экономическим расчетом, т. е. с учетом капитальных затрат.

При оптимизации необходимо учитывать, что уменьшение AtT и qHсопровождается не только увеличением поверхности теплообмен­ ников^ конденсаторов парогазовой смеси, но и уменьшением поверх­ ности кипятильников и холодильников раствора, а также диаметра регенератора (последний зависит в первую очередь от количества паров воды в нижней части регенератора). В работе [122] проанали­ зировано влияние ряда факторов на оптимальную величину Д£х, соответствующую минимуму приведенных затрат. Показано, что

AtTопт колеблется в интервале 7—14 °С; в работе [124] при при­ близительном расчете получена Д^т> опт = 17 °С.

Влияние концентрации СО- в регенерированном растворе. Анализ хода рабочей линии в условиях регенерации показывает, что коли­ чество парогазовой смеси в регенераторе уменьшается снизу вверх. Это объясняется тем, что в нижнем сечении регенератора подни­ маются в основном водяные пары, количество которых уменьшается снизу вверх по мере их конденсации. Объем выделившейся двуокиси углерода заведомо меньше объема сконденсировавшихся паров,

так как только на покрытие теплоты десорбции А Я 1 моляС02[62,8—

процесса регенерации раствора во многих случаях необходим анализ равновесных условий по всей высоте аппарата, а не только на его концах (как это было сделано выше при расчете расхода тепла по ми­ нимальному флегмовому числу вверху регенератора).

Анализ выполняется по существу так же, как и расчет минималь­ ного расхода тепла по условиям равновесия вверху регенератора. Различие заключается только в том, что рассматривают не весь реге­ нератор, а последовательно снизу вверх его части и рассчитывают минимальные расходы тепла, необходимые для регенерации раствора

от количества газа в данном сечении регенератора и от Ф* = ^н*О^СО** Значение GCOaвозрастает пропорционально ж/, а Ф* нелинейно уменьшается с ро­ стом Xi (см. табл. IV-17), что указывает на возможность максимума на кривой

qi, отд — xi*

В качестве примера на рис. IV -43 приведена зависимость д0тд от концент­ рации СО2 в растворе по мере его регенерацпп. Из рисунка видно, что в нижнем

нение концентрации от ж/ до хх), по отношению к общему количеству С 02 при ац -+ 0 также стремится к нулю, а Ф* имеет конечное значение.

При возрастании хь значепие Ф/ уменьшается, a Xi — хх увеличивается, поэтому при малых хх (т. е. при тонкой регенерации) величина д/;0тд может про­ ходить через максимум, от которого будет зависеть общий расход тепла. Из графика на рис. IV-43 видно, что чем глубже регенерация, тем быстрее возра­ стает дотд,2 и максимум сдвигается в область малых xi\ при полной регенерации,

т. е. при xi -►0 , величина ^.отд-* оо, так как в данном случае Рсо2стремится

к нулю (а Ф* -► оо) быстрее, чем (ац — хх)/(х2 — д:х) -► 0. В результате и общий расход тепла qmin, i также может проходить через максимум.

Таким образом, в регенераторе имеется некоторое критическое сечение при х х ^ хкр ^ а:2, от количества отдувочного пара в кото­ ром зависит расход тепла. Если расход тепла, подаваемого в кипя­ тильник, меньше величины, минимально необходимой для десорбции в сечении хкр, fo процесс не идет (рабочая линия пересекается с равно­ весной линией). Следовательно, при малых значениях ах (в данном случае при аг ^ 0,15 моль/моль) расход тепла будет выше, чем

показывает расчет по уравнению (IV,54), и должен определяться по уравнению (IV,60).

Анализ условий в верхней части абсорбера показывает, что, как правило, тонкая регенерация при очистке от С 02 не является необходимой. Так, при a t = 0,15 моль/моль давление паров 20%-ного раствора МЭА при 30 °С составляет 3,33 Па (0,025 мм рт. ст.). Это означает, что при атмосферном давлении наименьшая концентра­ ция С 02 в очищенном газе у\ — 0,025/735 = 0,000034 = 0,0034%,

Рис. IV-43. Зависимость удельного расхода тепла на получение отдувочного пара дотд(я) от текущей степени карбонизации 2,5 н. раствора МЭА при различ­ ной концентрации С02 (ai) в регенерированном растворе и при Р р = 0,18 МПа (1 , 8 кгс/см2):

удельного расхода тепла на получение отдувочного пара чотд от at при тех же условиях, по­ строенная по максимумам на кривых рис. IV-43, а.

а при давлении 24,5-105 Па (25 кгс/см2) у* = 1,4*10“ 4%. Реальная величина у у*. Примем, что если у* = 0,1у, то равновесное давление на выходе из абсорбера не влияет на движущую силу абсорбции, а следовательно, степень регенерации не влияет на сте­ пень очистки. В "этом случае концентрация С 02 в очищенном газе равна примерно 0,03% при Р = 0,98-105 Па (1 кгс/см2) и 0,001 % при Р = 24,5-105 Па (25 кгс/см2). Следовательно, при такой и более грубой очистке газа отпадает необходимость в регенерации до а ^

^0,15 моль/моль.

Втаких случаях оптимальная степень регенерации определяется из условия минимального расхода тепла. При снижении xt можнб

увеличить емкость раствора Дя (т. е. уменьшить днаГр). Однако при этом, как следует из изложенного выше, возрастают флегмовое число в верху регенератора Ф2 и значение дотд. Следовательно, существует величина хи при которой расход тепла минимален.

Уравнение (IV,60) может быть использовано не непосредственно для расчета расхода тепла, а для расчета зависимости Ф2 от xt и затем с помощью уравнения (IV,54) для расчета q. Действительно,

количество отдувочного тепла, выходящее через верх аппарата, равно разности между отдувочным теплом в критическом сечении и теплом, потраченным Да нагрев и десорбцию раствора выше этого сечения (т. е. соответственно от t2 до £кр и от х2 до якр):

Используя формулу (IV,61), можно определить минимальный расход тепла и оптимальное значение x t. В работе [125] оптимум най­ ден совместным решением уравнений типа (IV,54) и (IV,60).

а,,моль СО2!моль МЭД

Рис? IV-44. Зависимость минимального расхода тепла g при моноэтаноламиновой очистке от а х при Р р = 0,18 МПа (1,8 кгс/см2) п Д£т = 15 °С (<х2 = 0,4 моль С02/моль МЭА):

1 — ДЯ; 2—<70ТД| а[расход тепла на отдувку COt при расчете по уравнению (IV, 44)]; з—днагр; 4 — ДН + д нагр;‘ 5 — днаГр+ Д Я + д 0ТД, 2 [п0 УРавненш0 (IV,54)]; 6 — дОТД(по рис. IY-43); 7 — gmin / [п0 уравнению (IV,60)].

Рис. IV-45. Зависимость флегмового числа Ф2 от степени карбонизации регене­ рированного 2,5 н. раствора МЭА (при условии, что Ф2 не зависит от темпера­ туры насыщенного раствора).

жущая сила десорбции в критическом сечении равна нулю. Анализ работы промышленных агрегатов, работающих по однопоточной схёме (см. рис. IV-31), показал, что а 0Пт колеблется от 0,17 до 0,23.

ратора (и соответственно температура парогазовой смеси) быстро возрастает* при уменьшении а*. Расчеты проведены при ряде упро­ щающих условий (в частности, принято, что при изменении аА

величины At, х2 остаются постоянными, т. е. фактически не учи­ тывается влияние степени регенерации на коэффициент массопередачи в абсорбере и на режим теплообмена). Например, при умень­ шении х 1 несколько снижается и х2, т*е- замедляется рост Ах и уменьшение днагр. Полный учет всех факторов представляет собой более сложную задачу, которую целесообразно решать с -помощью ЭВМ [126, 127].

Из изложенного следует, что расчет флегмового числа Ф2 целе­ сообразно проводить в общем случае по уравнению (IV,61). Однако для многих частных случаев возможен следующий упрощенный расчет.

1 . Определить концентрацию С 02 в регенерированном растворе

2. Определить температуру раствора t2 на входе в регенератор (равна ли она температуре кипения, выше или ниже ее).

только от температуры t2\ в этом случае его находят по графикам на рис. IV-38 или расчетом по уравнению

РПгО

Ф2 - р Р~~РПгО

5.Если a i ^ а 0пт» но *2>Укип, тоФ 2 находятпо t'2, т. е. с учетом

так как всегда Упгс t'2, а t'2 ^ t2.

Влияние циркуляции раствора. Увеличение циркуляции раствора равнозначно уменьшению величины Ах (см. выше).. Однако с повы­ шением L одновременно возрастают коэффициенты массо- и тепло­ передачи ка и кг (в степени меньше единицы). При этом ка — Z,0»7, кт— JL0,8. В целом с ростом L увеличивается AtT.