高浓度气体吸收填料层高度的计算
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（1）当解吸不良使吸收剂入塔含量增高至0.04%时，溶质的回收率下 降至多少？塔内传质推动力有何变化？
（2）气体流率增加20%，而溶剂量以及气、液进口组成不变？溶质的 回收率有何变化？单位时间被吸收的溶质量增加多少？
（3）入塔气体溶质含量增高至2.5%时，为保证气体出塔组成不变， 吸收剂用量应增加为原用量的多少倍？
Y1 Y2 Y1
Y2 (1)Y1
说明：为求高度，必须先求HOG和NOG
（1）流向选择
HOG与设备形势和操作条件有关，NOG与平衡关系和进出口浓度有关， 要计算平均推动力，必须选定流向， 气液两相可逆流操作也可并流操作， 进出口浓度相同时，逆流推动力大于并流推动力，逆流优于并流，但逆 流操作气流阻碍液流流动，需要加大液体流量的吸收可以采用并流。
✓吸收塔的操作型计算
命题 计算目的：预测给定条件下的出口浓度X1、Y2 已知条件：V,L,Y1,X2,Z,平衡关系，传质单元高度或传质系数 计算方法：
Z V Y1 dY KY a Y2 Y Y
Y
L V
X
Y2
L V
X2
Y fe(X )
操作型计算是联立求解上述方程组，当上述方程组联解的结果变为下式
X1
X
b
图9-22 吸收剂再循环的操作
但对于有显著热效应的吸收过程，大量吸收剂再循环可减小吸 收剂在塔内的温升，因而平衡线可以下移，传质推动力增大， 有利于吸收。
➢ 吸收过程计算
✓ 设计型计算
命题
设计要求：计算完成指定分离任务所需的塔高
给定条件：气体流率
气体入塔浓度
平衡关系 分离要求
规定有害物质浓度Y2 规定产品回收率η
X1＇ Ｘ１
✓ 降低吸收剂入塔温度 t2
图9-21 降低X2对出塔气液组成的影响
改变了物系的平衡关系，气体溶解度增大，平衡线下移，传质
推动力也增大。当气、液进塔浓度 Y1、X2 以及液气比L/V不 变时，气体出塔浓度 Y2 降低，分离程度增加。
适当调节上述三个参数均可强化吸收传质过程，提高分离程度。 但实际生产过程的影响因素较多，对具体问题要作具体分析。
相浓度 y，从而确定出塔内两相的实际平衡关系。
若已知溶质在不同温度下 的溶解度曲线，可由每一 组 t，x 数据直接从图上读 出与之对应的 y 值，连接 交点所得的曲线称为绝热 吸收平衡线。
y0,V0
x0,t0,L0
1 2
yn-1,Vn-1 yn,Vn
n-1 n
xn-1,tn-1,Ln-1 xn,tn,Ln
传质系数沿塔高变化大，吸收过程为 A 组分通过停滞的 B 组分的扩散 过程，气相传质系数为
p Bm
pB pBi ln pB
P
1
y
1
1 y
y
i
P1
y
m
ln
p Bi
1 yi
k
' y
DP
RT
P pBm
ky
P pBm
ky
1
1 ym
高浓度气体吸收过程分析
低浓度吸收 P/pBm ≈1或 1/(1-y)m ≈1，所以 ky’≈ ky 。 高浓度吸收总体流动的影响不可忽略，传质系数与气相浓度 y 有关，
N
t4 t3 t2 t1
t0
yN,VN a
xN,tN,LN
x0 x1 x2 x3 x4 b
图9-19 绝热吸收平衡线的作法
➢吸收塔的调节与操作型计算
生产过程中的各种参数经常是波动的。 吸收塔在运行过程中可能变化的参数有：入塔气体的流量V和浓度Y1如 果不加调节，必将引起出塔气体浓度Y2的变化。调节的方法：在允许条 件下改变吸收剂流量L，从而改变传质推动力，使Y2稳定不变。 吸收塔和解吸塔为联合操作，改变吸收剂流量，必将改变解吸塔的操 作特性，使解吸塔的出口浓度和温度发生变化，反过来对吸收塔产生作 用。因此，必须进行综合分析。
同理可得： 被积函数为：
Z
V X1
dX
X2
k
' X
a
Xi
X
x1 L1 xm dx x2 kxaxi x1 x2
f x L
1 xm
kxa xi x1 x2
等温吸收时 Z 的计算
图解积分求解步骤
Z
V Y1 dY Y2 kY' a Y Yi
V y1 1 ym dy y2 kya y yi 1 y2
1
ym
1 2
1
y
1
yi
NG
y1 dy 1 ln 1 y2 y2 y yi 2 1 y1
第一项为低浓度气体吸收时的传质单元数，第二项则表示高浓度气体吸 收时漂流因子的影响。
非等温吸收时 Z 的计算
若忽略吸收塔内气液两相温度升高对传质系数的影响，非等温气体吸 收填料层高度的计算与等温过程相比，除必须考虑气液两相温度所引 起的相平衡关系变化这一因素外，其计算公式和计算方法与高浓度等 温吸收过程的计算完全相同。只要求得了非等温吸收的实际相平衡关 系，按上述填料层高度的计算公式与求解步骤，就可求得 Z 值。
若将吸收塔中液相组成 x 的变化范围分 成若干等分段，离开和进入该段的液相 温度分别为 tn 和 tn-1，则任意段 n 的热量 衡算式可近似写成
cmL tn tn1 xn xn1
tn
tn1
cm L
x
微分溶解热 φ/（kJ/kmol)
36 34 32 30 10 3 28 26 24 22 20 10 3 18
— 微分溶解热；
dLs — 吸收的溶质量引起的吸收液量增加。
Ls+dLs x+dx
t+dt
dLs 与 Ls 相比要小得多，故 dLsx、dLscmLt 与 LSdx、LscmLdt 相比
可忽略。于是上式可简化为
cmLdt dx
非等温吸收时 Z 的计算
微分溶解热 代表 1 kmol 溶质溶解于浓 度为 x 的大量溶液中时所产生的热量， 是一个与溶液浓度有关的量。
求得填料层高度 Z。
等温吸收时 Z 的计算
因数群 Vs/(kya) 随 Vs 的变化小，因此沿塔高变化不大，可取塔顶和 塔底的平均值，从而可将其提出积分号外
Z Vs
k ya
y1 y2
1
1 ym yy
yi
dy
H
G
NG
NG
y1 y2
1
1 y
y y
m
yi
dy
HG
Vs k y a
当气相浓度不是太高时，(1-y)m 可用算术平均值代替
高浓度气体吸收填料层高度的计算 高浓度气体吸收过程分析
高浓度吸收浓度变化大，溶质溶解量大，从塔底至塔顶气体流率变 化也大，这使得高浓度吸收过程有以下特点：
通常为非等温吸收，由于溶质A的溶解量大，产生的溶解热能使吸收剂 温度显著升高，相平衡关系也将沿塔高变化，温度升高，溶质的溶解度 下降，对吸收不利。
０
图9-20
Ｘ２
Ｘ１＇ Ｘ１
L 增大对出塔气液组成的影响 V
✓ 降低吸收剂入塔浓度X2
吸收剂入塔浓度由 X2 降至 X2’，在 Y1
和 L/V 不变的条件下，操作线向左平
Y1
移，传质推动力增大，吸收液出塔浓
ⅡⅠ
度将由 X1 降至 X1’，气体出塔浓度降
至 Y2’，吸收率增加。
Y2
Y2＇
Ｘ2＇ Ｘ２
（2）吸收剂浓度的选择
吸收剂浓度过低，加大溶剂再生的解析负荷量，吸收剂浓度过高，传质 推动力减小，使塔高增加，所以，X2的选择是一个经济优化的问题。
（3）吸收剂用量的选择
吸收塔操作存在一个最小液气比，实际操作液气比应大于最小液气比，注意： 最小液气比是针对规定的分离要求而言的，并不是说吸收它不能在最小液气比 以下操作，只不过在最小液气比以下操作不能达到规定的分离要求。实际液气 比的选择也是一个经济优化的问题。
✓ 吸收剂再循环流程
设吸收剂再循环量与新鲜吸收 剂加入量 L 的比值为 L L ， 两股吸收剂混合后浓度为
X
' 2
X1 X 2 1
若 增加，吸收剂入塔浓度增大， 传质推动力下降，塔的吸收能力要
下降。
X2＇ V,Y2
L,X2
L＇,X 1
冷
却
V,Y1
器
Y
Y1
ⅠⅡ
ⅠⅡ
Y2
L,X1 a
0 X2 X2＇
✓ 吸收剂用量 L增大
吸收剂用量 L增大，L/V 增大，操作线斜率
和推动力增大。当气、液入塔浓度 Y1 和 X2
Y1
不变时，出口气体 Y2 下降，吸收率增大。
操作线由Ⅰ线变为Ⅱ线，X1 下降。
L L V II V I
Ⅱ
Ⅰ
Y2
如果吸收剂用量增大使再生不良或冷却不够， Y2＇
吸收剂进塔浓度 X2 和温度 t2 都可能升高，这 两者都会造成传质推动力下降，抵销吸收剂 用量增大的作用。
溶质溶解时释放出的溶解热不仅使液体升温，也会使气体升温和部分 溶剂汽化，设备的散热也将耗去部分溶解热。同时进行的传热传质使 过程的热量衡算变得较为复杂。
简化假设： （1）由于气体的热容小，且溶剂的蒸汽压较低，汽化量不大，气体升 温和部分溶剂汽化耗用的溶解热可忽略不计。 （2）过程可视为绝热，溶解热将全部用于液体温度的升高。
等温吸收时 Z 的计算
高浓度吸收填料层高度 Z 的计算式要注意引入漂流因子的影响。
Y
Yi
y yi
1 y1
yi
kY'
k
' y
1
y1yiBiblioteka ky1 y1 yi 1 ym
dY
d
1
y
y
dy
1 y2
Z
V Y1 dY Y2 kY' a Y Yi
V y1 1 ym dy y2 kya y yi 1 y2
NOG
1 1 MV
L
ln
1
MV L
Y1 Y2
Y2 Y2
MV L
由上式求得Y2后，再由物料衡算求X1。
【例】某填料吸收塔用溶质含量为0.02%（比摩尔分数，下同）的溶 剂吸收混合气中的可溶组分，采用的液气比为3.2，气体入塔溶质的含量 为2.0%，回收率可达95%。已知在操作范围内物系的平衡关系为Y=2X， 吸收过程为气膜控制，总体积传质系数KYa与气体摩尔流率的0.8次方成 正比。受前后工序操作状况的影响，该吸收塔的工艺参数也常有波动， 试对以下几种情况进行计算。
非等温吸收时 Z 的计算
据此简化，对微元段 dZ 做热量衡算，有
LscmLt Lsdx dLs x Ls dLs cmL t dt
Lsdx dLs x LscmLdt dLscmLt
Ls, x, t dZ
式中：
cmL — 溶液平均摩尔热容kJ/(kmolK)； Ls — 吸收液流率kmol/s；
高浓度气体吸收 Z 计算只能由数值积分或图解积分求得。被积函数为：
f
y
k
V y a
y
1 ym yi 1
y2
等温吸收时 Z 的计算
积分时还需用到如下关系式：
操作线方程
y 1 y
L V
x 1 x
1
y2 y
2
L V
1
x2 x2
平衡线方程
y fe x
传质速率方程
k
' y
y
yi
kx'
xi
x
以及体积传质系数 kya， kxa 与气、液质量流率的关联式。
（1）将 y1 至 y2 的区间分成 n 等份，得 n+1 个 y； （2）由操作线方程算出所取 y 对应的 x；
（3）由 Vs=V/(1-y)和Ls=L/(1-x) 计算浓度为 y、x 截面的气液流率； （4）由传质系数关联式计算出 y、x 截面处对应的 kya， kxa；
（5）由四式联立求解出气液界面浓度 yi、xi；
k
' y
ky
1
1 ym
k
' x
kx
k
' y
y
yi
kx
xi
x
yi fe xi
（6）将以上与 y 对应的各值 代入f (y)，求得该 y 值对应的被积函数 值，即求得了f (y)~ y 曲线上一点；
（7）重复 (1)~(6)(n+1)次，求得 (n+1)个与 y 值对应的函数值f (y)； （7）作f(y)~y 图，计算曲线与 y1、y2 区间所围成图形的面积，由此
解： （1）
原工况 新工况
NOG
1 1 1
ln1
1 Y1 A Y2
Y2* Y2*
1
A
A
NOG
1 1 1
ln 1
1 A
Y1 Y2* / Y2/ Y2*/
1
A
A
Y1 Y2* Y1 Y2* / Y2 Y2* Y2 / Y2*/
因 y 沿塔高变，所以 ky’ 也沿塔高变。
同理，高浓度气体吸收液相传质系数可表示为
k
' x
kx
1
1 xm
等温吸收时，沿塔高相平衡关系不变，填料层高度 Z 的计算可采用前面 介绍的计算式； 各传质系数沿塔高的变化不可忽略，因而不能提出积分号外，这使得 Z 的计算变繁； 因传质系数中的漂流因子要涉及到界面浓度yi 或 xi，Z 的计算式通常采 用相内传质速率方程推导； 高浓度气体吸收 Z 的计算一般采用摩尔分数的表达式。若用比摩尔分数， 被积函数更复杂。
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 氨在水中的摩尔分数 x
图9-18 氨在水中的微分溶解热
式中微分溶解热 可取 xn-1 与 xn 之间的平均值。
非等温吸收时 Z 的计算
由进塔的液相浓度 x0 和温度 t0 为初始条件，可逐段算出不同组成 x 下的
液相温度 t，然后根据每一组 x，t 值，由热力学数据确定与之平衡的气
（2）气体流率增加20%，而溶剂量以及气、液进口组成不变？溶质的 回收率有何变化？单位时间被吸收的溶质量增加多少？
（3）入塔气体溶质含量增高至2.5%时，为保证气体出塔组成不变， 吸收剂用量应增加为原用量的多少倍？
Y1 Y2 Y1
Y2 (1)Y1
说明：为求高度，必须先求HOG和NOG
（1）流向选择
HOG与设备形势和操作条件有关，NOG与平衡关系和进出口浓度有关， 要计算平均推动力，必须选定流向， 气液两相可逆流操作也可并流操作， 进出口浓度相同时，逆流推动力大于并流推动力，逆流优于并流，但逆 流操作气流阻碍液流流动，需要加大液体流量的吸收可以采用并流。
✓吸收塔的操作型计算
命题 计算目的：预测给定条件下的出口浓度X1、Y2 已知条件：V,L,Y1,X2,Z,平衡关系，传质单元高度或传质系数 计算方法：
Z V Y1 dY KY a Y2 Y Y
Y
L V
X
Y2
L V
X2
Y fe(X )
操作型计算是联立求解上述方程组，当上述方程组联解的结果变为下式
X1
X
b
图9-22 吸收剂再循环的操作
但对于有显著热效应的吸收过程，大量吸收剂再循环可减小吸 收剂在塔内的温升，因而平衡线可以下移，传质推动力增大， 有利于吸收。
➢ 吸收过程计算
✓ 设计型计算
命题
设计要求：计算完成指定分离任务所需的塔高
给定条件：气体流率
气体入塔浓度
平衡关系 分离要求
规定有害物质浓度Y2 规定产品回收率η
X1＇ Ｘ１
✓ 降低吸收剂入塔温度 t2
图9-21 降低X2对出塔气液组成的影响
改变了物系的平衡关系，气体溶解度增大，平衡线下移，传质
推动力也增大。当气、液进塔浓度 Y1、X2 以及液气比L/V不 变时，气体出塔浓度 Y2 降低，分离程度增加。
适当调节上述三个参数均可强化吸收传质过程，提高分离程度。 但实际生产过程的影响因素较多，对具体问题要作具体分析。
相浓度 y，从而确定出塔内两相的实际平衡关系。
若已知溶质在不同温度下 的溶解度曲线，可由每一 组 t，x 数据直接从图上读 出与之对应的 y 值，连接 交点所得的曲线称为绝热 吸收平衡线。
y0,V0
x0,t0,L0
1 2
yn-1,Vn-1 yn,Vn
n-1 n
xn-1,tn-1,Ln-1 xn,tn,Ln
传质系数沿塔高变化大，吸收过程为 A 组分通过停滞的 B 组分的扩散 过程，气相传质系数为
p Bm
pB pBi ln pB
P
1
y
1
1 y
y
i
P1
y
m
ln
p Bi
1 yi
k
' y
DP
RT
P pBm
ky
P pBm
ky
1
1 ym
高浓度气体吸收过程分析
低浓度吸收 P/pBm ≈1或 1/(1-y)m ≈1，所以 ky’≈ ky 。 高浓度吸收总体流动的影响不可忽略，传质系数与气相浓度 y 有关，
N
t4 t3 t2 t1
t0
yN,VN a
xN,tN,LN
x0 x1 x2 x3 x4 b
图9-19 绝热吸收平衡线的作法
➢吸收塔的调节与操作型计算
生产过程中的各种参数经常是波动的。 吸收塔在运行过程中可能变化的参数有：入塔气体的流量V和浓度Y1如 果不加调节，必将引起出塔气体浓度Y2的变化。调节的方法：在允许条 件下改变吸收剂流量L，从而改变传质推动力，使Y2稳定不变。 吸收塔和解吸塔为联合操作，改变吸收剂流量，必将改变解吸塔的操 作特性，使解吸塔的出口浓度和温度发生变化，反过来对吸收塔产生作 用。因此，必须进行综合分析。
同理可得： 被积函数为：
Z
V X1
dX
X2
k
' X
a
Xi
X
x1 L1 xm dx x2 kxaxi x1 x2
f x L
1 xm
kxa xi x1 x2
等温吸收时 Z 的计算
图解积分求解步骤
Z
V Y1 dY Y2 kY' a Y Yi
V y1 1 ym dy y2 kya y yi 1 y2
1
ym
1 2
1
y
1
yi
NG
y1 dy 1 ln 1 y2 y2 y yi 2 1 y1
第一项为低浓度气体吸收时的传质单元数，第二项则表示高浓度气体吸 收时漂流因子的影响。
非等温吸收时 Z 的计算
若忽略吸收塔内气液两相温度升高对传质系数的影响，非等温气体吸 收填料层高度的计算与等温过程相比，除必须考虑气液两相温度所引 起的相平衡关系变化这一因素外，其计算公式和计算方法与高浓度等 温吸收过程的计算完全相同。只要求得了非等温吸收的实际相平衡关 系，按上述填料层高度的计算公式与求解步骤，就可求得 Z 值。
若将吸收塔中液相组成 x 的变化范围分 成若干等分段，离开和进入该段的液相 温度分别为 tn 和 tn-1，则任意段 n 的热量 衡算式可近似写成
cmL tn tn1 xn xn1
tn
tn1
cm L
x
微分溶解热 φ/（kJ/kmol)
36 34 32 30 10 3 28 26 24 22 20 10 3 18
— 微分溶解热；
dLs — 吸收的溶质量引起的吸收液量增加。
Ls+dLs x+dx
t+dt
dLs 与 Ls 相比要小得多，故 dLsx、dLscmLt 与 LSdx、LscmLdt 相比
可忽略。于是上式可简化为
cmLdt dx
非等温吸收时 Z 的计算
微分溶解热 代表 1 kmol 溶质溶解于浓 度为 x 的大量溶液中时所产生的热量， 是一个与溶液浓度有关的量。
求得填料层高度 Z。
等温吸收时 Z 的计算
因数群 Vs/(kya) 随 Vs 的变化小，因此沿塔高变化不大，可取塔顶和 塔底的平均值，从而可将其提出积分号外
Z Vs
k ya
y1 y2
1
1 ym yy
yi
dy
H
G
NG
NG
y1 y2
1
1 y
y y
m
yi
dy
HG
Vs k y a
当气相浓度不是太高时，(1-y)m 可用算术平均值代替
高浓度气体吸收填料层高度的计算 高浓度气体吸收过程分析
高浓度吸收浓度变化大，溶质溶解量大，从塔底至塔顶气体流率变 化也大，这使得高浓度吸收过程有以下特点：
通常为非等温吸收，由于溶质A的溶解量大，产生的溶解热能使吸收剂 温度显著升高，相平衡关系也将沿塔高变化，温度升高，溶质的溶解度 下降，对吸收不利。
０
图9-20
Ｘ２
Ｘ１＇ Ｘ１
L 增大对出塔气液组成的影响 V
✓ 降低吸收剂入塔浓度X2
吸收剂入塔浓度由 X2 降至 X2’，在 Y1
和 L/V 不变的条件下，操作线向左平
Y1
移，传质推动力增大，吸收液出塔浓
ⅡⅠ
度将由 X1 降至 X1’，气体出塔浓度降
至 Y2’，吸收率增加。
Y2
Y2＇
Ｘ2＇ Ｘ２
（2）吸收剂浓度的选择
吸收剂浓度过低，加大溶剂再生的解析负荷量，吸收剂浓度过高，传质 推动力减小，使塔高增加，所以，X2的选择是一个经济优化的问题。
（3）吸收剂用量的选择
吸收塔操作存在一个最小液气比，实际操作液气比应大于最小液气比，注意： 最小液气比是针对规定的分离要求而言的，并不是说吸收它不能在最小液气比 以下操作，只不过在最小液气比以下操作不能达到规定的分离要求。实际液气 比的选择也是一个经济优化的问题。
✓ 吸收剂再循环流程
设吸收剂再循环量与新鲜吸收 剂加入量 L 的比值为 L L ， 两股吸收剂混合后浓度为
X
' 2
X1 X 2 1
若 增加，吸收剂入塔浓度增大， 传质推动力下降，塔的吸收能力要
下降。
X2＇ V,Y2
L,X2
L＇,X 1
冷
却
V,Y1
器
Y
Y1
ⅠⅡ
ⅠⅡ
Y2
L,X1 a
0 X2 X2＇
✓ 吸收剂用量 L增大
吸收剂用量 L增大，L/V 增大，操作线斜率
和推动力增大。当气、液入塔浓度 Y1 和 X2
Y1
不变时，出口气体 Y2 下降，吸收率增大。
操作线由Ⅰ线变为Ⅱ线，X1 下降。
L L V II V I
Ⅱ
Ⅰ
Y2
如果吸收剂用量增大使再生不良或冷却不够， Y2＇
吸收剂进塔浓度 X2 和温度 t2 都可能升高，这 两者都会造成传质推动力下降，抵销吸收剂 用量增大的作用。
溶质溶解时释放出的溶解热不仅使液体升温，也会使气体升温和部分 溶剂汽化，设备的散热也将耗去部分溶解热。同时进行的传热传质使 过程的热量衡算变得较为复杂。
简化假设： （1）由于气体的热容小，且溶剂的蒸汽压较低，汽化量不大，气体升 温和部分溶剂汽化耗用的溶解热可忽略不计。 （2）过程可视为绝热，溶解热将全部用于液体温度的升高。
等温吸收时 Z 的计算
高浓度吸收填料层高度 Z 的计算式要注意引入漂流因子的影响。
Y
Yi
y yi
1 y1
yi
kY'
k
' y
1
y1yiBiblioteka ky1 y1 yi 1 ym
dY
d
1
y
y
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1 y2
Z
V Y1 dY Y2 kY' a Y Yi
V y1 1 ym dy y2 kya y yi 1 y2
NOG
1 1 MV
L
ln
1
MV L
Y1 Y2
Y2 Y2
MV L
由上式求得Y2后，再由物料衡算求X1。
【例】某填料吸收塔用溶质含量为0.02%（比摩尔分数，下同）的溶 剂吸收混合气中的可溶组分，采用的液气比为3.2，气体入塔溶质的含量 为2.0%，回收率可达95%。已知在操作范围内物系的平衡关系为Y=2X， 吸收过程为气膜控制，总体积传质系数KYa与气体摩尔流率的0.8次方成 正比。受前后工序操作状况的影响，该吸收塔的工艺参数也常有波动， 试对以下几种情况进行计算。
非等温吸收时 Z 的计算
据此简化，对微元段 dZ 做热量衡算，有
LscmLt Lsdx dLs x Ls dLs cmL t dt
Lsdx dLs x LscmLdt dLscmLt
Ls, x, t dZ
式中：
cmL — 溶液平均摩尔热容kJ/(kmolK)； Ls — 吸收液流率kmol/s；
高浓度气体吸收 Z 计算只能由数值积分或图解积分求得。被积函数为：
f
y
k
V y a
y
1 ym yi 1
y2
等温吸收时 Z 的计算
积分时还需用到如下关系式：
操作线方程
y 1 y
L V
x 1 x
1
y2 y
2
L V
1
x2 x2
平衡线方程
y fe x
传质速率方程
k
' y
y
yi
kx'
xi
x
以及体积传质系数 kya， kxa 与气、液质量流率的关联式。
（1）将 y1 至 y2 的区间分成 n 等份，得 n+1 个 y； （2）由操作线方程算出所取 y 对应的 x；
（3）由 Vs=V/(1-y)和Ls=L/(1-x) 计算浓度为 y、x 截面的气液流率； （4）由传质系数关联式计算出 y、x 截面处对应的 kya， kxa；
（5）由四式联立求解出气液界面浓度 yi、xi；
k
' y
ky
1
1 ym
k
' x
kx
k
' y
y
yi
kx
xi
x
yi fe xi
（6）将以上与 y 对应的各值 代入f (y)，求得该 y 值对应的被积函数 值，即求得了f (y)~ y 曲线上一点；
（7）重复 (1)~(6)(n+1)次，求得 (n+1)个与 y 值对应的函数值f (y)； （7）作f(y)~y 图，计算曲线与 y1、y2 区间所围成图形的面积，由此
解： （1）
原工况 新工况
NOG
1 1 1
ln1
1 Y1 A Y2
Y2* Y2*
1
A
A
NOG
1 1 1
ln 1
1 A
Y1 Y2* / Y2/ Y2*/
1
A
A
Y1 Y2* Y1 Y2* / Y2 Y2* Y2 / Y2*/
因 y 沿塔高变，所以 ky’ 也沿塔高变。
同理，高浓度气体吸收液相传质系数可表示为
k
' x
kx
1
1 xm
等温吸收时，沿塔高相平衡关系不变，填料层高度 Z 的计算可采用前面 介绍的计算式； 各传质系数沿塔高的变化不可忽略，因而不能提出积分号外，这使得 Z 的计算变繁； 因传质系数中的漂流因子要涉及到界面浓度yi 或 xi，Z 的计算式通常采 用相内传质速率方程推导； 高浓度气体吸收 Z 的计算一般采用摩尔分数的表达式。若用比摩尔分数， 被积函数更复杂。
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 氨在水中的摩尔分数 x
图9-18 氨在水中的微分溶解热
式中微分溶解热 可取 xn-1 与 xn 之间的平均值。
非等温吸收时 Z 的计算
由进塔的液相浓度 x0 和温度 t0 为初始条件，可逐段算出不同组成 x 下的
液相温度 t，然后根据每一组 x，t 值，由热力学数据确定与之平衡的气