Концевой А. Л., Лук’янчук Т. О., Концевой С. А. Моделювання регенерації розчину метилдіетаноламіну // Міжнародний науковий журнал "Інтернаука". — 2018. — №16.
Технические науки
УДК 661.531
Концевой Андрій Леонідович
кандидат технічних наук, доцент
Національний технічний університет України
«Київський політехнічний інститут імені Ігоря Сікорського»
Концевой Андрей Леонидович
кандидат технических наук, доцент
Национальный технический университет Украины
«Киевский политехнический институт имени Игоря Сикорского»
Kontsevoi Andrii
PhD, Associate Professor
National Technical University of Ukraine
«Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute»
Лук’янчук Тетяна Олександрівна
магістр
Національного технічного університету України
«Київський політехнічний інститут імені Ігоря Сікорського»
Лукьянчук Татьяна Александровна
магистр
Национального техничесого университета Украины
«Киевский политехнический институт имени Игоря Сикорского»
Lukianchuk Tetiana
Master of the
National Technical University of Ukraine
«Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute»
Концевой Сергій Андрійович
кандидат технічних наук, доцент
Національний технічний університет України
«Київський політехнічний інститут імені Ігоря Сікорського»
Концевой Сергей Андреевич
кандидат технических наук, доцент
Национальный технический университет Украины
«Киевский политехнический институт имени Игоря Сикорского»
Kontsevoi Serhii
PhD, Associate Professor
National Technical University of Ukraine
«Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute»
МОДЕЛЮВАННЯ РЕГЕНЕРАЦІЇ РОЗЧИНУ МЕТИЛДІЕТАНОЛАМІНУ
МОДЕЛИРОВАНИЕ РЕГЕНЕРАЦИИ РАСТВОРА МЕТИЛДИЭТАНОЛАМИНА
MODELING REGENERATION OF METHYLDIETHANOLAMINE SOLUTION
Анотація. Апроксимовані залежності рівноважного парціального тиску над розчином МДЕА від ступеня карбонізації розчину і температури. Апроксимовані залежності коефіцієнту, що враховує зниження парціального тиску над активованим розчином, від ступеня карбонізації для умов регенерації. Виконано розрахунки матеріального, теплового балансів та тарілчастого десорберу в середовищі Excel. Зроблено висновок про цілковиту можливість заміни на вітчизняних підприємствах розчину МЕА на активований розчин МДЕА без заміни регенератору і зміни технологічної схеми.
Ключові слова: технологічний газ, оксид карбону (IV), метилдіетаноламін, піперазин, кінетична модель, тарілчастий регенератор.
Аннотация. Аппроксимированы зависимости равновесного парциального давления над раствором МДЭА от степени карбонизации раствора и температуры. Аппроксимированы зависимости коэффициента, учитывающего снижение парциального давления над активированным раствором, от степени карбонизации для условий регенерации. Выполнены расчеты материального, теплового балансов и тарельчатого регенератора в среде Excel. Сделан вывод о полной возможности замены на отечественных предприятиях раствора МЭА на активированный раствор МДЭА без замены регенератора и изменения технологической схемы.
Ключевые слова: технологический газ, оксид углерода (IV), метилдиэтаноламин, пиперазин, кинетическая модель, тарельчатый регенератор.
Summary. The equilibrium partial pressure over the MDEA solution, depending on the degree of carbonization of the solution and the temperature, is approximated. Dependence of the coefficient reduction of partial pressure over the activated solution from the degree of carbonization for the conditions of regeneration is approximated. Comparative calculations of material, thermal balances and regenerator are executed in Excel. Replacing the MEA solution with an activated MDEA solution without replacing the regenerator and changing the process flow scheme in Ukrainian enterprises is proposed.
Key words: Synthesis-gas, oxide carbon (IV), methyldiethanolamine, piperasein, kinetic model, regenerator.
Постановка проблеми. У нашій статті [1] розглянута стадія абсорбції очищення технологічного газу від оксиду карбону (IV) зі застосуванням активованого піперазином розчину метилдіетаноламіну. Аналіз отриманих даних показав цілковиту можливість заміни абсорбенту моноетаноламіну (МЕА) розчином аМДЕА з використанням насадкового абсорберу.
При підвищенні температури і зниженні тиску регенерація відпрацьованого розчину базується на перебігу зворотних реакцій розкладання карбонату і гідрокарбонату метилдіетаноламіну та піперазину:
CO2 + 2R2N-CH3 + H2O ↔ (R2NH-CH3)2CO3,
CO2 + (R2NH-CH3)2CO3 + H2O ↔ 2 R2NH-CH3HCO3,
2R*N2Н2 +СО2 + Н2О = (R*N2Н3)2CO3;
(R*N2Н3)2CO3 +СО2 + Н2О = 2R*N2Н3HCO3,
де R – (HOCH2CH2), R* – (CH2CH2CH2CH2).
Принципова технологічна схема (продуктивність за аміаком 600 т/добу) однопотокового очищення технологічного газу від оксиду карбону (IV) розчином МЕА на підприємствах «Азот», яка може бути використана і при застосуванні розчину аМДЕА, представлена на рисунку 1 [2; 4].
1 – абсорбер; 2 – холодильник – сепаратор; 3 – регенератор; 4 – кип’ятильник;
5 – насос; 6 – теплообмінник; 7 – холодильник; ДР - дросель
Рис. 1. Схема однопотокового очищення газу від оксиду карбону (IV) розчинами амінів
Результати. Нами в середовищі MS Excel за алгоритмами [3] розраховано матеріальні, теплові баланси регенерації відпрацьованого розчину та тарілчастий регенератор (десорбер) стосовно розчину МЕА. Для порівняння за цими ж алгоритмами виконано ті ж самі розрахунки для розчину аМДЕА з вихідними даними і результатами розрахунку матеріального балансу по газовій і рідкій фазах, що надані в статті [1]. Матеріальні і теплові розрахунки регенерації відпрацьованого розчину аМДЕА виконані з наступними вихідними даними: температура газу на виході із сепаратору поз.2: 50 ˚С, тиск насиченої пари P2* = 55,2 мм рт.ст., тиск Р2 = 1,6 атм. Температура вологого газу на виході з регенератору: 100 ˚С, тиск насиченої пари P3*= 760 мм рт.ст.; тиск на виході з регенератору поз.3: Р3 = 1,62 атм. З даних матеріального балансу за газом [1] склад сухого газу на виході з регенератору і з сепаратору визначається через витрати поглинутих компонентів – таблиця 1.
Таблиця 1
Склад сухого газу після регенерації розчину
|
Компонент: |
кг/год |
% мас |
м3/год |
% об |
|
CO2 |
31384,67 |
99,92 |
15977,65 |
99,53 |
|
CO |
0,66 |
0,0021 |
0,53 |
0,0033 |
|
H2 |
5,40 |
0,0172 |
60,51 |
0,3769 |
|
CH4 |
0,29 |
0,0009 |
0,41 |
0,0026 |
|
N2 |
17,51 |
0,0558 |
14,01 |
0,0873 |
|
Ar |
0,75 |
0,0024 |
0,42 |
0,0026 |
|
Всього |
31409,29 |
100,00 |
16053,54 |
100,0 |
Вологість газу на виході з холодильника – сепаратору поз. 2, частка:
звідки (витрата сухого газу Vg=16053,54) витрата водяної пари, м3/год
Таблиця 2
Склад вологого газу на виході із холодильника – сепаратору
|
Компонент: |
кг/год |
% мас |
м3/год |
% об |
|
CO2 |
31384,67 |
98,01 |
15977,65 |
95,01 |
|
CO |
0,66 |
0,0021 |
0,53 |
0,0032 |
|
H2 |
5,40 |
0,0169 |
60,51 |
0,3598 |
|
CH4 |
0,29 |
0,0009 |
0,41 |
0,0024 |
|
N2 |
17,51 |
0,0547 |
14,01 |
0,0833 |
|
Ar |
0,75 |
0,0023 |
0,42 |
0,0025 |
|
H2O |
613,45 |
1,92 |
763,40 |
4,54 |
|
Всього: |
32022,74 |
100,00 |
16816,94 |
100,00 |
Водяна пара, що виноситься з газом з холодильнику – сепаратору, має бути компенсована постійним підживленням схеми знесоленою водою.
Відносна вологість газу на виході з регенератору поз. 3, частка:
звідки визначаємо витрату водяної пари, м3/год:
Кількість сконденсованої води у холодильнику – сепараторі поз.2, що повертається як флегма у регенератор поз.3, кг/год:
Gf = 20806,71 - 613,45 = 20193,26.
Таблиця 3
Склад вологого газу на виході з регенератору
|
Компонент: |
кг/год |
% мас |
м3/год |
% об |
|
CO2 |
31384,67 |
60,11 |
15977,65 |
38,09 |
|
CO |
0,66 |
0,0013 |
0,53 |
0,0013 |
|
H2 |
5,40 |
0,0103 |
60,51 |
0,1443 |
|
CH4 |
0,29 |
0,0006 |
0,41 |
0,0010 |
|
N2 |
17,51 |
0,0335 |
14,01 |
0,0334 |
|
Ar |
0,75 |
0,0014 |
0,42 |
0,0010 |
|
H2O |
20806,71 |
39,85 |
25892,80 |
61,73 |
|
Всього: |
52216,01 |
100,00 |
41946,34 |
100,00 |
Метою теплового балансу регенерації є розрахунок витрат теплоти, що вноситься з конвертованим газом в кип’ятильник поз.4.
Вихідні дані: середня теплоємність розчину аМДЕА, кДж/(кг∙К): Срсер = 3,2; теплоємність вологого газу на виході з регенератору, кДж/(кмоль∙˚С): Срвг = 35; температура розчину аМДЕА на вході в регенератор і вологого газу на виході з нього, ˚C: tвх = 100; температура розчину після кип'ятильника аМДЕА, ˚C: tвих = 120; температура конденсату на виході сепаратору поз. 2, ˚C: tк = 50; теплота десорбції СО2, кДж/кг СО2: QCO2 = 1216; теплота випаровування води в регенераторі, кДж/кг: Qвип = 2200. Витрати розчину розраховані у нашій статті [1].
Основними статтями приходу теплового балансу є:
Q1 = G1∙ tвх∙ Срсер; Q1 = 538478∙100∙ 3,2 = 172312960 ;
Q2 = Gf ∙ tк∙ Срводи ; Q2 = 20193,26∙ 50∙ 4,19 = 4230489,5, де Срводи - середня теплоємність води, кДж/(кг∙˚С);
Основними статтями витрат теплового балансу є:
Q3 = V∙ tвх∙ Срвг / 22,4; Q3 = 41946,34∙ 100∙ 35 / 22,4 = 6554115;
Q4 = QCO2 ∙mсо2 + Qвип∙ V3∙18/22.4;
Q4 = 1216∙31385 + 2200∙20806,71 = 38163753,2 + 45774771,2, де mсо2 – маса десорбованого СО2, кг/год [1];
Q5 = G0∙ tвих∙ Срсер ; Q5 = 507114,96∙120∙3,2 = 194732144,6;
Qвтрат = (Q1 + Q2 + Qкг )∙0,05
Таким чином, з рівняння теплового балансу:
Q1 + Q2 + Qкг = Q3 + Q4+ Q5 + Qвтрат.
визначається теплота, що вноситься з конвертованим газом, кДж:
Qкг = (Q3 + Q4 + Q5 – 0,95·Q1 - 0,95·Q2) / 0,95 = 123693165,2.
Отже, питомі витрати теплоти на 1 м3 абсорбованого СО2 складають,:
qп = Qкг / П(СО2) = 123693165,2/15980 = 7740 кДж/м3,
де П(СО2) – витрата абсорбованого СО2, м3/год [1].
Таблиця 4
Тепловий баланс регенератору
|
Прихід |
кДж/год |
% |
|
теплота з розчином аМДЕА |
172312960 |
57,39 |
|
теплота конденсату – флегми |
4230489,5 |
1,41 |
|
теплота з конвертованим газом |
123693165,2 |
41,20 |
|
Всього |
300236614,7 |
100,00 |
|
Витрата |
кДж/год |
% |
|
Теплота з вологим газом |
6554115 |
2,18 |
|
теплота десорбції СО2 |
38163753,2 |
12,71 |
|
теплота випаровування води |
45774771,2 |
15,25 |
|
теплота регенерованого розчину |
194732144,6 |
64,86 |
|
втрати теплоти |
15011830,7 |
5,00 |
|
Всього |
300236614,7 |
100 |
Відмітимо, що витрата теплоти на регенерацію моноетаноламіну в промислових однопотокових схемах складає від 6600 – 7800 [2] до 11300 [4] кДж/м3. Зауважимо, що розрахунком не враховано десорбція частини СО2 і випаровування певної кількості води при дроселюванні з 25 до 1,62 атм. Врахування цих процесів зменшить розрахункові витрати теплоти.
Кінетичний розрахунок десорберу (регенератору). Розрахунок тарілчастого десорберу зводиться до визначення кількості теоретичних тарілок Nт числовим інтегруванням виразу: Nт, де P – робочий тиск СО2, кПа; P* – рівноважний тиск, СО2, кПа.
Попередньо нами апроксимовані дані [2] значень рівноважного парціального тиску Р*СО2 над розчином МДЕА в залежності від ступеня карбонізації розчину х і температури Т десорбції, кПа:
Р*СО2 = exp( 26,21 + 2,8074∙lnХ – 6722/T) (1)
Враховано, що рівноважний тиск СО2 над активованим розчином аМДЕА нижче, ніж над чистим розчином МДЕА, і отримано залежність поправочного коефіцієнту Кпопр від ступеня карбонізації х для умов десорбції при температурі 100 0С:
Kпопр = -52,417Х3 + 68,411Х2 – 33,055Х + 7,8356. (2)
Таким чином рівноважний тиск СО2 над активованим розчином аМДЕА дорівнює, кПа:
Р*= Р*СО2/ Kпопр. (3)
Вихідні дані: ступінь карбонізації розчину на вході Хвх= 0,5; ступінь карбонізації розчину на виході Хвих= 0,1 кмольСО2/кмоль аМДЕА. Кількість кроків інтегрування n = 50.
Зміна ступеня карбонізації на один крок інтегрування:
Зміна температури розчину аМДЕА на один крок інтегрування:
Робочий парціальний тиск СО2 у верхній частині регенератору, кПа:
Рв=Р3∙NCO2∙101325/1000/100;
Рв=1,62∙38,09∙101325/1000/100 = 62,52,
де NCO2 – вміст СО2 у вологому газі на виході з регенератору, % (див. таблицю 3).
Враховуючи наявність значень робочого і рівноважного тисків у верхній частині регенератору, розраховуємо коефіцієнт перерахунку рівноважного тиску у робочий, який використовується надалі на кожному кроці інтегрування для визначення робочих парціальних тисків СО2 через значення рівноважних:
Кпр = Рв / Р*в; Кпр = 62,52/ 276,43= 0,2262,
де Р*в – рівноважний тиск СО2 над розчином аМДЕА при значенні ступеню карбонізації X1=0.5 і при Т1=373 К (крок 50 таблиці 5).
Для розрахунку кількості тарілок регенератора необхідно провести числове інтегрування – таблиця 5. На кожному кроці розраховують:
Необхідна кількість тарілок на один крок інтегрування:
Теоретична кількість тарілок для регенератору (див. таблицю 5):
Враховуючи ККД тарілки hт = 0,5, необхідна кількість тарілок у регенераторі.
Таблиця 5
Розрахунок тарілчастого регенератору числовим інтегруванням (фрагмент)
|
№ |
Х |
Т |
ln(Р*СО2) |
Р*СО2 |
Кпопр |
P* |
P |
N |
|
1 |
0,1080 |
392,6 |
2,8392 |
17,1027 |
4,9976 |
3,4222 |
0,7740 |
0,0603 |
|
2 |
0,1160 |
392,2 |
3,0224 |
20,5403 |
4,8399 |
4,2439 |
0,9599 |
0,0566 |
|
3 |
0,1240 |
391,8 |
3,1921 |
24,3400 |
4,6887 |
5,1912 |
1,1742 |
0,0533 |
|
11 |
0,1880 |
388,6 |
4,2192 |
67,9779 |
3,6909 |
18,4178 |
4,1658 |
0,0363 |
|
12 |
0,1960 |
388,2 |
4,3184 |
75,0648 |
3,5902 |
20,9081 |
4,7291 |
0,0348 |
|
13 |
0,2040 |
387,8 |
4,4128 |
82,5004 |
3,4944 |
23,6095 |
5,3401 |
0,0334 |
|
48 |
0,4840 |
373,8 |
6,1891 |
487,4168 |
1,9196 |
253,9115 |
57,4307 |
0,0122 |
|
49 |
0,4920 |
373,4 |
6,2159 |
500,6364 |
1,8898 |
264,9217 |
59,9210 |
0,0121 |
|
50 |
0,5000 |
373 |
6,2419 |
513,8117 |
1,8587 |
276,4323 |
62,5245 |
0,0122 |
|
|
|
|
|
|
|
|
∑N |
1,2737 |
Завдяки більш високому рівноважному тиску СО2 над розчином аМДЕА в порівнянні з розчином МЕА, кількість розрахованих тарілок набагато менше їх кількості в промисловому регенераторі розчину МЕА (16 – 25 тарілок [4]), що свідчить про цілковиту можливість заміни розчину МЕА на аМДЕА, при цьому гарантовано високий ступінь регенерації на існуючому апараті.
Висновки. В результаті математичного моделювання тарілчастого регенератору отримано основні показники при застосуванні розчину аМДЕА (40%; 3,61 кмоль/м3) замість розчину МЕА (18%; 2,94 кмоль/м3), що показали цілковиту можливість заміни розчину МЕА на розчин аМДЕА без заміни обладнання і технологічної схеми. Промисловий регенератор гарантовано забезпечить високий ступінь регенерації завдяки значно вищому рівноважному тиску СО2 над розчином аМДЕА в порівнянні з розчином МЕА при однакових умовах.
Література
