REACTORUL

Locul si rolul reactorului în schema tehnologica

a.     Locul reactorului

Gazul brut de sinteza obtinut din hidrocarburi sau carbune contine cantitati importante de CO₂. În instalatiile bazate pe reformarea metanului în doua trepte, faza gazoasa rezultata dupa conversia oxidului de carbon la joasa temperatura contine 17,65 % si respectiv 18,42 % CO₂. Acesta trebuie îndepartat, deoarece acesta este o otrava puternica pentru catalizatorul de sinteza si, în acelasi timp, este necesar, în stare cât mai pura, ca materie pura pentru fabricarea ureei.

Îndepartarea CO₂ se face, în toate procesele actuale prin absorbtia într-un solvent adecvat. Cei mai importanti absorbanti utilizati în diferite etape ale dezvoltarii industriei amoniacului sunt: apa, solutii apoase de etanolamine (MEA, DEA, TEA), solventi organici, solutii de carbonat de potasiu, apa amoniacala, solutii de hidroxid de sodiu.

În procesul prezentat în continuare, se folosesc solutii fierbintii de K₂CO₃, activate cu As₂O₃. CO₂ din gazul brut de sinteza, trece în solutie sub forma de KHCO₃. Regenerarea absorbantilor concomitent cu eliberarea CO₂, se realizeaza prin procesul de desorbtie.

Procesul cuprinde si procese fizice de schimb de caldura, condensare si separe a apei in faza gazoasa si transportul solutiilor cu ajutorul pompelor.

În figura 1. este prezentata schema generala simplificata a procesului tehnologic de eliminare a CO₂ prin procedeul Gearumarco- 12512w2214m Vetrocoke. Gazul brut de sinteza ce contine 17,81 % CO₂, 61,38 % H₂, 20,05 % N₂, 0,30 % CO, 0,22 % CH₄ si 0,24 % Ar, cu temperatura de 136^oC si presiunea de 26 atm, cedeaza o parte din caldura în fierbatorul (1), de la baza coloanei de desorbtie (2), parcurge separatorul (3), si apoi intra, cu 128^oC, la baza coloanei de absorbtie (4). Gazul rezultat din coloana de absorbtie, dupa spalarea în (3), mai contine doar 0,1 % CO₂. în coloana de absorbtie se introduce atât solutie regenerata, la vârf, cât si solutie semiregenerata. Din coloana de desorbtie rezulta dioxidul de carbon, care dupa racire în (6) si separarea condensului în (7), contine 99,5 % CO₂.

Procedeele care utilizeaza ca absorbant solutie activat de carbonat de potasiu, au avantajul unei regenerari usoare a acesteia si de aceea, sunt cele mai economice. Cel mai activ dintre catalizatorii utilizati în procedeele actuale este trioxidul de arseniu. Acesta este însa toxic. De aceea, în prezent se întreprind cercetari în vederea gasirii unor noi activatori cu eficienta ridicata si netoxici. Pe lânga activatorii clasici (Al₂O₃, DEA) s-au testat: dimetilneopentanolamina (DMNPA), etilenglicolul (EG), glucoza (GU), glicerina (GY), metilureea (MU), ureea (U), neopentonoamina (NPA), trietilentetramina cu formaldehida (TE) si trietilenpentamina cu formaldehida (TEPA).

b. Rolul reactorului

Bioxidul de carbon trecut prin interfata reactioneaza cu carbonatul de potasiu conform reactiei (1):

CO₂ + K₂CO₃+H₂O → 2KHCO₃ (1)

(A)

Sunt neglijate reactiile la care participa activatorul; acestuia i se atribuie doar proprietati catalitice. Reactia (1) se considera ireversibila.

Expresii de viteza

În conditiile din reactor, reactia (1) poate fi considerata rapida în raport cu transferul de masa pe toata înaltimea acestuia. Viteza reactiei omogene descrisa de (1) este:

v_RA = k_As*[As(OH)₂O ^-]*c_A , în care: [2]

k_As este constanta vitezei de reactie în prezenta activatorului As₂O₃, iar [As(OH)₂O ^-] concentratia ionilor arsenit în solutie considerata constanta pe înaltimea reactorului si egala cu cea corespunzatoare disocierii complete a H₃AsO₃.

În ipotezele modelului Danckwerts pentru transferul de masa, factorul de amplificare al absorbtiei este:

E =(1+ Ha²)^1/2, în care Ha = / k_L [2]

Viteza procesului v_P, exprimata ca fluxul molar de A ce trece prin interfata este:

v_P = k_L * c_Ai * E. [2]

Constanta de viteză se calculează cu expresia:

lgk_As = 12,2- ( 2830/T),(m³/kmol*s)    [2]

Efectul termic al reactiei

Entalpia de reactie se poate considera constanta si egala cu:

ΔH_{R, 333} = - 6272 kcal/kmol CO₂ abs.

Criterii pentru alegerea tipului de reactor pentru o reactie data

- regimul cinetic - o reactie rapida are nevoie de o arie interfaciala mare, asa încât se va alege o coloana cu talere s-au cu umplutura; o reactie lenta necesita un volum de lichid mare, ceea ce conduce la un reactor cu barbotare sau a unui reactor cu agitare mecanica.

- efectul termic - daca efectul termic al reactiei este important se va alege reactorul care permite îndepartarea eficienta a caldurii (reactoare cu talere perforate, reactoare cu pulverizare, reactoare cu bule, reactoare cu agitare mecanica).

- formarea unui precipitat - în cazul formarii unui precipitat se alege un reactor care nu se colmateaza (reactor cu agitare mecanica, reactoare cu pulverizare, reactor cu perete udat, reactor cu barbotare).

Capitolul 3

MODELUL FIZIC AL REACTORULUI

Constructia coloanei cu umplutura urmareste marirea la maxim a suprafetei de contact dintre faze. În reactorul utilizat, lichidul curge de sus în jos, sub actiunea gravitatiei, iar amestecul gazos de jos în sus, sub influenta presiunii. Transferul de substanta are loc "pe suprafata" peliculei de lichid formata pe corpurile de umplere, între lichid si gaz.

Din punct de vedere al curgerii reactorul (coloana de absorbtie) poate fi reprezentat cu o precizie foarte buna prin modelul ideal de tip D. Vitezele relativ mari de curgere, cât si lungimea apreciabila, conduc al caderi mari de presiune în lungul reactorului.

Corpurile de umplere utilizate sunt inele ceramice de tip Raschig (25X25X3). Acestea sunt caracterizate de o suprafata specifica (σ) egala cu 204 m²/m³ si de un volum liber (ε) de 0,74 m³/ m³. Datorita valorii relativ mari a suprafetei specifice, acestea asigura o suprafata de contact destul de mare. Utilizarea inelelor ceramice este avantajoasa si pentru rezistenta mare la coroziune.

Stratul de umplutura este sustinut de suporturi ondulate. Acestea trebuie sa îndeplineasca urmatoarele conditii: sa reziste la coroziune si la greutatea umpluturii si lichidului si sa aiba o sectiune libera care sa nu permita caderea corpurilor de umplere, dar care sa fie suficient de mare pentru a permite trecerea fluidelor, sa se monteze si sa se demonteze usor. De asemenea, asezarea direct pe umplutura a unui limitator de strat, poate împiedica fluidizarea si distrugerea acesteia.

Criterii pentru alegerea tipului de reactor pentru o reactie data

- regimul cinetic - o reactie rapida are nevoie de o arie interfaciala mare, asa încât se va alege o coloana cu talere s-au cu umplutura; o reactie lenta necesita un volum de lichid mare, ceea ce conduce la un reactor cu barbotare sau a unui reactor cu agitare mecanica.

- efectul termic - daca efectul termic al reactiei este important se va alege reactorul care permite îndepartarea eficienta a caldurii (reactoare cu talere perforate, reactoare cu pulverizare, reactoare cu bule, reactoare cu agitare mecanica).

formarea unui precipitat - în cazul formarii unui precipitat se alege un reactor care nu se colmateaza (reactor cu agitare mecanica, reactoare cu pulverizare, reactor cu perete udat, reactor cu barbotare).

Capitolul 4

ECUATIILE MODELULUI MATEMATIC

4.1. Ipoteze pentru constructia modelului matematic

-reactor cu umplutura udata;

-circulatia fazelor: D_G- D_L în contracurent;

-rezistenta nula la transferul de masa în faza gazoasa;

-rezistenta nula la transferul de masa în faza lichida;

-continutul de umezeala a gazului se considera constant în lungul reactorului;

-pierderile de caldura în exterior se neglijeaza;

-presiunea se considera constanta;

-electrolitii prezenti în solutie nu influenteaza valoarea constantei lui Henry.

4.2. Deducerea modelului matematic

Ecuatiile modelului matematic se deduc aplicând ecuatiile de bilant molar si de caldura elementului de reactor din figura (2).

a. Bilantul de materiale pentru faza gazoasa

GB*YA = nA+GB(YA+dYA)

nA=-GB*dYA

nA = debit de CO2 care traverseaza interfata;

nA=vP*aV*S*dz

av = suprafata specifica;

cA=pA*HA

pA=pyA=

(1) [2]

Debitul total de gaz intrat: G= G + dG + nA nA = - dG

GB*YA=nA+GB*(YA+dYA) nA = - GB*dYA

(2) [2]

Pentru lichid se prezinta bilantul de materiale:

L + dL + G = G + dG + L dL = dG

(3) [2]

Bilant de materiale pentru K2CO3:

dL*dc1 = 0

(4) [2]

(5) [2]

Bilant termic net:

GB*cB*(TG-T0)+GB*YA*cA*(TG-T0) = aG*(TG-TL)*av*S*dz+GB*cB*[(TG-

T0)+dTG]+GB*(YA+dYA) [(TG-T0)+dTG]*cA= aG*(TG-TL)*av*S*dz+GB

*cB*(TG-TL)+GB*cB*dTG+GB*[YA*(TG-T0)+YA*dTG+(TG-T0)dYA+dTG*

dYA]*cA

GB*cB*(TG-T0)+GB*YA*cA*(TG-T0) = aG*(TG-TL)*av*S*dz+GB*(TG-

T0)*cB+GB*cB*dTG+GB*YA(TG-T0)*cA+GB*cA*(TG-T0)*dYA

aG*(TG-TL)*av*S*dz+dTG*[GB*(cB+cA*YA)+GB*cA*(TG-T0)*dYA

(6)

(L+dL)*cL*[(TL-T0)+dTL]+ aG*(TG-T0)*av*S*dz+(DHRA)*GB*dYA=L*cL

*(TL-T0)

cL*[L*(TL-T0)+dTL]+ aG*(TG-T0)*av*S*dz+(- DHRA)*GB*dYA=L*cL

*(TL-T0)

Semnificatia termenilor este urmatoarea:

Y_A = raportul molar CO₂ în gaz;

G = debitul molar total de gaz, kmol/h;

L = debitul molar total de lichid, kmol/h;

G_B = debitul molar de inert faza gazoasa, kmol/h;

c₁ = concentratia molara a K₂CO₃ în solutie, kmol/m³;

c₂ = concentratia molara a KHCO₃ în solutie, kmol/m³;

T_G = temperatura fazei gazoase (în zona convectiva), K;

T_L = temperatura fazei lichide (în zona convectiva), K;

α_G = coeficientul partial de transfer de caldura gaz-lichid, kcal/m²*h*K;

k_L = coeficientul partial de transfer de masa în faza lichida, m/h;

a_V = aria interfetei de contact gaz-lichid, m²_i = m²;

H_A = constanta lui Henry, kmol/m³*at;

S = sectiunea transversala a reactorului, m²;

ΔH_RA = entalpia de reactie, kcal/kmol;

c_A, c_B, c_L = calduri specifice molare ale dioxidului de carbon, inertului si respectiv a solutiei, kcal/kmol*K;

M_L = masa moleculara medie a solutiei, kg/kmol;

z = distanta în lungul reactorului, m.

Capitol 5

SOLUŢIONAREA MODELULUI MATEMATIC

5.1. Metoda de rezolvare.

Solutionarea sistemului de ecuatii care descriu modelul reactorului este rareori posibila analitic. De aceea se recurge la metode numerice de rezolvare. Metodele într-un pas (Euler, Runge-Kutta) satisfac, în general, cerintele de exactitate impuse de calculul de proiectare.

În acest caz se va folosi ca metoda de rezolvare, metoda Euler care rezulta din dezvoltarea în serie Taylor sau dintr-o interpretare geometrica. Datorita interpretarii în geometrice se mai numeste si metoda liniilor poligonale. Din dezvoltarea în serie Taylor, prin considerarea primilor doi termeni, rezulta urmatoarea formula:

y₁ = y₀ + h * f(x₀, y₀)

Odata obtinut y₁, acesta poate fi folosit pentru obtinerea lui y₂.

y₂ = y₁ + h * f(x₁, y₁)

Continuând rationamentul în acest mod, obtinem valorile aproximative y₁, y_2,. y_n+1 ale valorilor adevarate y(x₁), y(x₂),. y(x_n+1), plecând de la valoarea initiala constanta. Se poate scrie:

y_n+1 = y_i + h* f(x_i, y_i)

h = x_i+1-x_i, i = 0,1,2,.,n.

În utilizarea metodei Euler, apar erori care se propaga de la o etapa de calcul la alta, marimea erorii totale depinzând de numarul de puncte(x_i, y_i). Pentru obtinerea unei precizii cât mai bune este recomandabil sa se considere un h foarte mic.

program de calcul

5.3. Datele de intrare.

a). Debitul si compozitia alimentarii.

- debitul gazului uscat la intrare în reactor = 30360 Nm³/h.

- debitul solutiei de absorbant la intrarea în reactor = 2 kg/h.

- compozitia gazului la intrare în reactor, % volumetrice:

CO₂ = 14,9

CO = 1,5

CH₄ = 0,15

N₂ = 20,8625

H₂ = 62,5875

- compozitia gazului la iesirea din reactor, % volumetrice:

CO₂ = 1,055

CO =1,075

CH₄ =0,1744

N₂ = 24,2516

H₂ = 72,755

- compozitia solutiei la intrarea în reactor:

K₂O = 186,3 g/l (sub forma de K₂CO₃)

As₂O₃ = 130 g/l

b). Proprietatile fizice ale componentilor si constantele care intervin în calculul acestora.

- entalpia de reactie: ΔH_R,333 = -6272 kcal / kmol CO₂ absorbit.

- coeficientii a, b, c din expresiile caldurilor molare:

. pentru N₂ si CO → a = 28,31; b = 2,54*10^-3; c

. pentru H₂ → a = 28,68; b = 1,17*10^-3; c = 0,92*10^-6

- vâscozitatea lichidului la intrare: η_L,i = 1,153 cP

- vâscozitatea lichidului la iesire: η_L,e = 1,1176 cP

- densitatea lichid la intrare: ρ_L,i = 1199,7050 kg/m³

- densitatea lichid la iesire: ρ_L,e = 1078,0958 kg/m³

- vâscozitatea gazului la intrare: η_G,i =1,6022*10^-2 cP

- vâscozitatea gazului la iesire: η_G,e = 1,5791*10^-2 cP

- densitatea gazului la intrare: ρ_G,i = 8,634 kg/m³

- densitatea gazului la iesire: ρ_G,e = 5,59 kg/m³

c). Date constructive si de operare ale reactorului.

- presiunea gazului la intrare în reactor = 17 at

- temperatura gazului la intrare în reactor = T_{G, i} = 65,9˚C

temperatura gazului la iesirea din reactor = T_{G, e} = 62˚C

- temperatura solutiei la intrarea în reactor =T_{L, i} = 58˚C

5.4. Parametrii modelului.

O parte din parametrii modelului matematic al reactorului, sunt constanti (caracteristici constructive si de operare precizate prin teme de proiectare si constante ce intervin în calculul proprietatilor fizico-chimice ale mediului de reactie), iar o alta parte variabila în lungul reactorului. Din a doua categorie, fac parte caldura specifica medie, vâscozitatea medie, densitatea medie, densitatea medie, masa molara medie. Acesti parametri se calculeaza la fiecare pas de integrare în lungul reactorului, cu ajutorul relatiilor cunoscute

5.5. Rezultate. Tabelul rezultat din program si graficele

Bilant de materiale

Intrare gaz n reactor

_Kg/Kmol

Intrare lichid in reactor

L=250+0.3*n=250+0.3*11=253300 Kg/h

g/l - sub forma de K₂CO₃

g/l

g/l

concentratia masica a apei

kg/m³

debit volumetric la intrare

Component

r (g/l)

L_m =Lv_i*r(kg/h)

M (kg/kmol)

L_M (mol/h)

X=L_M/L_Mi

K₂CO₃

As₂O₃

H₂O

Total

iesiri cunoscute:

Debitul de CO₂ absorbit (CO+CN­₄+N₂+H₂)=G_B=G_Mi*(1-y_CO2.i

kmol/h

raportul molar:

fractia molara a CO₂

Iesiri gaz din reactor

K₂CO₃ + CO₂ + H₂O 2 KHCO₃

Iesire lichid

Bilant termic

L_i*C_l (T_Li-T₀)+G_i*C_i(T_Gi-T₀)+(-DH_RA)*G_CO ,_rc

=L_l*C_L(T­_Ll-T₀)+G_e* C_e(T_Ge-T₀)

L_i=L_Mi=9896,908277 Kmol/h

G_i=G_Mi=1359,375 Kmol/h

G_e=G_Me=1160,567694Kmol/h

L_e=L_Me=9908,803904Kmol/h

Determinarea caldurii molare a componentilor gazosi

C_p=a+bT+cT²

CO₂ : a=38.04 b*10³=20.1 c*10⁶=-3.48

CO : a=29.03 b*10³=2.83 c*10⁶=0.54

CH₄ : a=39.11 b*10³=40.2 c*10⁶=0

N₂ : a=29.03 b*10³=2.83 c*10⁶=0.54

H₂: a=29.07 b*10³=1.68 c*10⁶=0.92

T_i=339.5 K

T_e=335K

C_p N₂,CO,i =a+bT+cT²

C_p N₂,CO,i =29.03+2.83*10^-3*339.5+(339.5)²*0.54*10^-6

C_p N₂,CO,i=30.053 J/mol*K

C_p N₂,CO,e =a+bT+cT²

C_p N₂,CO,e = 29.03+2.83*10^-3*335+(335)²*0.54*10^-6

C_p N₂,CO,e=30.038 J/mol*K

C_p CO₂,i=38.04+20.1*10^-3*339.5+(339.5)²*(-3.48)*10^-6

C_p CO₂,i=44.3725 J/mol*K

C_p CO₂,e=38.04+20.1*10^-3*335+(335)²*(-3.48)*10^-6

C_p CO₂,e=45.164 J/mol*K

C_p CH₄,i=39.11+40.2*10^-3*339.5=52.7579 J/mol*K

C_p CH₄,e=39.11+40.2*10^-3*335

C_p CH₄,e=52.577 J/mol*K

C_p H₂,i =29.07+1.68*10^-3*339.5+0.92*10^-6*(339.5)²

C_p H₂,i =29.746 J/mol*K

C_p H₂,e =29.07+1.68*10^-3*335+0.92*10^-6*(335)²

C_p H₂,e=29.73 J/mol*K

C_i= C_i*y_i

C_i=44.3725*0.155+30.053*0.015+30.053*0.207125+52.7579*0.0015+29.746*

*0.621375=32.1158 J/Kcal*grd=7.672Kcal/Kmol*K

c_e=45.164*0.01025+30.038*0.017569+30.038*0.2426+52.577*0.00175952+

+29.73*0.727817=30.008J/Kmol*K=7.168Kcal/Kmol*K

bilant termic

L_i*C_l (T_Li-T₀)+G_i*C_i(T_Gi-T₀)+(-DH_RA)*G_CO2 ,_rc

=L_l*C_L(T­_Ll-T₀)+G_e* C_e(T_Ge-T₀)=

9896,908277*19.3*(331-293)+1359,375*(339,5-293)*7,366+6272*198,807=9908,803904*19,3*(T­_Le-293)+

T_Le=338,122K

T_Le=65,122 C

Alte elemente necesare efectuarii calculelor, sunt vâscozitatile lichidului si gazului, precum si densitatile amestecului gazos la intrare si la iesire.

η_L = exp[-1,4033 + 511,6016/T], cP

η_{L, i} = exp[-1,4033 + 511,6016/331] = 1,153 cP → η_{L, mediu} = 1,1353 cP

η_{L, e} = exp[-1,4033 + 511,6016/337,8] = 1,1176 cP

ρ_G = (M_G / 22,4)*(p/p₀)*(T₀/T_G)

ρ_{G, i} = (M_{G, i}/22,4)*(p/p₀)*(T₀/T_{G, i}) = (14,12325/22,4)*(17/1)*(293/338,9) = 8,634 kg/m³

ρ_{G, e} = (M_{G, e}/22,4)*(p/p₀)*(T₀/T_{G, e}) = (9,038,204/22,4)*(17/1)*(335) = 5,59 kg/m³

Vâscozitatea amestecului gazos, la intrare si la iesire, se calculeaza cu formula:

η_G = M_G/(Σy*M_j/ η_{G, j}), în care: M_j = masa moleculara a compusului "j".

Vâscozitatea medie a amestecului gazos: η_medie = (η_{G, i} - η_{G, e} )/[ln (η_{G, i} / η_{G, e})].

Vâscozitatile compusilor gazosi la temperaturile corespunzatoare intrarii si iesirii, se obtin prin interpolarea datelor din tabelul urmator (T_{G, i} = 65,9șC=338,9K; T_{G, e} = 62șC=335 K).

η_{CO2, i} ^65,5șC     = 0,0158 cP; η_{CH4, i} ^65,5șC = 0,0122 cP; η_{CO, i} ^65,5șC = 0,019 cP;

η_{CO2, e} ^62șC     = 0,0153 cP; η_{CH4, e} ^62șC = 0,012 cP; η_{CO, e} ^62șC = 0,0186 cP;

η_{H2, i} ^65,9șC     = 0,0095; η_{N2, i} ^65,9șC = 0,0188 cP;

η_{H2, e} ^62șC     = 0,0093; η_{N2, e} ^62șC = 0,0185 cP.

La intrare:

Σy*M_{j, i} / η_{G, j, i} = [(0,149*44/0,0158*10^-3)+(0,015*28/0,019*10^-3)+(0,0015*16/0,0122*10^-3)+

η_{G, i} = M_{G, i}/(Σy*M_{j, i} / η_{G, j, i}) = (14,12325/881490,43) = 1,6022*10^-5 N*s/m² = 1,6022*10^-2 cP

La iesire:

Σy*M_{j, e}/η_{G, j, e}=[(0,01055*44/0,0153*10^-3)+(0,0175*28/0,0186*10^-3)+(0,001744*16/0,012*10^-3

η_{G, e} = M_G/(Σy*M_j/ η_{G, j}) = 9,038204/572361,6071 = 1,5791*10^-5 N*s/m² = 1,5791*10^-2 cP

η_medie=(η_{G, i} - η_{G, e} )/[ln (η_{G, i}/η_{G, e})]=

=[(1,6022*10^-2)-(1,5791*10^-2)]/[ln(1,6022*10^-2)/(1,5791*10^-2)] = 0,015906 cP

ρ_{L, medie}= ρ_{L, i} + ρ_{L, e} = (1199,705+1078,0958)/2 = 1138,9004 kg/m³

ρ_{G, medie}= ρ_{G, i} + ρ_{G, e} = (8,634+5,58)/2 = 7,107 kg/m³

CALCULUL DE INECARE

Se efectueaza calculul de inecare pentru a determina diametrul colanei cu umplutura.

Se calculeaza f(R) pentru baza coloanei:

Se calculeaza viteza gazului la intrare in coloana:

unde

Gvi = debitul de intrare a gazului

T = temperatura gazului la intrare

T =339.2 K

T₀ = temperatura de referinta:273K

Se calculeaza viteza lichidului la iesirea din coloana:

unde:L_Ve = debitul lichidului la iesirea

din coloana.

Se propune diametrul coloanei: D=1.4

m/h

m/h

Se calculeaza viscozitatea amestcului gazos si a lichidului la baza coloanei:

cp

cp

Se calculeaza densitatea gazului si a lichidului la baza coloanei:

kg/m³

kg/m³

kg/m³

In functie de f(R) se alege R_lim:

R_lim=14.5

%

Se calculeaza f(R) pentru varful coloanei:

Se calculeaza viscozitatea amestcului gazos si a lichidului la varfulul coloanei:

cp

cp

Se calculeaza densitatea gazului si a lichidului la varful coloanei:

kg/m³

kg/m³

kg/m³

Se calculeaza viteza gazului la iesirea din coloana:

unde:

Gvi = debitul de intrare a gazului

T = temperatura gazului la iesire

T =335 K

T₀ = temperatura de referinta:273K

Se calculeaza viteza lichidului la intrarea in coloana:

unde:L_Vi = debitul lichidului la intrarea

in coloana.

Se propune diametrul coloanei: D=1.1

m/h

m/h

In functie de f(R) se alege R_lim:

R_lim=12

%

CALCUL PIERDERII DE PRESIUNE

Pierderea de presiune se calculeaza prin metoda Jaworankov:

    [1]

Se calculeaza densitatea medie a gazului si a lichidului intre intrare si iesire:

kg/m³

kg/m³

Se calculeaza vascozitatea medie a gazului si a lichidului intre intrare si iesire:

cp

cp

Se calculeaza diametrul echivalent d_echiv:

m

Se calculeaza viteza medie a gazului:

m/s

Se calculeaza criteriul Reynolds:

Pentru Re>

Se calculeaza

unde = debitul mediu masic de gaz

kg/h

= 4.16 kg/s

kg/m²s

Se calculeaza

unde: = debitul masic mediu de lichid

=257866.58 kg/h

kg/m²s

Pt. f>

N/m²

N/m²

CALCULUL MECANIC

Pentru gaz:

Calcul mecanic se efectueaza pentru a determina viteza de curgere a gazului si lichidului in coloana cu umplutura.

Intrare gaz

G_Vi = 30360 m³/h G_Vi = 8.43 m³/s

unde w= viteza gazului

w se impune intre limite cuprinse intre 15 si 35 m/s

Se alege w = 35 m/s

m

In functie de aceasta valoare se alege d_stas din culegerea de probleme "Probleme pentru subingineri" O. Floarea si colectivul.

d_stas = 0.5 m

In functie de d_stas se recalculeaza w:

m/s

Iesire gaz

G_Ve = 24000 m³/h G_Ve = 6.66 m³/h

m

Se alege d_stas = 0.5 m

m/s

Pentru lichid:

Intrare lichid

unde L_Vi =222 m³/h L_Vi = 0.061 m³/s

w = 0.2...0.4 m/s

m

Se alege d_stas = 0.5 m

m/s

Iesire lichid

L_Ve = 243.24 m³/h L_Ve =0.067 m³/h

w = 1...5 m/s

m d_stas = 0.2 m

m/s