UNIV. TEHNICA „GH. ASACHI”, IASI FAC. DE INGINERIE CHIMICA SI PROTECTIA MEDIULUI SECTIA INGINERIA MEDIULUI
2009-2010 CUPRINS: 1
1.
Tema de proiectare
A.Prezentarea temei
2. Procese tehnologice de fabricaţie; proces tehnologic adoptat A. Variante de realizare a tehnologiei. Tehnologia adoptată si justificarea alegerii B. Schema tehnologică a instalaţiei de rectificare
3.
Dimensionarea tehnologică a utilajelor
3.1. Dimensionarea Dimensionarea coloanei de rectificare A.Alegerea tipului de coloana B.Mateiale de constructii C.Bilantul de materiale in rectificare D.Determinarea numărului de talere teoretice E.Calculul inaltimii coloanei de rectificare F.Calculul diametrului coloanei G.Calculul elementelor interioare ale coloanei H.Dimensionarea racordurilor coloanei I.Calculul izolaţiei termice 3.2. Dimensionarea fierbătorului din blazul coloanei A.Alegerea tipului de fierbător şi materialelor de construcţie B.Bilant termic C.Calculul suprafeţei de transfer termic a fierbatorului D.Calculul diametrului schimbătorului 3.3. Dimensionarea Dimensionarea condensatorului de la vârful coloanei de rectificare A.Alegerea tipului de condensator şi materialelor materialelor de construcţie B.Bilanţ termic C.Calculul suprafetei de transfer termic D.Calculul inaltimii si diametrului condensatorului E.Dimensionarea racordurilor 3.4. Dimensionarea răcitorului pentru distilare A.Alegerea tipului de racitor şi materialelor de construcţie B.Bilanţ termic C.Calculul diametrului si inaltimii racitorului D.Dimensionarea racordurilor
3.5.
Dimensionarea recuperatorului recuperatorului de căldură 2
1.
Tema de proiectare
A.Prezentarea temei
2. Procese tehnologice de fabricaţie; proces tehnologic adoptat A. Variante de realizare a tehnologiei. Tehnologia adoptată si justificarea alegerii B. Schema tehnologică a instalaţiei de rectificare
3.
Dimensionarea tehnologică a utilajelor
3.1. Dimensionarea Dimensionarea coloanei de rectificare A.Alegerea tipului de coloana B.Mateiale de constructii C.Bilantul de materiale in rectificare D.Determinarea numărului de talere teoretice E.Calculul inaltimii coloanei de rectificare F.Calculul diametrului coloanei G.Calculul elementelor interioare ale coloanei H.Dimensionarea racordurilor coloanei I.Calculul izolaţiei termice 3.2. Dimensionarea fierbătorului din blazul coloanei A.Alegerea tipului de fierbător şi materialelor de construcţie B.Bilant termic C.Calculul suprafeţei de transfer termic a fierbatorului D.Calculul diametrului schimbătorului 3.3. Dimensionarea Dimensionarea condensatorului de la vârful coloanei de rectificare A.Alegerea tipului de condensator şi materialelor materialelor de construcţie B.Bilanţ termic C.Calculul suprafetei de transfer termic D.Calculul inaltimii si diametrului condensatorului E.Dimensionarea racordurilor 3.4. Dimensionarea răcitorului pentru distilare A.Alegerea tipului de racitor şi materialelor de construcţie B.Bilanţ termic C.Calculul diametrului si inaltimii racitorului D.Dimensionarea racordurilor
3.5.
Dimensionarea recuperatorului recuperatorului de căldură 2
A.Alegerea tipului de schimbator şi materialelor de construcţie B.Bilanţ termic C.Calculul diametrului şi lungimii recuperatorului de caldura D.Dimensionarea racordurilor 3.6. Dimensionarea preîncălzitorului preîncălzitorului pentru amestecul de 1alimentare A.Alegerea tipului de schimbator si materialelor de constructie B.Bilanţ termic C.Calculul înălţimii si diametrului schimbatorului D.Dimensionarea racordurilor 3.7.
Dimensionarea Dimensionarea rezervoarelor
3.8. Dimensionarea Dimensionarea pompei pentru transportarea amestecului amestecului de alimentare A.Alegerea tipului de pompă si materialelor de constructie B.Puterea de acţionare ; Puterea instalata
4.
Consumul de materii prime auxiliare şi utilităţi
5.
Aparate de măsură , control si automatizare automatizare
6. Tehnica securităţii muncii. Măsuri P.S.I. Epurarea apelor uzate uz ate şi protecţia mediului ambiant. ambia nt.
7.
Amplasarea, montajul şi exploatarea instalaţiei
8.
Probleme de coroziune
9.
Bibliografie
Planşe desenate : 10. Planşa 1 : Amplasarea instalaţiei de rect ificare Planşa 2 : Condensator
1.Tema de proiectare 3
A.Prezentarea temei
Sa se elaboreze proiectul de inginerie tehnologica pentru o instalatie de separare a amestecurilor amestecurilor lichide omogene omogene prin rectificare continua. continua. Se dau urmatoarele date necesare pentru proiectare :
usor volatil;
Materia prima :amestec binar de benzen-toluen; Debitul amestecului de alimentare : F =3800kg/h; Concentratia amestecului de alimentare :C F = 26,8% 26,8% masice masice component Concentratia distilatului :C D = 96,2% masice component component usor volatil; Concentratia reziduului : C W = 3,8% masice component component usor usor volatil; Temperatura amestecului amestecului de alimentare în rezervor : 20°C, Presiunea agentului agentului de încalzire : abur saturat de 6 ata.
Instalatia de rectificare continua este amplasata într-o sectie a unei intereprinderi de profil si este racordata la retelele de utilitati existente în intreprindere. Instalatia poate fi automatizata complet si functioneaza în regim continuu 330 zile anual în 3 schimburi a câte 8 ore. 2. Procese tehnologice de fabricatie.
Procesul tehnologic adoptat A.Variante de realizare ale tehnologiei.Tehnologia adoptata si justificarea alegerii
Distilarea simpla sau diferentiala
Distilarea simpla sau diferentiala este o operatie discontinua, care se executa fierbând o cantitate de amestec initial si eliminând vaporii din fierbator pe masura ce ei se formeaza;vaporii rezultati sunt condensati într-un condensator. Condensatorul reprezinta distilatul sau fractiunea (molara) usoara, cu continut mai mare din componentul sau componentii mai volatili ; reziduul sau fractiunea grea, care ramâne în fierbator, când se întrerupe distilarea, este mai concentrata în componentul sau componentii grei ai amestecului initial. În distilarile obisnuite, conditiile distilarii simple nu sunt îndeplinite în mod riguros, din cauza ca totdeauna exista o condensare partiala a vaporilor în partile superioare mai reci ale fierbatorului. O varianta a distilarii simple este distilarea fractionata, în care portiuni de distilat sunt culese separate, primele portiuni – fruntile de distilare – sunt mai bogate în componenti componenti mai volatili decât ultimele portiuni portiuni – cozile de distilare. Rectificarea continua a amestecurilor binare
4
Rectificarea continua reprezinta o succesiune de distilari si condensari rezultate din schimbul de caldura si de masa între vapori si refluxul lichid, care circula în contracurent prin coloana de rectificare. Rectificarea continua este o operatie în regim stationar ; amestecul care trebuie separate în componentii sai prin rectificare intra cu debit constant si cu temperatura constanta în coloana de rectificare ; cele 2 fractiuni rezultate ies din coloana de asemenea cu debite si temperatura constante ; în orice punct al coloanei de rectificare, debitele, concentratiile, temperatura si presiunea ramân constante dupa ce coloana a intrat în regimul normal de fractionare. O coloana de rectificare este astfel construita, încât sa realizate un contact cât mai bun între cele 2 faze : vaporii si refluxul (lichidul), pentru ca schimbul de caldura si de masa între faze sa apropie fazele cât mai mult de starea de echilibru termic. Rectificarea discontinua
Rectificarea discontinua, in sarje, se foloseste cand cantitatea amestecului de rectificat este mica sau cand acesta rezulta in sarje rareori de compozitie variabila. Rectificarea discontinua este o operatie in regim nestationar : fierbatorul coloanei se incarca cu o sarja de amestec , care – dupa ce este adusa la fierbere – se rectifica pana cand continutul de component usor din fierbator scade la o limita, sub care operatia nu mai corespunde procesului tehnologic sau nu mai este economica. Distilarea azeotropa si distilarea extractiva
Aceste doua metode de distilare – de fapt rectificare – fac posibile, în conditii economice unele separari care, prin rectificare obisnuita sunt greu sau imposibil de realizat. Separari greu de realizat sunt separarile amestecurilor cu componenti avand volatilitati relative intre 1,0 si 1,1;prin numarul mare de talere si prin refluxul mare, separarea lor prin rectificare obisnuita este neeconomica;exemplu: amestecul de nheptan-metil-ciclohexan (volatilitate relativa 1,08). Separarile imposibil de realizat prin rectificare obisnuita sunt cele ale amestecurilor azeotrope care – asa cum s-a aratat anterior – pot fi separate prin rectificare simpla numai intr-o fractiune (grea) continand componentul in exces si o fractiune (usoara) de compozitie azeotropa;exemple : la presiune atmosferica, amestecul etanol-apa se separa intr-o fractiune (grea) formata din alcool sau din apa in exces si o fractiune (usoara) formata din azeotropul cu 89,43%mol alcool;amestecul etanol-benzen se separa intr-o fractiune (grea) formata din etanol sau benzenul in exces si o fractiune (usoara) formata din azeotropul cu 44%mol etanol.Imposibilitatea separarii azeotropului in componenti rezulta din faptul ca, la punctul azeotropic, volatilitatea relativa a componentilor este 1,0 (compozitia vaporilor egala cu compozitia lichidului). Principiul distilarii azeotrope si distilarii extractive este marirea volatilitatii relative a componentilor care trebuie separati prin adaugarea unei substante lichide adecvate în coloana de rectificare. Substanta adaugata iese din coloana ca amestec în una din fractiunile de distilare si este apoi recuperata (prin sedimentare, distilare sau rectificare) pentru a fi din nou readusa în coloana. Antrenarea cu vapori
5
Daca într-un lichid nemiscibil cu apa se introduce vapori de apa, acestia vor încalzi lichidul condensându-se ; se formeaza astfel un sistem de lichide nemiscibile, bine agitate de catre vaporii care continua sa intre. Componentii unui sistem nemiscibil bine agitate se comporta ca si când fiecare s-ar gasi singur la temperatura amestecului : de exemplu, presiunea partiala a fiecarui component este egala cu presiunea de vapori a componentului pur, la presiunea amestecului. Sistemul va fierbe la temperatura la care suma presiunilor partiale egale aici cu presiunile de vapori ale componentilor, vor coincide cu presiunea sub care se face antrenarea cu vapori. pA = PA pA + pB = PA + PB = p , unde : p = presiunea totala sub care se face antrenarea cu vapori pB = PB pA , pB = presiuni partiale PA , PB = presiuni de vapori ale componentilor la temperatura de fierbere. Avantajul principal al antrenarii cu vapori este micsorarea temperaturii de fierbere, la care se poate adauga si efectul depresiunii, daca se lucreaza sub vid. Teoretic, pentru antrenare se pot folosi orice alti vapori sau gaze ; este important ca acesti vapori sa fie astfel alesi încât separarea substantei antrenante de substanta antrenata sa se faca printr-o operatie simpla ; din acest motiv sunt preferati vaporii de apa care, în multe cazuri, se separa usor prin condensare si decantare. Antrenarea cu vapori se aplica la purificarea substantelor organice termolabile sau cu punct înalt de fierbere, la separarea benzenului din gazele de cocserie s.a. Distilarea moleculara
Pentru distilarea substantelor termolabile si a celor greu volatile se recurge la micsorarea temperaturii prin coborârea presiunii de distilare. Coborârea presiunii este însa limitata la 2 – 5 mm chiar si în aparatele de laborator. Aceasta presiune în fierbatorul distilatorului reprezinta pierderea de presiune necesara trecerii vaporilor din fierbator în condensator, cu debit acceptabil. Din cauza volumului specific mare al vaporilor la presiuni mici debitul de masa al substantei scade repede cu coborârea presiunii. Distilarea moleculara este un procedeu de distilare care întruneste un ansamblu de mijloace pentru marirea debitului de distilare la presiuni de aproximativ 0,13 Pa (10 -3 torr), prin intensificarea celor 4 procese elementare ale procedeului : 1. Difuzarea componentilor prin lichid 2. Vaporizarea la suprafata lichidului 3. Transportul vaporilor la suprafata de condensare 4. Condensarea pe suprafata condensatorului În procedeul de difuziune a componentului prin lichid, componentul care va fi vaporizat trebuie sa fie furnizat la suprafata de vaporizare si componentul greu trebuie înlaturat de la suprafata. Aceste rezultate se obtin prin urmatoarele mijloace : a) Micsorarea grosimii stratului de lichid, lucrând în aparate cu film descendent sau cu film ascendent. b) Marirea temperaturii lichidului (cresterea coeficientului de difuzie), adica introducerea unui flux suficient de caldura pentru a mentine temperatura 6
suprafetei, ceea ce implica, de asemenea, un strat subtire de lichid pentru a nu mari prea mult temperatura lichidului. c) Reînnoirea suprafetei de vaporizare printr-o turbulenta intensa. Viteza de vaporizare la suprafata lichidului este data de ecuatia : q 5,83 10 p 3
M T
F
unde : q = fluxul de vaporizare p = presiunea vaporilor (torr) M = masa moleculara (g/mol) T = temperatura absoluta (K) F = factor care depinde de natura substantei, a impuritatilor etc. (cu valori cuprinse intre 0,01 si 0,1) Procesul elementar de vaporizare este accelerat prin cresterea temperaturii. Un alt mijloc de crestere a debitului de vaporizare este marirea suprafetei de vaporizare B.Schema tehnologica a instalatiei de rectificare
Amestecul supus rectificarii rezulta dintr-un proces tehnologic de sinteza prin rectificare urmarindu-se separarea componentilor având în vedere recuperarea lor. Rectificarea se face pe o coloana cu functionare continua. Instalatia este formata din : 1. Coloana de rectificare; 2. Preîncalzitor pentru amestecul de alimentare; 3. Recuperator de caldura; 4. Condensator pentru condensarea vaporilor bogati în component usor volatil; 5. Racitor; 6. Rezervor pentru amestecul de alimentare; 7. Rezervor pentru reziduu din coloana de rectificare; 8. Rezervor pentru distilat 9. Pompa de circulatie pentru reziduu din coloana de rectificare; 10. Pompa de circulatie (transport) pentru amestecul de alimentare.
7
Amestecul de alimentare este introdus in coloana de rectificare pe talerul de alimentaredupa ce in prealabil a fost incalzit in recuperatorul de caldura 3 si respectiv preincalzitorul 2 pana la o temperatura Tf corespunzatoare talerului de alimentarePe la partea superioara a coloanei de rectificare rezulta un amestec de vapori bogati in component usor volatil care sunt supusi condensarii in schimbatorul de caldura (4) cu ajutorul unu agent termic de racier.O parte din condensul rezultat este circulat la partea superioara a coloanei de rectificare,pe talerul de alimentare(pe primul taler) din zona de concentrare pentru a asigura existenta lichidului pe toate talerele de la partea superioara a coloanei.Restul de condensate se trimite la un racitor(5),pentru a fi ulterior depozitat in rezervorul(8).Reziduul obtinut la partea inferioara a coloanei de rectificare este trimis intr-un recuperator de caldura(3)pentru a asigura preincalzirea amestecului de alimentare transportat cu pompa (9) din rezervorul(6) pana la o temperature care va fi calculate ulterior.Reziduul este trimis in rezervorul(7),transportul lui fiind asigurat cu ajutorul pompei(10).Amestecul de 8
alimentare este apoi incalzit in preincalzitorul (2) pana la o temperatura de fierbere corespunzatoare talerului de alimentare din coloana de rectificare. Amestecul de alimentare este introdus in coloana de rectificare pe asa-numitul taler de alimentare care are aceasi compozitie cu cea a lichidului.Faza lichida circula descendent prin coloana de pe un taler pe altul,in timp ce faza de vapori circula ascendant barbotand pe faza lichida pe fiecare taler.Coloana are doua parti:cea situate deasupra talerului de alimentare numita zona de concentrare sic ea de sub talerul de alimentare numita zona de epuizare. Pe fiecare taler al coloanei se realizeaza contactarea fazei lichide si a fazei de vapori avand loc transferal de caldura si transfer de masa. De exemplu pe talerul al doilea al coloanei de rectificare este adus lichid de pe talerul 3 prin deversor, temperature T3 fiind mai mica decat T2 si vaporii proveniti de pe talerul 1 de temperature T1>T2.Cand vaporii barboteaza prin faza lichida acestia cedeaza caldura latenta care este folosita pentru incalzirea lichidului de pe taler si respective la evaporarea componentului usor volatil. In acest mod are loc imbogatirea vaporilor in component usor volatil in comparative cu talerul de pe care provin.In mod analog se realizeaza procesul de condensare preponderenta a componentului greu volatile pe masura ce se trece de pe talerul superior pe cel inferior.Dupa contactarea fazelor pe fiecare taler se obtine o faza lichida de compozitie Xb in component usor volatil si vapori de compozitie Yb in component usor volatil.Fiecare din aceasta compozitie corespunde unui anumit taler,ambele faze avand pe talerul in cauza o aceeasi temperatura care poate fi determinata din diagrama fierbere-condensare a amestecului in cauza.Concentratiile corespunzatoare fiecarui taler nu sunt concentratii de echilibru .In conditiile in care pe fiecare taler s-ar atinge concentratia de echilibru corespunzatoare fazei de vapori si fazei lichide, am avea de a face cu un taler teoretic. In practica concentratiile de echilibru nu sunt atinse datorita timpilor de contactare relativ mici ai fazelor, de aceea coloana de rectificare necesita un numar de talere mai mare decat numarul de talere teoretice.
9
3. Dimensionarea tehnologica a utilajelor 3.1 Dimensionarea coloanei de rectificare
A.Alegerea tipului de coloana
La alegera tipului de coloana intervin mai multi factori,dintre care cei mai important sunt: -capacitatea talerului dupa sarcina de vapori si de lichid; -eficacitatea de contactare; -domeniul operarii satisfacatoare; -caderea de presiune; -greutatea; -costul. B.Materiale de constructive
Pentru confectionarea coloanelor si a talerelor se utilizeaza ca material de constructive oteluri obisnuite sau inoxidabile,in functie de agresivitatea chimica a componentilor sistemului ce urmeaza a fi separate prin rectificare. C.Bilantul de materiale in rectificare
Operatia de rectificare de desfasoara in regim stationar,debitul de amestec initial,F, debitul de distilat D si reziduu W, ramanand constante in timp.Raman constante in timp compozitiile Cf,Cd,Cw si temperaturile corespunzatoare Tf,Td,Tw.Pe coloana de rectificare se pot scrie urmatoarele bilanturi de materiale: -
bilant global pe intreaga coloana: F=D+W
- bilantul de component usor volatil: F CF D C D W CW
;
F X F D X D W X W
in fractii masice ; kg C.U.V/ kg amestec ; in fractii molare ; kmoli C.U.V/ kmoli amestec;
F,D,W=debite masice(kg-amestec/h)
-
bilantul pe condensatorul corespunzator coloanei de rectificare V= L+D = D(L/D+1) = D(R+1); 10
Se defineste cifra de reflux ca fiind raportul dintre debitul de lichid intrat in coloana de rectificare si debitul de distilat scos din instalatie D. R=
L D
C F
26,8
100 M B
X F
C F 100 M B
100 C F 100 M T
100 78 0,3016Kmoli.c.u.v / Kmoili.am 26,8 100 26,8 100 78
C D X D
100 M B
100 C D
100 78 0,9676Kmoli.c.u.v / Kmoili.am 96,2 100 96,2
100 M B
100 92
3,8
100 M B
C W
100 78
100 M T
C W X W
100 92
96,2
100 M B
C D
100 C W 100 M T
100 78 0.0445Kmoli.c.u.v / Kmoili.am 3,8 100 3,8
100 78
100 92
F D W F C F D C D W C W
D F W F C F ( F W ) C D W C W F C F F C D W (C W C D ) W
F C F F C D C W C D
365560 101840 92,4
F D W W 2625 D F W 3800 2854,1125 945,8875Kg / h
F(Kg/h) F(Kmoli/h) M F M B X F (1 X F ) M T 78 0,3016 (1 0.3016 ) 92
78,032Kg.am / Kmoli.am
F(Kmoli/h)=
F ( Kg / h) M F
3800 78,032
48,70 Kmoli / h
D(Kg/h) D(Kmoli/h)
11
2854 ,1125 Kg / h
M D M B X D (1 X D ) M T 78 0.9676 (1 0.9676 ) 92
78.4536Kg.am / Kmoli.am
D(Kmoli/h)=
D( Kg / h) M D
945 ,8875 78,4536
13,56 Kmoli / h
W(Kg/h) W(Kmoli/h) M W M B X W (1 X W ) M T 78 0.0445 (1 0.0445 ) 92
91.377Kg.am / Kmoli.am W ( Kg / h)
W(Kmoli/h)=
M W
2854 ,1125 91.37
F
35,14 Kmoli / h
D
W
Kg/h
Kmoli/h
Kg/h
Kmoli/h
Kg/h
Kmoli/h
3800
48,70
945,8875
13,56
2854,1125
35,14
C F (
KgC.U .V ) Kgam
0,268
X F (
KmoliC.U .V Kmoliam
)
0.3016
C D (
KgC.U .V ) Kgam
0.962
X D
0.9676
C W
X W
0,038
0.0445
D. Determinarea numarului de talere teoretice
Se foloseste metoda McCabe-Thiele.Pentru a folosi aceasta metoda este necesar construirea diagramei de echilibru pentru amestecul considerat.Diagrama de echilibru reprezinta dependenta compozitiei vaporilor Y functie de componentul lichid in amestecul usor volatil X. Punctele de pe curba de echilibru ne dau concentratiile la echilibru din faza gazoasa si lichida ale componentului usor volatil. Concentratiile reale din coloana de rectificare ale celor doua faze sunt date de liniile de operare : -
pentru zona de concentrare : 12
Y
-
R R 1
X
X D R 1
pentru zona de epuizare : Y
R F ' R 1
X
F ' 1 R 1
X W ;
F '
F D
;
Cifra de reflux optim( Roptim ) Linia de operare pentru zona de concentrare trece intotdeauna prin punctul 1.Cel deal doilea punct ce da dreapta pentru zona de concentrare poate fi obtinut prin calculul ordonatei la origine(
X D R 1
).Linia de operare poate sa ocupe doua pozitii extreme
functie de valorile lui R si anume 1- 1‟ sau 1-1 „‟.In cazul extrem cand dreapta trece prin punctele 1 si 1‟ ordonata la origine este 0 si R .D= 0 intreaga cantitate L este
recirculata. R costurile de exploatare sunt foarte mari. n- numarul de talere teoretice este minim si costul investitiei este minim. Pentru cazul in care linia de operare ocupa pozitia 1- 1‟‟
X D R 1
= max si R= min,costul
exploatarii este minim. n-infinit rezulta un cost al investitiei foarte mare. Costurile de exploatare si cele de investitie au tendinte opuse functie de valorile lui R.Se poate determina o valoare optima pentru R adica
Roptim
pentru costuri totale
minime. Pentru calculul lui Roptim in acest proiect se foloseste o metoda aproximativa care consta intr-o reprezentare grafica a cifrei de reflux R functie de numarul de talere teoretice n. Cifra de reflux se poate calcula cu expresia : R = c* Rmin ;
c = constanta ce poate lua diverse valori 1-5 ; Rmin
= reflux minim =
X D Y *F YF X F *
; fractii molare ;
Pentru fiecare valoare a lui R se determina garfic numarul de talere teoretice n. X D Y F *
Rmin=
YF X F *
=1,681
13
C1=1,5 R1=C1*Rmin=1,5*1,681=2,5215 C2=2,56 R2=C2*Rmin=2,56*1,681=4,3033
C
1,5
2,56
R
2,5215
4,3033
n
1,27
15,27
Se reprezinta grafic R= f(n).In reprezentarea R= f(n) se obtin trei zone : -o zona in care la variatii mari ale lui R se obtin variatii mici ale lui n(I). -
o zona in care la variatii mari ale lui R se obtin variatii comparabile ale lui n (II) ;
-
o zona in care variatii mari ale lui n corespund variatii mici ale lui R.(III).
Valoarea lui Roptim trebuie cautata in zona (II).
E. Calculul inaltimii coloanei de rectificare
Se calculeaza numarul real de talere tinand cont de eficacitatea talerului.
=15 ε = eficacitatea talerului - se citeste din Pavlov la pag.312 functie de produsul ε = f(α*η) ;
=(-1)h++
h-distanta dintre doua talere consecutive;se adopta intre limitele(0,4 0,7)m h=0.5m -inaltimea varfului coloanei de rectificare; se adopta intre limitele(0,75 1)m =0,8m -inaltimea blazului; se adopta intre limitele(1 1,5)m =0,9m
=0,6+(15-1)0,5+1,3=8,6 m
F.Calculul diametrului coloanei
14
Diametrul se calculeaza din debitul de faza continua(vaporii care circula prin coloana). M v
DC 2 4
vv DC
4 M v
vv
DC
4 0,57
1.24
0,77m <=>Dc
=0,77 m
- viteza de circulaţie a vaporilor prin coloană = 22.4 =81+273=354K =273K 13,56 kmoli/h ==4,07 22.4 =0,57 /s = -viteza de deplasare a vaporilor din coloana;se calculeaza cu o ecuatie de forma:
=C√ C-se citeste din Pavlov functie de inaltimea h dintre doua talere consecutive; =0.075 fazei lichide calculata la temperatura medie -densitatea . Se calculeaza cu legea aditivitatii: =
= = =55 Kg/Kd amestec , -densitatea Benzenului si Toluenului la temperatura -densitatea fazei de vapori din coloana. Aceasta depinde atat de concentratie cat si de temperatura,astfel incat ea va fi calculata: =
-densitatea pentru zona de concentrare si zona de epuizare. Zona de concentrare: = 15
= = =0.63 =63 =780.69+92(1-0.69)=82.34
=
82.34 22.4
273
273 63
2.97
Zona de epuizare: = = =0,17
= - =0.23 =3.59 F’= =76 =780.23+92(1-0.23)=88,78 =3,1
= = =3,035 Kg/ =69,5
826,67 Kg/ e
vvap C
Dcol
e vap
0.075
4 0,45
1,26
826,67 3,035
1.24 m/s
0,77 m
G.Calcularea elementelor interioare ale coloanei
O coloana de rectificare este prevazuta cu dispositive de contactare a fazei de vapori cu faza lichida. Aceste dispositive se pot imparti in mod conventional in doua grupe: -dispozitive de tip taler -dispozitive de tip umplutura Alegem o coloana cu dispozitive de tip taler. Exista coloane cu talere de tip sita,cu clopotei,cu supapa. Se alege o coloana cu talere cu clopoţei,datorita sigurantei în functionare a coloanei,precum si simplitatii constructive. Pe fiecare taler în afara de clopotei sunt dispuse deversoare,adica tuburi care asigura curgerea lichidului de pe un taler pe altul. Clopoţeii sunt astfel construiţi încât să asigure dispersarea fazei de vapori în faza lichidă. Clopoţeii pot fi de formă circulară sau dreptunghiulară, in cazul coloanelor care necesita curatire frecventa. 16
Se alege o coloana cu clopotei circulari. Trebuie dimensionate partile componente ale clopotelului,trebuia stabilit numarul de clopotei necesar pentru un taler si de asemenea trebuie dimensionate deversoarele.
dt=diametrul tubului se adoptă între 35 – 50 mm nt=numărul de tuburi (numărul de clopoţei).
Se considera ca sectiunea tuturor tuburilor de vapori de pe un taler reprezinta (10 15) din aria sectiunii coloanei.
At (10 15)
At 0,047
At nt
d t 2 4
nt
4 At
d
2 t
4 0.04
0,04
2
35,01
Se adopta diametrul unui tub de vapori: d t (35 50) mm d t 45 mm
-numar de tuburi(clopotei)
Numarul de tuburi ne da de fapt numarul de clopotei. Elementele constructive ale clopoteilor se calculeaza pe baza ipotezei ca:toate sectiunile de curbe intalnite de faza de vapori la dispersare prin interiorul clopoteilor prin faza de lichid sunt egale. d t 2 4
d t h1
mm
d 4
2 c
d t 2
l=25
17
2 3
n f l z d c h2
z=5 Din sirul de egalitati de mai sus se determina pe rand marimile: h1 , d c , n f si h2 d t 2 4
d t h1 h1
d t 4
=10mm d t 2 4
d 4
2 c
40 4
10 mm
2 d t 2 d c 3364 58mm
=58 mm d t 2 4
n f
2 3
n f l z
d t 2 4
=15,07m d t
3 1 1
2
l
z
15,07 m
2
2
4
d c h2 h2
d t 4
1
d c
(40 * 40)
=6,9mm 30mm =6,9+30+25=61,9mm =10+25+30=65mm
4
1 58
6,9mm
he -inaltimea hidraulica;se adopta intre (20 40)mm h3 -se determina din ecuatia debitului de lichid care circula prin
coloana,acesta fiind mai mare pentru zona de epuizare. Se va calcula h3 pentru aceasta zona h3 3
M e 1.84 Pd k
M e -debit volumetric de lichid M e =
D Ropt F 3600 e
=
875 4,07 3500 3600 789
2,5 *10 m 3 /s -3
Pd -perimetrul deversorului;se calculeaza cu relatia: Pd d d d d -diametrul deversorului
k-marime ce tine cont de faptul ca la barbotarea vaporilor prin faza lichida de pe taler se poate crea spuma;k=0.5
Calculul deversoarelor Curgerea transversala a lichidului de pe un taler pe altul se poate controla prin schimbarea pozitiei,formei si dimensiunii deversoarelor,de obicei urmarindu-se stabilitatea in functionare si un transfer de masa cat ma efficient. 18
Deversoarele pot fi circulare,daca debitele de lichid sunt mici sau pot fi de tip coarda pentru debite mai mari de lichid(figura 1.a,1.b)
1.a 1.b 2 Se admite ca aria deversoarelor de pe un taler reprezinta (4 9) totala a coloanei.
din aria
Ad (4 9)
Ad nd
Dc2
d d 2 4
4
= 0,08
d d
(0,67 * 0,67) 4
0.03
4 Ad
nd
Adoptam numarul de deversoare, n d =2 3 4 Ad
d d n d
nd
4 0,03
2
0.13 m
=2
e
C A A
1 1 C A
B
A , B la temperature T me d T med
T W T F
2 C A Cf 27
109 98 2
103 .5
hd ht h3 H d h hd 0.02
Dispunerea clopoteilor si a deversoarelor pe taler Dc -diametrul coloanei; Dc =11.2 cm
d c -diametrul clopoteilor d c =65.07 cm
t-distanta dintre axele central ale celor 2 clopotei;se adopta intre (40 60)mm t d c t=7 cm e-distanta dintre axul clopotelului si marginea talerului; se adopta intre (75 100)mm e=8 cm n t -numar de tuburi sau clopotei
19
n t =98
d d =15 cm
Se aduc la scara toate marimile si se reprezinta. Scara 1:10 Dc =1.12 cm r=
D c 2
=0.56
d c =6.507 cm
t=0.7 cm e=0.8 cm n t =98 d d =1.5 cm
H.Dimensionarea racordurilor coloanei
Diametrul unui record se calculeaza din debitul volumetric de amestec de lichid sau vapori care circula prin acesta.
Mvi
d i2 4
V i d i
4 Mv1
V i
i 1 8
Pentu lichide viteza de circulatie din record se admite intre limitele: (0.5 2) m/s V lq 1 m/s, iar viteza vaporilor din record se admite intre limitele:(15 25)m/s vv 20 m/s.
Racordul 1 – reprezintă racordul de alimentare a amestecului supus separării în coloana de rectificare. Se standardizează d 1 conform Stasului.
20
Se calculează din ecuaţia debitului de alimentare, adoptând o viteză de circulare a lichidului în racord Vl = 0,5 – 2 m/s V1= 1 m/s 2
i=1 Mv1 Mv1 lq
vlq
F 3600 lq
C F A
d 1 4
1 1 C F
4 Mv 1
d 1
4100
0.001435326
3600 793 .47
=
1 0.252
795.2
B
0.748
793.47
792.9
A , B se citesc la temperatura T F 98 A80 _ _ _ _815
A100 _ _ _ _793
A98
(815 793)(98 100)
793 795.2 Kg / m 3
80 100
_ _ _ _ 810 B100 _ _ _ _791 80 B
B98 d 1
(810 791)(98 100) 80 100 4 Mv1
791 792.9 Kg / m 3
4 0.001435326
42 ..74 mm d stas 57 3.6mm
Racordul 2 – reprezintă racordul de eliminare a amestecului de vapori la vârful coloanei. Se adoptă o viteză de circulaţie a vaporilor in racord v v = (15 – 25) m/s. vv 20 m / s D( R 1) i=2 Mv2 3600 V V
Mm D 22 .4
273 273 T D
Mm D Y D M A (1 Y D ) M B Y D
R
R 1 M A 78
X D
X D R 1
5.96 3.96
0.9812
0.9812 6.96
0.9812
M B 92 Mm D 0.9812 78 (1 0.9812 ) 92 78 .2632 78.2632 273 V 2.6982Kg / m 3 22.4 273 80.5 986 .41(5.96 1) D( R 1) Mv2 0.7067 m / s 3600 V 3600 2.6982 d 2
4 Mv 2
20
4 0.7067
20
212 .6mm d stas 267 4.5mm
21
Racordul 3 – reprezintă racordul de reintroducere a amestecului lichid în coloană.
i=3 Mv3 lq
C D
A
R D 3600 lq
1 1 1 C D 0.978 0.022 814 .45
B
814 .3410 Kg / m 3
809 .525
A , B se citesc la temperatura T D 80 .5 A80 _ _ _ _815 100
A
_ _ _ _793
80.5
A
(815 793)(80.5 100) 80 100
793 814.45 Kg / m 3
_ _ _ _ 810 _ _ _ _791 80 B
100 B
B80.5
(810 791)(80.5 100)
791 809.525Kg / m 3
80 100 5.96 986 .41 R D 3 Mv3 2 10 3600 lq 3600 814 .3410
d 3
4 Mv3
4 2 10
3
50mm d stas 76.1 4mm
Racordul 4 – reprezintă racordul de iesi re pentru amestecul rezidual.
i=4 Mv4 lq
W 3600 lq
1 1 3 782 .81 Kg / m C W 1 C W 0.122 0.878 782 .2 782 .9 A B
A , B se citesc la temperatura T W 109 A100 _ _ _ _793
A120 _ _ _ _769
A109
(793 769)(109 120) 100 120
769 782.2 Kg / m 3
_ _ _ _ 791 B120 _ _ _ _773 100 B
109 B
(791 773)(109 120)
773 782.9Kg / m 3
100 120 3113 .59 W 3 Mv 4 1.1048 10 3600 lq 3600 782 .81
22
4 Mv4
d 4
4 1.1048 10
3
37.5mm d stas 44.5 3.6mm
Racord 5-este dimensionat ca si cum pe langa cantitatea de reziduu intreaga cantitate de vapori s-ar evacua prin acest racord. D ( R 1) W 986.41(5.96 1) 3113.59 i=5 Mv5 3.5410 10 3 0 3600 lq 3600 782.81 1 1 3 782 .81 Kg / m C W 1 C W 0.122 0.878 782 .2 782 .9 A B
lq
4 Mv5
d 5
4 3.5410 10
20
3
15.01mm d stas 25 3.2mm
20
Racord 6-reprezinta racordul de introducere al amestecului de lichid in fierbere-vapori in blazul coloanei.
i=6 Mv 6 vap
D ( R 1) 3600 vap
Mmv 22.4
273
273 T W
Mm D Y D M A (1 Y D ) M B Y W
F’=
R F ' R 1
F
X W
46.57
12.61 M A 78
D
F ' '1 R 1
5.96 3.69
X W
6.96
0.0258
3.69 1 6.96
0.0258 0.0268
3.69
M B 92 Mm D 0.0268 78 (1 0.0268 ) 92 91 .6248 V
78.2632
Mv6
d 6
4 Mv 6
20
273
2.6982Kg / m 3
22.4 273 80.5 D( R 1) 986 .41(5.96 1) 3600 V
3600 2.6982
4 0.7067
0.7067 m / s
212 .6mm d stas 267 4.5mm
20
Racord 7-reprezinta racordul de alimentare in fierbator cu abur saturat de 6 ata.
i=7 Mv7
Mmab ab
0.3634 3.104
0.11707
ab se citeste din Pavlov,pagina 507.coloana a IV-a
d 7
4 Mv7
20
4 0.11707
20
86 .3mm d stas 108 4mm
23
Racord 8-reprezinta racordul de eliminare a condensului din fierbator
i=8 Mv8
Mmab
lq
lq se ia la T sat
150 _ _ _ _917 160
_ _ _ _907
158.1 d 8
(917 907)(158.1 160)
4 Mv8
150 160
4 3.9982 10
907 908.9 Kg / m 3
4
22.5mm d stas 30 3.2mm
I.Calculul izolatiei termice
Izolatia termica se realizeaza cu un strat de vata de sticla care este sub forma unor fasii, acestea fiind acoperite de o folie de tabla. Grosimea izolatiei se alege de 10 cm iar grosimea tablei de 0.5 mm. Tabla are rolul de a proteja vata de sticla de umezeala din exterior.
T
T D T W 2
Tp 2
Tp1 T aer 20C
10mm
100mm
0.5mm
O data adoptata grosimea peretelui de izolatie se urmareste determinarea fluxului termic pierdut coloana catre exterior si verificarea ca acest flux termic pierdut sa fie suficient de mic (<5% din fuxul Q s -de la bilantul termic facut pe fierbator). Se neglijeaza rezistentele termice de partea interioara a coloanei (α), rezistenta termica a peretelui coloanei si rezistenta foliei de table. Practic in calcul raman 2 rezistente.
24
K iz
1
iz iz
1
aer
aer 10W / m 2 K iz 0.040 iz 100mm K iz
1
iz iz
1
1 100 10
aer
3
0.040
1
0.38
10
Pe baza egalitatii fluxurilor transferate prin izolatia termica respectiv prin masa de aer se poate scrie realatia: K iz T med aer (Tp 2 T aer ) Tp 2 T aer
T T W
t Tp 2 T aer
aer
23,15
T 1 T W T aer 109 20 89 T 2 T D T aer 80.5 20 61
T
T D
T aer 20C
K iz T med
T med
T 1 T 2 89 61 73.2C T 1 89 ln ln 61 T 2
A 23,15 20 3,15C
Se utilizeaza o ecuatie criteriala pentru calulul lui
aer
:
aer 10
Cu valoarea din ecuatia criteriala se recalculeaza caldura pierduta prin suprafata coloanei. K iz
1
iz iz
1
1 100 10
aer
0.045
3
1
K iz
si apoi se determina
0.431
10
A Ab At Av Dcol 0.77m H b 1.3m R
Dcol 0.77 2
2
0.39
Ab Dcol ( H b R ) 2 R 2 0.77 (1.3 0.39) 2 0.39 2 3,16m 2 At Dcol H t 77 1,3 19,34m 2 Av Dcol ( H v R) 2 R 2 0,77 (0.6 0.39) 2 0.39 2 1,47m 2 A Ab At Av 3,16 19,34 1,47 11.75m 2
25
3.2 Dimensionarea fierbătorului din blazul coloanei
A.Alegerea tipului de fierbător şi materialelor de construcţie
Fierbatorul utilizat pentru amestecul reziduala din blazul coloanei utilizeaza abur saturat de 6 ata care condenseaza. Se alege ca fierbator un schimb de caldura multitubular exterior blazului coloanei. Aerul saturat circula prin exteriorul tevilor, iar amestecul rezidual fierbe in interiorul tevilor astfel incat in acest spatiu se obtine un amestec lichid-vapori.
Dimensionarea fierbatorului presupune in primul rand calcularea ariei de transfer termic : QS K A T me d A
Qs K T me d
Q s - fluxul termic schimbat in fierbator (W)
K- coeficientul global de transfer de caldura A- aria de transfer termic T med -forta motrice globala a tranferului de caldura T
T T ab (6ata ) T W
A
Bilantul termic pe fierbator (pe coloana) poate fi scris sub forma :
26
3
3
Qi j Qe p ,
,
j 1
p 1
Continut caldura
lichid : CpT
vapori : CpT+r
r-caldura latenta de vaporizare B.Bilanul termic
3
3
Qi j Qe p ,
,
j 1
p 1
Cp D Cp A C D Cp B 1 C D
0.460 4190 Cp A , Cp B
97 .8 0.433 4190 1 1924 .91114 J / kg K 100 100
97.8
citite la temperatura T D =80.5
Cp A =0.460
si Cp B =0.435
CpW Cp A C D Cp B 1 C W
0.485 4190 Cp A , Cp B
12.2 0.450 4190 1 1903 .3913 J / kg K 100 100
12.2
citite la temperatura
T W
=109
Cp A =0.488 si Cp B =0.450 CpF Cp A C F Cp B 1 C F
0.472 4190 Cp A , Cp B
25.2 0.442 4190 1 1883 .6564 J / kg K 100 100
25.2
citite la temperatura T F =98
Cp A =0.472 si Cp B =0.442
r D r A C D r B (1 C D ) r A , r B -caldurile latente de vaporizare pentru component usor volatile si
greu volatile citite la T D r A80.5 80.5
r B
408.5 379.2 (80.5 100) 60 100 388.8 368.7 (80.5 100) 60 100
379.2 393.48 J / Kg 368.7 378.49 J / Kg
27
respective
r D r A C D r B (1 C D ) 393480
97.8
378490 (1
97.8
) 393150.22 J / kg 100 100 QS D R 1 (Cp D T D r D ) W CpW T W F Cp F T F D R Cp D T D
986 .41 5.96 1 (1924 .91114 80 .5 393150 .22 ) 3113 .59 1903 .3913 109 4100 1883 .6564 986.41 5.96 1924.91114 80.5 761419.6284 J / s M mab
QS
r r 2095 10 3
761419.6284 2095 10
3
0.3634m 3 / s
J/kg
C. Calculul suprafetei de transfer termic a fierbatorului
QS K A Tmed A
QS
T med
QS - flux termic transferat in fierbator ;
K – coefiecient global de transfer de caldura; T med - forta motrice globala medie.
T med T ab T W 158 .1 95 63 .1 T sat
Tp 2
T W
Tp1 1
2
OL OL =2
mm=0.002m OL =46.5W/Mk K
1 1
1
OL OL
r dep
1
2
Pentru calcularea coeficientului global de transfer de caldura este necesara
28
determinarea valorilor coeficientilor de transfer de caldura de partea celor doua fluide: 1 , 2 . 1 , 2
se determina folosind ecuatiile criteriale in care temperatura determinanta
pentru calculul proprietatilor depinde si de temperatura peretilor de partea celor doua fluide :
T p1 , T p 2 .
Aceste temperaturi sunt necunoscute si de aceea este necesara efectuarea unui calcul iterativ care se bazeaza pe faptul ca in regim stationar fluxurile specifice corespunzatoare proceselor elementare sunt egale : K T med 1 (T sat Tp1 )
Tp1 Tp2 2 (Tp2 T W ) OL r dep OL
Se porneste de la valori estimative ale lui 1 , 2 . 1 10000 2 1000
Se calculeaza coeficientul K utilizand valorile estimative pentru 1 , 2 . Ι iteratie : 1
K
1
1
OL OL
Tp1 T sat
r dep
K T med 1
1
2
1 10000
= 158.1
0.002 46.5
760.46 49.1 10000
1 1
1
1
760.46W / m K
5000 1.163 1000
154.36C
Se calculeaza coeficientul 1 folosind o ecuatie criteriala corespunzatoare r g 3
sistemului investigat: 1 1.15 4
2
t H
, , -coeficientii de conductivitate termica,densitatea si
respective vascozitatea
dinamica pentru apa pentru condens pe linia de saturatie la temperatura r-caldura latenta de condensare a vaporilor saturati de 6 ata g-acceleratia gravitationala H-inaltimea tevilor fierbatorului T sat Tp1 2
=
158.1 154.36 2
156.23
29
T sat Tp1 2
.
156.23 156.23 156.23
(68.4 68.3)(156.23 160) 150 160 (917 907)(156.23 160) 150 160 (185 174)(155.7 160) 150 160
r 2095 103
68.3 0.68337W / m K
907 910.77kg / m 3
174 178.147 10 6 Pa s
J/kg
g=9.81m/ s 2 t T sat Tp1 158 .1 154 .36 3.74C
H se adopta intre valorile 1-1.5 m H=1.5m r g 3
1 1.15 4
2
t H
1.3191398773 829501.9929 2095 10 9.81 3
1.15
4
10
6
178.147 3.74 1.5
9878.1446W / m 2
( )( ) ºC Se calculeaza coeficientul 2 folosind o ecuatie criteriala valabila pentru sistemul studiat:
l
1
C W A
1 C W
B
, citite la 109
A
109
B
MmW
F '
YmW
1
0.122 782 .2
T W 109
0.878
782 .8145 kg / m
3
782 .9
ºC
(793 769)(109 120) 100 120 (791 773)(109 120)
769 782.2kg / m 3 773 782.9kg / m 3
100 120 M A YmW M B (1 YmW )
F
46.57
3.69 D 12.61 Ropt F ' F ' 1 5.96 3.69 3.69 1 kmoliC .U .V X W X W 0.0258 0.0258 0.02368 Ropt Ropt 1 6.96 6.96 kmoli.am
MA=78 30
MB=92 MmW M A YmW M B (1 YmW ) 78 0.0236 92 (1 0.0236 ) 91.66m 3 / s
V
MmW 22.4
273 273 T W
b 0.075 [1 10 (
91 .66 22.4
782.8145 2.9246
)
2 / 3
273 273 109
2.924 kg / m
3
] 0.093057
b 3 0.000805859 am toluen la TW=108
0.101.163 0.1163W / m K 2 0.013525W / m K
-vascozitatea cinematica a amestecului
A Xw B(1 Xw) 0.24 0.0258 0.26 (10.0258) 0.2594 10 3 ηA,,ηB la temperatura TW ρ=782.8145 kg/m
3
0.2594
10
782 .8145
X W A
3
3.31 10
(1 X W ) B
6
0.0258
0.15686
(1 0.0258 ) 0.0288
0.025539
σ-coeficientul de temperatura superficiala
A 0 0.146 T W 31.6 0.146 109 0.015696 N / m B 28 .8 10 3 0.0288 N / m T fierbere T W 273 109 273 382 K
t Tp 2 T W 146 .33 109 37.33 ºC t 2 1393.5289C 2
0.0135256 ) t 2 8.05 10 4 ( ) 1393.5289 4699.43W / m 2 2 b ( 7 T f 3.31 10 0.0255 382 3
q1 1 (T sat Tp1 ) 9878 .1446 (158 .1 154 .36 ) 36944 .2608 W / m 2 q 2 2 (Tp 2 T W ) 4699 .4364 (146 .33 109 ) 175429 .9608 W / m 2 Valorile celor 2 fluide vor f I cel mai probabil diferite de aceea se impune efectuarea unei a 2-a iteratii in care se parcurg aceiasi pasi dar porinid de la valorile α1 si α2 obtinute de
31
la prima iteratie(valori estimative care sunt insa mai apropiate de realitate decat valorile initiale). II iteratie Se calculeaza coeficientul global K folosind valorile lui α1 si α2 din prima iteratie.
1
K
1
1
OL OL
r dep
1
2
Se recalculeaza TP1,
Tp1 ' T sat T m
K T med 1
T sat Tp1 ' 2
1 9878.1446
0.002 46.5
1 1
1
1
1890.3418W / m K
5000 1.163 4699.4364
α1, TP2, α2, q1 si q2
158.1
1890.3418 49.1
158.1 148.70 2
9878.1446
148.70C
153.40C
, , la temperature T m
153.40
(68.4 68.3)(153.40 160)
150 160 (917 907) (153.40 160)
153.401 153.40
68.3 68.336 10 2
150 160 (185 174) (153.40 160)
907 913.6kg / m 3
174 181.26 10 6
150 160 t T sat Tp1 ' 158 .1 148 .70 9.4
r g 3
1 ' 1.15
4
2
t H
0.6836 913.6 2095 10 9.81 3
1.15
4
2
181.26 10
3
6
9.4 1.5
7825.9848W / m 2 K
( )( ) t Tp 2 'T W 128 .74 109 19 .74
2 ' b
3
(
2
T f
) t 0.0008055859 (
0.68362
2
3.31 10
7
0.025539 382
) 19.74 2 1314.92W /
q1 ' 1 ' (T sat Tp1 ' ) 7825 .9848 (158 .1 148 .70 ) 73564 .2571 W / m 2
q 2 ' 2 (Tp 2 'T W ) 1314 .9244 (128 .74 109 ) 25956 .6093 W / m 2 Si in acest caz este posibil ca valorile fluxurilor specifice q1 si q 2 sa fie diferite . Din cele 2 iteratii s-au obtinut urmatoarele valori:
32
q1 36944.2608W / m 2 I iteratie 2 q 2 175429.9608W / m q1 ' 73564.2571W / m 2 II-a iteratie 2 q2 ' 25956.6093W / m Tp1 153 .30
Tp1 147 .32
Pentru a determina valoarea reala a fluxului specific transferat se reprezinta grafic q1 si
q 2 functie de Tp1 q real 64000
Aria de transfer termic este data de : A
Qs q real
774847 .65 64000
12 .1069 m
D.Calculul diametrului fierbatorului
Trebuie mai intai determinat numarul de tevi a fierbatorului din aria determinata anterior: A n d H n
A
d H
1,025 3.14 0.023 1.2
n=11
d ex t 25 mm
t 1.2 d ex t 2e 1.2 25 2 *15 60 e 15mm t-pasul dintre doua tevi consecutive
D (n diag 1) t d ex t 2e (11 1) * 60 60 m
33
11,83
2
3.3 Dimensionarea condensatorului de la varful coloanei de rectificare A.Alegerea tipului de condensator şi materialelor de construcţie
Condensatorul este un schimbator de caldura amplasat la partea superioara a coloanei de rectificare care are rolul de a condensa vaporii de amestec rezultati la varful coloanei utilizati ca agent de racire. Se alege un schimbator de caldura multitubular construit din otel.
Vaporii de amestec condenseaza circuland prin spatiul dintre tevi si in timp ce apa de racire se incalzeste de la 20 la 35 si circula prin tevile schimbatorului. Regimul hidrodinamic pentru apa poate fi ales ca fiind laminar sau turbulent.Daca Reynolds este in domeniul turbulent atunci intensitatea transferului de caldura creste,in schimbator se mareste mult si lingimea schimbatorului de caldura,in acest caz recomandandu-se utilizarea unor schimbatoare de caldura cu mai multe mersuri.In acest caz se alege un regim de curgere pentru apa laminar(Re<2300).
34
B.Bilanţ termic pe condensator
Q Q i
e
Din ecuatie calculam fluxul de caldura schimbat si debitul de apa de racire necesar condensarii vaporilor.Se presupune ca apa de racire iese cu temperatura de 35 C,iar Cp a se calculeaza la Tmed . T med
T 2 f T 2i
35 20
2
2
27 .5
r r X X r D
A
D
(1
D
)
B
Calculul numarului de tevi
Se adopta un Reynolds pentru apa care circula prin tevi corespunzator regimului laminar(R < 2300 ; 1000 – 2000). Re=1500 e
d 2 4 Mma n Mma a va n 2 4 a va d v a d Re a a a
kg m (998 996)(27,5 20
n
4 M ma
a v a d 2
30)
996
30
n
996,5
/
4 10 .97
996 ,5 0,065 0,021
2
3
488 .9 n stas 489 teviSTAS
Se majoreaza numarul de tevi la valoarea imediat superioara din STAS.Tot din STAS se citeste si numarul de tevi de pe diagonala hexagonului. Cu valoarea din stas se reia calculul lui va si respectiv lui Re. va
4 M ma
a n stas d
Re a
a v a d a
2
4 10 .97 996 ,5 547 0,021
996 ,5 0.058 0,021 853 10
6
2
0.058 m / s
1422 .9 ~ 1400
35
C.Calculul suprafetei de transfer termic A
Qs K T med
T med
T 1 T 2 T 1 ln T 2 0
T 1 T D T 2i 81 20 61 C 0
T 2 T D T 2 f 81 35 46 C
61 46 0 53,5 C 61 ln 46 1 K 1 1 OL r dep 1 OL 2
T me d
Pentru calcularea coeficientului global de transfer termic(K) este necesar determinarea valorilor coficientilor individuali de transfer de caldura α1 si α2 valori stabilite in urma utilizarii unor ecuatii criteriale potrivite sistemului studiat proprietatile termofizice din ecuatiile criteriale considerate trebuie luate la temperaturi medii dintre temperatura fluidului si temperatura peretelui,aceasta nefiind cunoscuta de aceea se impune utilizarea unui calcul iterativ. Calculul iterativ se bazeaza pe egalitatea fluxurilor specifice termice transferate corespunzatoare proceselor elementare in regim statioanar: K Tmed 1 (T D Tp1 )
T p1 T p 2
ot ot
r dep
2 (Tp 2 Tmed 2 )
36
Iteratie I
Se adopta valori pentru 1 , 2 in vederea calcului estimativ a coeficientului global de transfer de caldura. Valorile indicate in literatura pentru :
-
vapori de lichide organice in condensare
-
apa in curgere in regim laminar
2 1=2700W/m K 2 2=600W/ m K
Se calculeaza coeficeintul global de transfer termic K cu valorile alese: 1
K
1
2700
Tp1 T D
0.002
6,14 *10 4
46.5 K T med
1
81
1
2
371.18W / m 2
600 371,18 53,5 2700
1 si
73,650 C
Se calculeaza 1 utilizand o ecuatie criteriala corespunzatoare sistemului vapori –lichide organice in condensare :
1 3,78 3
C D
A
2 d n M
1 ; 1 C D
B
A , B citite la temperatura T me d T Tp1 80.5 72.10 T med D 76.15 0 C A76,15 B76,15
:
2 2 (836 815)(76.15 80)
60 80 (829 810)(76.15 80) 60 80 1
0.978 818.675
A D B X
1 X D
0,022
815 818.675Kg / m 3 810 813.65Kg / m 3
818.5639Kg / m 3
813.65
0.34 0.9812 0,3410.9812 0,34 10 3 Pa s
B B76,15 0,113 1,163 0,1314W / m K M D( R 1)
986.41 6.96 3600
1.9070Kg / m 3
M-debit masic de vapori care condenseaza 37
d-diametrul exterior al tevilor=25 10-3 m n-numarul de tevi luat din stas=379 tevi 818.5639 0,025 721 2
1 3.78 0,.1314
3
0.34 10
3
1.9070
1316.8417W / m 2 K
Se calculeaza temperatura peretelui de partea fluidului 2: T P 2 Tp1 K T med (
OL OL
r dep ) 72 ,10 (316 .7376 53) (
0,002 46 ,5
1 1400 1.163
) 61 .06 C
Se calculeaza 2 folosind o ecuatie criteriala corespunzatoare sistemului studiat : apa in regimul laminarce curge prin conducte. La transmiterea caldurii prin convectie in regim laminar prin conducte drepte este posibil ca fenomenul convectiei libere sa aibe o contributie suficient de importanta pe langa convectia fortata.In vederea stabilirii acestui fapt se compara valoarea criteriului Grascov cu valoarea produsului :Gr<> 4
Re Nu . g l t 2
Gr
3
2
β – coeficient de dilatare termica(tabelat in Pavlov pentru apa) ;
ρ,η – pentru apa la temperatura T 2 med
Tp 2 T 2 2
-diferenta de temperatura ce genereaza convectia libera ̅
t Tp 2 T 2 61,06 27,5 33.56C (992 988)(44.28 50) 44 , 28 988 990,288Kg / m 3 a 40 50 (657 549)(44.28 50) 549 610.773 10 3 Pa / s a4.285 40 50 (39 46)(44.28 50) 44,5 46 41.996 10 5 K 40 50 2 3 3 5 990,288 9.81 ( 21 10 ) 41.996 10 33.56 Gr 3366013.681 6 2 (610.776 10 ) d Nu 1,4 Re L
0, 4
Pr
0, 33
Pr Pr p
0, 25
d 21 10 3 m L
Qs K T med nstas d m
820383.7042 316,7377 53 721 0,023
38
0.9385m
0
d m 21 10 m 3
Pr
44.28
PrP
(4.31 3.54)(44.28 50) 40 50
( 2.98 2.55)(61.06 70) 60 70
3.54 3.9804
2.55 2.9344
0,021 Nu 1.4 1289.7779 0.9385
0, 4
3.9804
0, 33
3.9804 2.9344
0 , 25
9.148027
4 Re Nu 4 1289 .7779 9.148027 47195 .699
Gr 4 Re Nu
Daca G 4 Re Nu influenta convectiei libere la transferul de caldura este
importanta,in acest caz criteriul Nu se citeste din graficul de la pagina 162(Pavlov) functie de produsul Re Pr
Nu
L
1289.7779 3.98044
2 d
44.28 2
d
.
2
0.9385
grafic 114.87 Nu 10
Nu
d (63.4 64.8)(44.28 50) 40 50
10 63.9992 10 0,021
0,021
64.8 63.9992 10 2
2
304.7580
Se calculeaza fluxurile specifice de transfer : 2
q1 1 (T D Tp1 ) 1316.841753 (80.5 72.10) 11061.4707W / m K 2 q 2 2 (Tp 2 T 2 ) 304.758095 (61.06 27.5) 10227.6816W / m K
Fluxurile specifice au valori diferite deoarece s-a pornit de la valori estimative ale lui α1 si α2 ,de aceea este necesara efectuarea unei a II-a
iteratii cu parcurgerea acelorasi pasi. Iteratia a II-a
Se calculeaza coeficientul global de transfer termic K,cu aceiasi ecuatie folosita in prima iteratie,dar cu α1 si α2 obtinute in prima iteratie.
39
1
K '
1
1
OL OL
Tp1 ' T D
1
r dep
K 'T med
1
1
2
1 1316.84
80.5
0.002 46.5
212.8624 53 1316.8417
1 1400 1.163
1
212.8624W / m 2
304.75
71.930 C
d n 2
1 3.78 3
C D
A
T
1 ; A si B citite la temperatura : 1 C D
B
T D Tp1 '
A76.21 B76.21
M
80.5 71.93
2 2 (836 815)(76.21 80)
60 80 (829 810)(76.21 80) 60 80 1
76.210 C
0.978 818.97
0.022
815 818.97 Kg / m 3 810 813.60 Kg / m 3
818.86 Kg / m 3
813.65 818.86 0.025 721 2
1 ' 3.78 0.1314
3
0.34 10
Tp 2 ' Tp1' ' K ' ' T med ( Gr
3
1.9070
1317.1409W / m 2 K
1 0.002 0 r dep ) 71.9328 212.8624 64.51 C OL 46.5 1400 1.163
OL
2 g l 3 t 2
se citeste la t Tp 2 'T 2 64.51 27.5 37.01
37.01
(30 39)(37.01 40) 30 40
39 36.309
, se calculeaza la T med 46.005
46.005
Tp 2 'T 2
(992 988)(46.005 50) 40 50 (657 549)(46.005 50) 40 50
2
64.51 27.5 2
46.005
988 989.598
549 592.146 10 6 40
3 2
989.598 9.81 (21 10 ) 36.309 10 2
Gr
5
37.01
6 2
(592.146 10 )
3.40 10 6
Re 1289.7779 A
Pr
QS K 'T me d
46 , 005
L
QS K 'T med n stas d m
( 4,31 3,54 )(46.005 50) 40 50
820383 .7042 212 .8624 53 721 23 10
3
1.3965 m
3.54 3.84
Pr p se citeste la Tp 2 ' 64 .51 C Pr p
(2.98 2.55)(64.51 70) 60 70
2.55 2.78
3 Pr 0.25 21 10 0.4 3.84 0.25 d 0.4 0.33 0.33 ) ) 3.84 ) 1.4 (1289.7779 ( 7.7511 Nu 1.4 (Re ) Pr ( Pr p 1.3965 2.78 L
4 Re Nu 4 1289.7779 7.7511 39989.2670
Gr > 4 Re Nu curgere libera importanta Nu f (Re Pr Re Pr
d L
d ) Nu f (74.62) 9.5 L
1289 .7779 3.847615
2 d '
Nu
a
' 2
Nu a d
21 10
3
1.3965
74.6251
9.5 64.7496 10 0.021
2
292.9148
a se calculeaza la T med 46.005 .005 46 a
(63.4 64.8)(46.005 50) 40 50
64.8 64.24
q1 ' 1' (T D Tp1 ' ) 1317 .1409 (80 .5 71.93) 11287 .8982 W / m 2 K q 2 ' 2' (Tp 2 'T 2 ) 292 .9148 (64.51 27.5) 10840 .7788 W / m 2 K
Se reprezintă grafic valorile q1 şi q2 obţinute iteraţii(anexa),de unde se citeste valoarea fluxului specific real. qreal =11575 Se calculeaza suprafata ariei de transfer termic: A
Qs q real
820383 .7042 11575
din
70.8754 m 2
D.Calculul inaltimii si diametrelor condensatorului 41
cele
2
Calculul inaltimii A
A n d L L
70.8754
1,36m n d 721 23 10 3 D 1.032 H cond L 2 H capac L 2 cond 1.3611 2 1.87m 4 4 D 1.032 H capac cond 0,258m 4 4 Calculul diametrului schimbatorului de caldura
Dcond (nd 1) t d ext 2e (31 1) 0,0325 0,025 2 0,016 1.032 m
t=pasul dintre 2 tevi consecutive ;se adopta ca fiind( 1,2÷1,5) t=1,4 dext=1,4 0,025=0,0325 m dext=0,025m e = (0.015 0.020) m e=0,016m
E. Dimensionarea racordurilor
Diametrul racordurilor se stabileste din debitul de lichid care circula prin racord. M vi v
d i2 4
4 M vi
d i
v 3
M vi =debit volumetric[m /s]
=viteza; se adopta: -
pentru lichide: 0,5-2 m/s pentru gaze(vapori): 15-25m/s
Racord 1 – racord de alimentare a vaporilor în condensator : diametrul este egal cu diametrul racordului de ieşire a vaporilor din coloana de rectificare. vv 20 m / s
i=1 Mv1 V
Mm D 22.4
D( R 1) 3600 V
273 273 T D
Mm D Y D M A (1 Y D ) M B Y D
R
R 1 M A 78
X D
X D R 1
5.96 3.96
0.9812
0.9812 6.96
M B 92
Mm D 0.9812 78 (1 0.9812 ) 92 78 .2632 78.2632 273 V 2.6982Kg / m 3 22.4 273 80.5
42
0.9812
Mv1
d 1
D( R 1) 3600 V
4 Mv 2
986 .41(5.96 1) 3600 2.6982
0.7067 m / s
4 0.7067
212 .6mm d stas 267 4.5mm 20 20 Racord 2 – racord de eliminare a condensului din condensator:diametrul
racordului este egal cu diametrul racordului de evacuare a amestecului condensat.
i=2 Mv2 lq
C D
A
R D 3600 lq
1 1 1 C D 0.978 0.022 814 .45
B
814 .3410 Kg / m 3
809 .525
se citesc la temperatura T D 80 .5
A , B
(815 793)(80.5 100)
A80.5
80 100 (810 791)(80.5 100)
B80.5 Mv2
793 814.45 Kg / m 3 791 809.525Kg / m 3
80 100 R D 5.96 986 .41 3600 lq
d 2
3600 814 .3410
4 Mv2
4 2 10
2 10 3 3
50mm d stas 76.1 4mm Racord 3 – racord de alimentare a apei în condensator i 3, v a 0,8m / s M ma a 27, 5
a
va
d 3 4
2
d 3
4 M am
a va
(998 996)(27,5 30) 20 30
4 9,3 996,5 0,5
996 996,5Kg / m
0,121m 121mm d stas 127 4m
3
Racord 4 – racord de ieşire a apei din condensator . i 4, v a 0,8m / s
M ma
a
va
a27 ,5
d 4 4
4 M am
2
d 4
a va
(998 996)(27,5 30) 20 30
4 9,3 996,5 0,5
0,121m 121mm d stas 127 4mm
996 996,5Kg / m 3
3.4 Dimensionarea răcitorului pentru distilat A.Alegerea tipului de schimbător de căldură şi materialelor de construcţie
Răcitorul este utilizat pentru răcirea amestecului rezultat din condensator până la o temperatură impusă în vederea depozitării ulteriore. 43
Pentru răcire se pot utiliza schimbătoare de căldură de tip multitubular, tip serpentină, tip ţeavă în ţeavă sau tip spirală. Deoarece debitul de distilat este relativ mic se recomandată utilizarea unui schimbător de căldură ţeavă în ţeavă sau tip spirală, deoarece schimbătoarele tip spirală sunt complexe din punct de vedere constructiv, alegem un schimbător ţeavă în ţeavă. Schimbătorul ţeavă în ţeavă (cu ţevi concentrice) este format dintr -un ansamblu de mai multe elemente înseriate identice din punct de vedere constructiv.
Ca agent de răcire se foloseşte apa industrială ca şi la condensator. Apa la intrarea în schimbător are Tai=20◦C, se impune temperatura de ieşire a apei Taf=30◦C şi se impune T1f = 25◦C. B.Bilanţ termic D Cp D T D Mma Cpa T 2i D Cp D T 1 f Mma Cp a T 2 f Qs M ma Cpa (T 2 f T 2i ) D Cp D (T D T 1 f ) Mma
Qs Cpa (T 2 f T 2i )
Cp a se citeste la
T 2i T 2 f 2
25 C
44
Qs D Cp D (T D T 1 f ) Cp D Cp A X D Cp B (1 X D ), Cp A siCp B la : T med
T D T 1 f 2
80.5 25 2
52.75C
Cp A52.75 0.43 4.19 10 3 1801.7 J / KgK
0.418 4.19 10 3 1751.42 J / KgK Cp D 1801.7 0.9812 1751.42 (1 0.9812) 1800.75 J / KgK 52.75
CpB
Qs 25
Cp a
M ma
986.41
1800.75 (80.5 25) 27384.35W 3600 (4.19 4.18)(25 30) 4.18 4.185 10 3 J / KgK 20 30 27384.35 0,6543Kg / h 3 4.185 10 10
C.Calculul diametrului si inaltimii racitorului
Calculul diametrului ţevii interioare şi exterioare : 1) Calculul tevii interioare Se adoptă valoarea criteriului Reynolds corespunzătoare regimului turbulent, din criteriul Re se determină viteza şi apoi din debit se determină diametrul ţevii interioare. Re a a va d Re a a va d ; a
a
citite
la
Re a 11000
a25 a25
(1000 804)( 25 30 ) 20 30 (998 996)( 25 30 )
M ma d int
20 30 2 a v a d int
4
T
T 2i T 2 f 2
25C
804 902 10 6 Pa s
996 997 Kg / m 3
d int
4 M ma Re a
4 0,6543
0,0840m 84 mm d stas 108 4.5mm 11000 902 10 6 Re a a 11000 902 10 6 0.11m / s va 0.0840 997 a d
45
Se recalculeaza valoarea criteriului Re: Re
4 M ma
Re
a d stas
4 0.6543 10 902 10
6
3
99
9333 .9513
2) Calculul tevii exterioare Se adoptă criteriul lui Reynolds în domeniu de valori intermediar :2300 < Re <4000
Re D
d ec h
D v ( Di d e ) D
4 A
P
4
v Di d e
Di d e 2
4 Di d e
2
Re D D
D
Di d e 0.149 0.108 0.041m
A53 0.46 10 3 Pa s B53 0.44 10 3 Pa s D (0.45 10 3 ) 0.9812 (0.44 10 3 )10.9812 0.4596 10 3 Pa s D 754.765 Kg / m D D v D Di
4
4 D
Re
3
Di d e D 2
d e
2
4
Di d e Re D D Di d e
4 3600 986.41 10 3600 0.4596 10
4 D
D ( Di d e )
3
A
0.4596 (0.149 0.108 ) 3600
Qs K T med
T med
T 1 T 2 T 1 ln T 2 0
T 1 T D T 2 f 80.5 30 50.5 C 0
T 2 T 1 f T 2i 25 20 5 C
50.5 5 0 19.67 C 50.5 ln 5 1 K 1 1 OL r dep 1 OL 2
T med
Se adopta 1 si 2 astfel: 46
0.108 0.145m 145mm Di stas 159 5mm
4 986 .41
Calculul ariei de transfer termic
Re D D
3
Se recalculeaza Re cu Di stas : Re
4 D
18523 .43
pentru hidrocarburile lichide valorile pentru 1 =( 500 2000) W/m2K pentru apă în convenţie forţată : 2 = (1500 16000 )W/m2K
-
1 1000W / m 2 K 2 4000W / m 2 K K
A
1 1 1000 Qs
0.021 46.5
1 1300 1.163
27384.35
K T med
470.27 19.67
A d m l n n n
2.96
23 10 3 3
1 5000 1.163
1
470.27W / m 2
4000
2.96m 2
A
d m l
14 D. Dimensionarea racordurilor
Racordul 1) racordul de intrare a distilatului este egal cu racordul de ieşire a acestuia. Se adoptă vl = 0,5 – 2 m/s v1 1m / s
d 1 d 2
4 D
V l
52.75
c D
A
4 10000
3600 754.765
1 1 c D
B
0,021m 21mm d stas 30 3.2
mm 1 754 .76 Kg / m 3 1 0.22 0.978 752 .975
843 .972
Racordul 2) racordul de intrare a apei este egal cu racordul de ieşire a acesteia.
d 3 d 4
4 M ma 25
V D
4 13.07 997 1
0.1292m 129.2mm d stas 159 5mm
25 997 Kg / m 3 v 1m / s
47
3.5Dimensionarea recuperatorului de căldură A.Alegerea tipului de schimbator şi materialelor de construcţie
preluata de amestecul ce urmeaza a fi alimentat in coloana de rectificare. Se alege un schimbator de caldura multitubular,materialul de constructie fiind otel. Din bilantul termic pe recuperatorul de caldura se va calcula temperatura de iesire
B. Bilant termic W Cp w T W F Cp f Tf i W Cp w Tw f F Cp f Tf i
Tf f Tf i
Q S W Cp w Tw Tw f F Cp f
W Cp w Tw Tw f F Cp f
Cp w Cp A Xw Cp B 1 Xw
0.442 4190 0.0258 0.425 4190 1 0.0258 1782 ..5877 J / Kg K Tw Tw f 109 30 69 .5C Cp A , Cp B calculate la T med 2
2
Cp A 0.442 4190 J / Kg K Cp B 0.425 4190 J / Kg K Cp f Cp A X F Cp B 1 X F
0.4 4190 0.2843 0.398 4190 1 0.2843 1670 .002434 J / Kg K Cp A , Cp B
calculate la 25
Cp A 0.4 4190 J / Kg K Cp B 0.398 4190 J / Kg K Tf f Tf i
W Cp w Tw Tw f F Cp f
20
3113.59 1782.5877 109 30 4100 1670.0024
48
84.03C
T med
20 84.03 2
52.015
Cp A 0.43 4190 J / Kg K Cp B 0.417 4190 J / Kg K
Cp f 0.43 4190 0.2843 0.417 4190 1 0.2843 1762 .7158 J / Kg K T F f 20
3113 .59 1782 .5877 109 30 4100 1762 .7158
80 .66 C
C.Calculul ariei de transfer termic
A
QS K T med
T 1 T W T F 109 80.66 28.34 f
T 2 T W T F 30 20 10 f
I
T 1 > T 2 T 1 T 2 28.34 10 13.64 T 1 28.34 ln ln 10 T 2
T med
QS W Cp w T W T W f
3113.59 3600
1782.5877 109 30 121797.0972 J / s
Pentru contactarea a doua fluide fara schimbarea starii de agregare(lichid organic (faza 1) -lichid organic(faza 2) literature indica valori ale lui K cuprinse intre 100 350W / m K 2
Se determina A din STAS ,pag.513(alegem un schimbator de caldura cu aria= sau < ca aria calculata) d 25 2mm Se citeste ASTAS apoi scoatem lungimea tevilor,numarul de tevi n si diametrul interior al mantalei(mm) A A
QS K T med
121797.0972
200 13.64 ASTAS 54
44.64m 2
l 2.5m
n=283 D=600mm=0.6m L l 2 l capac l 2
D 4
2.5 2
0.6 4
49
2.8m
lcapac
D 4
D. Dimensionarea racordurilor
1. Racordul de intrare a amestecului residual este egal cu racordul de iesire a amestecului residual din recuperator si respectiv egal cu racordul de iesire al reziduului din coloana de rectificare. d STAS 44.5 3.6mm
2. Racordul de intrare a amestecului de alimentare este egal cu racordul de iesire al acestuia si respectiv egal cu racordul de alimentare a lichidului de alimentare in coloana de rectificare . d STAS 57 3.6mm
3.6 Dimensionarea preincalzitorului pentru amestecul de alimentare A.Alegerea tipului de schimbator şi materialelor de construcţie
Preincalzitorul este utilizat pentru incalzirea amestecului de alimentare de la temperatura T Ff de iesire din recuperator pana la temperature T f de alimentare in coloana de rectificare utilizand abur saturat de aceeasi presiune cu aburul utilizat pentru incalzirea coloanei de rectificare,6 ata.
Se alege un schimbator de caldura multitubular construit din otel.
50
B.Bilanţ termic
Din ecuatia de bilant termic se determina fluxul termic schimbat in preincalzitor precum si debitul de abur saturat necesar. F Cp f T F f Mmab Cpa T sat r F Cp f T F Mmab Cpa T sat Q p Q p pierderi de flux termic spre mediul ambiant (2-5%)* Qs ce d
Qs ced Mm ab r F Cp f T F T Ff 2 5% Qs ced
Qsced Mmab
F Cp f T F T Ff 1 2 5% Qs ced
Qsce d
r
35887.3191 2.095 10
3
4100 1762 .7158 98 80 .66 3600 1 0.03
35887 .3191 J / s
17.12m 3 / s
Calculul ariei de transfer termic A
Qs K T med
T 1 T sat T F 158.1 80.66 77.44 f
T 2 T sat T F 158 .1 98 60.1 T T 2 77.44 60.1 68.40 T med 1 77.44 T 1 ln ln 60.1 T 2
Pentru K in cazul unui sistem(vapori in condens-lichid organic),literature indica valori intre (120 340 )W / m 2 K ASTAS A
d 25 2mm A
35887.3191
200 68.40 ASTAS 4
2.6233m 2
l=4000m=4m 51
n=13 D=150mm=0.15m Scoatem lungimea ,numarul de tevi ,diametrul mantalei si calculam lungimea totala: L l 2 l capac 4 2
lcapac
0.15 4
4.075m
D 4
C. Dimensionarea racordurilor preincalzitorului
1.Racordul de intrare si racordul de iesire pentru amestecul de alimentare au acelasi diametru egal cu diametrul racordului de alimentare in coloana de rectificare. d 1 d 4 42 .74 d STAS 57 3.6mm
2.Racord de alimentare cu abur saturat. Mmab absat v T
d ab
d ab 4
4 Mmab T sat \ ab
v
4 17.129985 908.9 13 3.14
0.04297 10 3 42.97m d stas 57 3.6mm
3.Racord de eliminare a condensului. 4 Mmab
d cond
T sat ab
v
4 17.129985 908.9 1.8
0.11549 103 115.49m d STAS 133 5mm
3.7 Dimensionarea rezervoarelor
Rezervoarele sunt utilaje ce servesc la depozitarea lichidelor pentru un anumit interval de timp.Rezervoarele ce sunt aferente unei instalatii cu functionare continua trebuie sa posede un volum care sa contina o cantitate de lichid sufficient de mare astfel incat sa asigure alimentarea pe un interval de timp impus si respective preluarea lichidului pe acel interval de timp. Rezervoarele trebuia sa asigure alimentarea si respective primirea lichidului pe un interval de timp de doua zile.Volumul rezervoarelor se calculeaza din debitul de lichid ce trebuie depozitat sau preluat in intervalul de timp considerat ,utilizand o densitate a lichidului calculata la temperature de depozitare,20 V F = M V t t 2 zile 2 24 48h
1.. Mv f
F
F
F
4100 867.004529
4.7289m 2 / s
1 1 3 867.0045Kg / m 0.252 0.748 C F 1 C F 870 866 A B 52
A, B
citite la 20
A 870
B 866 V F M V t 4.728925 48 226 .9884 m / s
Se utilizeaza rezervoare de 50 m 3 .Numarul de rezervoare utilizat pentru amestecul de alimentare se calculeaza astfel: V F
n F
Mv F t
V 1
V 1
226 .9884 50
4.53 5
2.Rezervor pentru depozitarea distilatului M V D
D
D
986 .41 869 .9116
1.1339 m 3 / s
1 1 3 869 .9116 Kg / m 0.978 0.022 C D 1 C D 870 866 A B
D
A, B
citite la 20
A 870
B 866 V D M V D t 1.133919 48 54.4281 m / s
n D
V D
V 1
54.4281 50
1.088 2
3.Rezervoare pentru reziduu W
M V W
W
W
C W
A
3113 .59 866 .4860
3.5933 m 3 / s
1 1 866 .4860 Kg / m 3 1 C W 0.122 0.878 870
B
866
V W M V W t 3.5933 48 172 .4809 m / s
nW
V W V 1
172 .4809 50
3.44 4
Dimensionarea rezervorului de 50 m 3 V 1 50m 3
V 1
D 2 4
H
H
23 D H 2 D D 3 V 1 2 D 3
2 V 1
3
2 50 3.14
3.1697
53
3.8Dimensionarea pompei pentru transportarea amestecului de alimentare
A.Alegerea tipului de pompă si materialelor de constructie
Pompele se aleg dilruogul catalogul companiei.Ca tip constructiv se alege o pompa centrifuga ,materialul de constructie fiind OL .Pentru instalatia de rectificare cu functionare continua ce necesita un timp indelungat aducerea in regim normal de functionare este necesara montarea a cate doua pompe pentru amestecul de alimentare si respectiv pentru amestecul rezidual,din care una functioneaza si cealalta este de rezerva .Se va dimensiona pompa centrifuga pentru transportul amestecului de alimentare . B.Puterea de acţionare ; Puterea instalata
Pompele sunt prevazute cu record de aspirare si record de refulare .Se pot alege pompe cu aceleasi caracteristici pentru ambele fluide de transport.Puterea necesara pentru transport va fi calculata pe baza presiunii totale determinate cu ecuatia Bernoulli. Ptotal Pcinetic Pstatic Pgeometric P pierderi
234.1703 0 74969.6448 7324.7572 Pcinetic
m v m 2
2
821.7382398 0.5699 2
234.1703
m -densitatea medie a amestecului de alimentare pe traseul de
transport; v m -viteza medie a amestecului de alimentare pe traseul de transport; 5
i
m
i 1
5 867.0045 838.3364 807.2746 800.3767 793.4783
5
vm
v1 v3 v5 0.515039 0.5531 0.562764 3
3
821.2941Kg / m 3
0.543634m / s
Pstatic P2 P1 P0 P0 0 Pgeometric m g H
821 .2941 9.81 1.3 8.28 86724 .41908
nepuizare 43 .33 1 0.5 8.28 H (1 1.5)m H blaz 1 h 1.3 1.3 0 . 3 54
P pierderi P p P p P p P p Pp 1
2
3
4
5
2889.533321 353.8348 1247.9390 1134.346292 2663.971032 8289.624445
Calculul pierderilor de presiune
1.Calculul pierderilor de presiune pe traseul de conduct ace leaga rezervorul de receptorul de cald PP
L 1 v1
1 v1
2
d 2 2 1 1 3 1 867 .0045 Kg / m 0.250 0.748 C F 1 C F 870 866 A B 1
A, B calculate
la 20
A 870
B 866
d-diametrul conductei de transport egal cu diametrul pentru amestecul de alimentare in receptorul de caldura F
1 3600 Re
v1
1 v1 d 1
d 1
2
4
867.0445394 0.515039 0.057 6.26879723 10
4
40602.4383
10.2843
0.7 103 0.6 103 6.26879723103 cP A , B - se citesc din Pavlov din diagram lui Moody la temperature de 20 A 0.7 10 3 B 0.6 10 3 1 A
X F
B 1
X F
Calculam raportul
0.2843
d e
si dupa determinarea acestuia se citeste din diagrama =f
d Re, e
L – reprezinta lungimea traseului si se citeste din plansa executata la scara; i reprezinta suma coeficientilor rezistentelor locale de pe traseul mentionat; d
57
85.07
e 0.67 0.039
L=8+13+16+7.5=44.5mm=4.45*70=311.5cm=3.11m i 2 * 2 2 * 8 2 * 0.5 2 *1 23
55
PP
L 1 v1 d
1
0.0394
3.11 0.057
2
1 v1
2
2
867 .0045294 0.515039
2
2
23
867 .0045294 0.515039
2
2889 .533321
2
Se numara pe plansa numarul de coturi de 90 ,numarul de ventile precum si intrarea si iesirea din conducta. 2.Caderea de presiune pe recuperatorul de caldura Z=1 z-reprezinta numarul de mersuri ale recuperatorului de caldura si este egal cu 1 2 2 2 v2 z L 2 v2 P p 2 i 2
d ech
L ntevi l
C F A
283 2.5 707.5 1
1 1 C F
0.252 844.7835
B
b52.015
40 60 847 82952.015 60
2
d ec h
Di2 n d e2 Di n d e
20 82.68 2
51.34
836 844.7835Kg / m 3 829 836.1865Kg / m 3
40 60 F 2 2 v 2 Di n d e 3600 2 4
Re
838.3364105 9.450302 10
3
836.1865
2 858 83652.015 60
2 v2 d ech
838.3364105Kg / m
0.748
T F T F f
A , B se calculeaza la 52.015
2
4.2831 10 0.6 283 0.025
3
0.0238
4
201.3000337
2
2
0.6 283 0.025
2 A X F B1 X F 0.45 103
0.2843
0.0238599 10.2843
0.42 103
4.2831104 cP
A 0.45 10 3 B 0.42 10 3
64 Re
64 201.300337
0.317932
reprezinta suma rezistentelor locale pe recuperator:intrare in spatiul intertubular si iesire din spatiul intertubular. i 0.5 1 11 1.5 P p 2 0.317932
z L 2 v2 d ec h
1 707 .5 0.02385
2
2
i
2 v2 2
2
838 .3364105 9.450302 10 2
56
3 2
1.5
838 .3364105 9.450302 10 2
3 2
353
3.Caderi de presiune pe traseul de conducta dintre recuperatorul de caldura si incalzitor PP
L 3 v3
3
d
2
2
i
3 v3
2
2
L se masoara in schita L=12.5cm*70=875cm=8.75m d=0.057m Z=1 d=diametrul de intrare in preincalzitor 3
C F
A
1 1 C F
1 0.252
810 .567
B
807 .27462 Kg / m 3
0.748 806 .1715
T F F T F
A , B respectiv A , B se calculeza la A84.03 B84.03
815 79384.03 100
80 100 810 79184.03 100
= T me d 84.03C
793 810.567Kg / m 3
791 806.1715Kg / m 3
80 100
d
2
F 3600 3 v3
2
v3
4
4 F
4 4100
3600 d 2
3600 807 .2746 0.057
3 A X F B1 X F 0.31 10 3
0.2843
2
0.5531 m / s
1 0.2843
0.32 10 3
3.1712 10 4 cP
A 0.31 10 3 3 B 0.32 10
Se calculeaza raportul d e
57 0.67
d e
d
si se citeste din Pavlov functie de f Re,
e
85.07
0.0395 i 1 0.5 11 1 8 9.5
PP 3
0.0395
L 3 v3 d
0.875 0.057
2
2
i
3 v3 2
807 .2746 0.5531 2
2
2
9.5
807 .2746 0.5531 2
4.Calculul caderii de presiune in incalzitor P p 4
z L 4 v 4 d
2
2
i
4 v 4 2
Z=1 L=n*l= 13 2.5 32.5 d 25 2mm
57
2
2
1247 .9390
4
C F
A
1
1 1 C F
0.252 802.8835
B
F v4 Re
d int
v4 n
3600 4
2
3600 4 n d
2
4
799.5357
91.015 C
2
4 4100 3600 800 .376749 13 0.025
800 .376749 0.223097 0.025
3
2
4 F
4 v 4 d
0.748
T F f T F
A , B -se calculeaza la T
800.3767Kg / m
2.8712 10
3 A X F B1 X F 0.28 10 3
0.2843
2
0.223097
15547 .65007
4
1 0.2843
0.29 10 3
2.8712 10 4 cP
A 0.28 10 3 B 0.29 10 3
d e
25
d si se determina f Re,
d
Se determina raportul
e
e
37.3
0.67
0.044 i 0.5 1 11 1.5
P p
z L 4 v 4
0.0415
d
4
1 32.5 0.025
2
2
i
4 v 4
2
2
800 .376749 0.223097 2
2
1.5
800 .376749 0.223097 2
2
1134 .346292
5.Caderea de presiune pe conducta dintre preincalzitor si coloana de rectificare PP 5
L 5 v5 d
2
2
i
5 v5
2
2
L -se citeste din plansa executata la scara
d-diametrul condensatorului 5
C F
A
1 1 C F
B
A , B respectiv A , B -se calculeaza la T F 98 C F 3600 5 v5
Re
d
2
v5
4
4 F 3600 5 d
2
5 v5 d 5
58
Se determina raportul
d e
d si se determina f Re,
e
i -reprezinta suma numarului se coturi,ventile,intrari si iesiri Pcinetic m vm
m v m
2
2
1 2 3 4 5 5
v1 v3 v5 3
Se calculeaza Ptotal Se calculeaza puterea pompei : P
Ptotal Mv 1000
-reprezinta randamentul total al instalatiei de pompare Se determina puterea instalata:
P inst P -reprezinta coeficientul de siguranta al puterii citit din Pavlov in functie de
valoarea calculata
59
4. Consumul de materii prime si utilitati Materii prime
Materia prima reprezinta un amsamblu de material destinat prelucrarii,intr-o instalatie industriala, in vederea obtinerii unui produs. Industria chimica utilizeaza materii prime de diferite proveniente, acestea putand fi: -materii prime naturale; -materii prme fabricate industrial; -produse secundare ale industriei chimice sau ale altor ramuri industriale. Utilitati
Aburul,apa ,aerul comprimat , gazele inerte, solele de racire si energia electrica, folosite in industria chimica sunt uzual inglobate in denumirea de utilitati. Apa
Functie de utilizarile care se da apei se deosebesc mai multe categorii :apa tehnologica, apa de racire, apa potabila ,apa de incendii, apa de incalzire. Apa ca agent de incalzire poate fi: -apa calda cu temperatura pana la 90 0 C; -apa fierbinte, sub presiune, pana la temperatura de 130-150 0 C. Apa este un agent termic cu capacitate calorica mare, usor de procurat. Pentru incalzire , se prefera apa dedurizata in scopul depunerilor de piatra. Aburul
Este cel mai utilizat agent de incalzire si poate fi: abur saturat;abur suprasaturat. Aburul umed contine picaturi de apa si rezulta de la turbinele cu contra presiune sau din operaiile de evaporare ca produs secundar. Este cunosct sub denumirea de abur mort. Aburul natural este frecvent folosit ca agent de incalzire , avand caldura latenta de condensare mare si coeficientii individuali de transfer de caldura mari. Aburul supraincalzit cedeaza, in prima faza, caldura sensibila de racire , pana la atinderea temperaturii de saturatie, cand coeficientul individual de transfer de cladura si apoi caldura llatenta prin condensare. Aburul ca agent de incalzire este in general scump. 60
Energia electrica
Aceasta reprezinta una din formele de energie cele mai folosite in industria chimica datorita usurintei de transport la distante mari si la puncte de consum si randamentelor mari cu care putea fi transformata, termica sau luminoasa. Energia electrica transsformata in energie mecanica este utilizata la actionarea electromotoarelor cu care sunt dotate diferite utilaje di industria chimica. Avantajul incalzirii electrice consta in regularea usoara a temperaturii, posibilitatea generarii caldurii intr-un punct, introducere unei canitati mari de caldura intr-un volum mic, realizarea unei incalziri directe fara impurificarea mediului si la orice presiune. Dezavantajul utilizarii energiei electrice il constituie costul ridicat si impunerea unor masuri speciale de protectia muncii. Aerul comprimat
In industria chimica aerul comprimat poate fi utilizat cu urmatoarele scopuri: -ca purtator de energie; -pentru amestecare pneumatica; -ca materie prima tehnologica; -ca fluid inert pentru manipulari de produse, suflari necesitnd o presiune de 45 At; -pentru diferite scopuri. Gazele inerte
Se utilizeaza acolo unde la manipularea unor materiale trebuie evitat contatul direct cu aerul sau ca fluid pentru suflarea instalatiei la opriri, porniri sau in caz de avarie. Gazele inerte sunt utilizate in operatia de uscarea unor materiale , amestecare. Solele de racire
Sunt solutii apoase de NaCl, CaCl 2 sau MgCl2 la care se adauga inhibitori de coroziune(Na2CO3,Mg(OH)2,CaCO3).Concentratia solelor se alege astfel incat punctul de inghet sa fie cu 9-10 0 C inferior temperaturii minime din circuit. Circuitele cu sola permit raciri pana la -40 0 C.
61
Consumul de materii prime si utilitati.Consumuri specifice
Operatiile sau procesele chimice pot decurge continuu sau discontinuu(in sarje). Operatia este continua cand instalatia este alimentata continuu si uniform(debit constant) cu materii prime si utilitati si debiteaza neintrerupt produsul . Fondul anual de timp pentru operatiile continue si calculeaza considerand ca instalatia functioneaza 330 de zile /an in trei schimburi de 8 ore. Necesarul de materii prime si utilitati se exprima functie de natura starii de agregare a faxzelor dupa cum urmeaza: -faze solide-debit in t/zi si kg/h; -compozitia in fractii masice. -faze gazoase-debit in N m 3 /h si kmoli/h; -compozitia in fractii molare. -faze lichide-debitul in t/zi si kg/h; -compozitia in fractii masice. Consumul specific reprezinta cantitatea de materie prima,utilitati etc. raportata la tona de produs finit. Consumul specific de materii prime se stabileste pe baza bilantului de materiale si se exprima sub forma tona materii prime /tona de produs finit,iar consumurile specifice de utilitati, din bilantul termic si puterea necesara instalatiilor si se exprima, functie de natura lor, in tone/tona produs finit. Necesarul de alimentare de lichid pe zi este de F(kg/h)*24=93600(kg/zi) Materiale prime auxiliare necerare:
In instalatia de rectificare se foloseste abur pentru blazul coloanei si respectiv pentru preincalzitor.Se foloseste abur de 6 ata: M ab , fierbator 0.3642
24
kg/h mabfierb 8.7408 kg/zi
M abpreincal 0.017841
24
kg/h mabpreincalz 0.419544 kg/zi.
Consumul de abur in instalatia de rectificare pe zi.este de: 9.160344 kg/zi. -
apa de racire se utilizeaza in condensator si racitor: M a ,cond 12.08
60
kg/s 724.8 kg/h; 60
M a ,racitor 0.631kg/s 37.86k
g/h; 62
5.Aparate de măsură, control si automatizare Stabilirea parametrilor ce trebuie reglaţi
În instalaţia de rectificare se urmăreşte reglarea următorilor parametri :
1. reglarea debitelor de alimentare, reziduu şi distilat 2. reglarea temperaturii pentru coloana de rectificare 3. reglarea presiunii pentru coloana de rectificare, pentru pompele centrifu ge şi pentru camera de încălzire a blazului coloanei de rectificare
4. reglarea debitelor de agent termic : -
abur (pe fierbător şi pe preîncălzitor)
-
apă de răcire (pe condensator şi pe răcitor)
5. reglarea nivelului lichidului la partea inferioară a coloanei Procesul de automatizare poate consta în indicarea şi/sau înregistrarea şi/sau reglarea parametrilor menţionaţi. Reglarea automata a nivelului
Reglarea nivelului este o problema extrem de frecventa in industria chimica.ca urmare a acestei situatii se poate folosi adesea un reglator bipozitional, dar trebuie totusi tinut seama de faptul ca viteza de variatie a nivelului intr-un vas cu intrare si iesire este proportionala cu diferenta dintre cele doua debite si invers proportionale cu sectiunea transversala a rezervorului.O analiza atenta de la caz la caz apare astfel necesara. Trebuie de aseamenea sa distingem intre doua categorii de sisteme de reglare a nivelului ,dupa cum nivelul reprezinta o variabila importanata a procesului sau numai debitul de iesire din rezervor este variabila importanta. Pentu sistemele din prima categorie se folosesc regulatoare PI si elemente de masura cu constante de timp mici. Pentru sistemele din cea de-a doua categorie ,se pot obtine rezultate mai bune cu un regulator de tip P.
63
Reglarea automata a presiunii
Distingem doua cazuri: - reglarea presiunii in vase inchise cum sunt reactorii discontinui. - reglarea presiunii in vase cu circulatie sau pe conducte. In primul caz reglarea presiunii se realizeaza prin modificarea curentilor de energie termica care intra sau ies din reactor pe o cale oarecare. Daca presiunea de vapori din reactor este functie numai de temperatura sarjei si nu de conversie, stabilirea presiunii duce implicit si la stabilizarea temperaturii. Reglarea presiunii in vasele cu circulatie se realizeaza modificand fie debitul de intrare ,fie debitul de iesire din vasul respectiv.Solutia adoptata depinde de procesul tehnologic in care este intregrat vasul si de functia lui in acest proces. Reglarea automata a debitului
Reglare debitului nu prezinta dificultati deoarece obiectele reglate corespunzatoare au fie comportare de element neinertial, in cazul lichidelor ,fie comportare de element aperiodic stabil, cu timp mort nul sau foarte redus, in cazul gazelor sau vaporilor, datorita compresibilitatii acestora . Deoarece debitul este functie de caderea de presiune disponibila intre extremitatile conductei si de rezistentele hidraulice de pe traseu, rezulta ca reglarea debitului se poate realiza introducand o rezistenta variabila pe conducat sau ,atunci cand este posibil actionand asupra generatorului de presiune de la una din extremitatile conductei. Data fiind dinamica obiectului reglat, folosirea unui regulator I asigura un proces de reglare stabil si fara abatere stationara. Daca regulatorul folosit este pneunatic, intarzierile introduse de regulator fac necesara o comportare PI cu banda larga de proportionalitate . Reglarea automata a temperaturii
Reglarea temperaturii este necesara in industria chimica atat la aparatele in care au loc procesele fizice cat si la reactorii chimici.
64
Privite ca obiecte la care se regleaza temperatura , aceste aparate sunt obiecte de reglare, caracterizate prin marimile T t , q, T, A ;valorile acestor marimi depind de dimensiunile obictului si de mecanismul transmiterii caldurii in cazul dat intre punctul de masurare si cel de executie. Cat priveste alegerea reglatorului, se pot da urmatoarele indicatii;daca incalzirea este elecrica si banda de variatie a perturbatiilor relativ restransa, se poate folosi unregulator electric bipozitional care intrerupe sau restabileste un circuit principal de incalzire,ci numai o ramificatie a acestuia. La obiectele cu schimb de caldura numai prin convectie se pot folosi regulatoare continue P sau I. Pentru reglarea temperaturii la obiecte termice cu T t /T mare si numar redus de elemente de acumulare se obtin rezultate bune cu regulatoare PI sauPID, ultimele determinand o scurtare considerabila a duratei procesului tranzitoriu. Schimbatoarele de caldura obisnuite prin suprafeta sunt obiecte de ordin foarte ridicat, respectiv cu elemente de acumulare distribuite , si reglarea lor corespunzatoare este dificila adesea, chiar daca se folosesc regulatoare PID. Problema se rezolva prin folosirea sistemelor complexe de reglare. Trebuie subliniat insa ca procesele care au o capacitate terminca mare , constanta in timp si timp mort mici, pot fi reglate cu regulatoare bipozitionale. Asa este cazul cuptoarelor electrice , al cuptoarelor cu tuburi radiante si altele. Pentru cuptoarele cu functionare discontinua se folosesc regulatoare tripozitionale. Alegerea mijloacelor de automatizare 1.
Reglarea debitului pompei centrifuge (schiţă şi explicaţii despre reglaj)
Debitul transportat de pompă este măsurat de un traductor care trimite un semnal la un element care realizează comparaţia acestei valori cu o valoare prescrisă
FP . Dacă valoarea reală este mai mare decât F P atunci elementul F C comandă
închiderea valvei de pe conducta de rectificare pentru a compensa creşterea debitului real. Dacă debitul real este mai mic atunci se comandă deschiderea valvei pentru
compensare.
65
Automatizarea schimbatoarelor de caldura prin suprafata
La schimbatoarele de caldura se regleaza temperatura de iesire a unui fluid incalzit sau racit cu agenti termici adecvati. Schimbatoarul de caldura este un obiect cu parametri distribuiti , avand si timp mort , si intarziere. In unele cazuri , problema reglarii se rezolva relativ simplu. In figura de mai jos este data schemade reglare a unui schimbatortip teava in teava , in care un fluid este incalzit cu abur in contracurent. Contracurentul contribuie la reducerea timpului mort. Prin schema din figura, in care ventilului de reglare este plasat pe conducta de abur , se asigura o reglare buna chiar cu un regulator P . daca schimbatorul lucreaza in echicurent timpul mort este mai mare si este nevoie in general de un regulator PID, eventual cu marime de iesire de ajutor. Probleme complicate pun si schimbatoarele in contracurent care lucreaza la presiuni ridicate ,datorita capacitatii termice mari a peretilor. Solutia trebuie cautata de obicei in folosirea unor marimi de ajutor. La schimbatoarele de caldura multitubulare se foloseste ca variabila manipulata debitul de agent termic, deoarece modificarea debitului de fluid tehnologic poate produce perturbatii in aparatura care urmeaza . Cand este posibila insa, se prefera plasarea ventilului de reglare pe conducta de fluid tehnologic, deoarece variatia acestuia duce mai repede la modificarea temperaturii. La incalzirea cu abur se practica si plasarea ventilului de reglare pe conducta de condens, solutia aceasta oferind avantajul unui ventil de reglare mai mic si evitarea laminarii aburului la intrarea in schimbator , dar se introc concomitent si intarzieri suplimentare. De regula ventilui se plaseaza pe condens la schimbatoarele verticale si de abur la cele orizontale. Cele doua scheme sunt date in figurile de mai jos. Automatatizarea coloanei de distilare
Sarcina fundamentala a reglarii automate a coloanei de distilare este realizarea separarii cerute a amestecului de alimentare cu maxima intensitate si economicitate. Reglarea automata a coloanei de distilare este o problema complicata , datorita numarului mare de parametri care intervin, caracteristicilor dinamice adesea nefavorabile, legaturii reciproce dintre parametri in obietul reglat si cunoasterii 66
insuficiente doar a aproximarii grosiera a dinamicii procesului , se recurge la ridicarea experimentala a carecteristicii dinamice. Principalele perturbatii care intervin in procesul de distilare pot fi: variatia debitului , compozitiei si temperaturii fluidului de alimentare precum si variatia parametrilor aburului care cedeaza caldura lichidului din blazul coloanei. Oricare din aceste perturbatii determina , in ultima analiza , modificarea debitelor si compozitiei produsului de varf si al celui de blaz. Schema de reglare a coloanei de distilare
Dintre actiunile perturbatoare care se pot exercita pe canalul fluidului de alimenbtare pot fi stabilizate, in principiu, debitul si temperatura acestuia.daca debitul de alimentare este determinat de un utilaz situat in amonte de coloana de distilare , nu
se poate interveni direct asupra lui , dar este posibila folosirea unui rezervor tampon, care atenueaza fluctuatiile de debit. Ultilizarea unor asemenea vase tampon se dovedeste inca neeconomica si e nevoie sa se recurga la modificarea aportului de caldura in blazul coloanei si eventual si a cifrei de reflux, spre a asigura compozitiile cerute a produsului de varf si a celui de blaz. In majoritarea coloanelor de distilare se urmarester fie obtinerea unei compozitii constante a produsului de varf, fie a produsului de balz. Daca produsul de varf este mai important decat cel de blaz, elementul sensilil care urmareste compozitia este plasat in parte asuperioara a coloanei si descresterile in puritate sunt corectate prin descresterea debitului produsului de varf. Daca functia principala a coloanei este de a produce un blaz pur, elementul sensibil este plasat aproape de blaz, iar debitul de blaz este redus cand puritatea masurata descreste. Reglarea directa a ambelor debite-de varf si de blaz- duce de regula la un sistem supradeterminat, respectiv la o aperatie instabila, deoarece suna celor doua debite nu este exact egala cu debitul de alimentare datorita faptului ca la debitul din blaz se adauga debitul de vapori care urca in coloana. La partea inferioara a coloanei se stabilizeaza nivelul lichidului in blaz si se mentine regimul de functionare impus prin modificarea debitului introdus in coloana. Stabilizarea nivelului se face prin folosirea unui
sifon de evacuare, daca
coloana lucreaza la o presiune apropiata de presiunea atmosferica; in caz contrar se
67
foloseste un reglator P sau un reglator bipozitional, avand elementul primar plasat in blaza.(fig a) si in fierbatorul exterior (fig b) Stabilirea regimului partii inferioare a coloanei,respectiv a compozitiei
lichidului si a vaporilor , se realizeaza modificand aportul de caldura in blaz sau in fierbator ,prin variatia adecvata a debitului si parametrilor aburului de incalzire.in acest scop se pot folosi mai multe metode. Una din metode consta in alegerea temperaturii vaporilor sau lichidului de pe taler-denumit taler de control, drept parametru reglat. Metoda este aplicabila ,cu conditia ca presiunea la locul de masurare a temperaturii sa fie constanta, deoarece in caz contrar nu exista o relatie univoca intre temperatura de fierbere a lichidului si compozitia sa. Alegerea talerului celui mai potrivit pentru amplasarea elementului receptor este o problema dificila, acarei solutie variaza de la ca la caz. Daca produsul din blaz trebuie sa fie pur, lichidul de pe talerele inferioare are o compozitie aproape constanta si variatia temperaturii pe ele este mica. Elementul sensibil va trebui amplasat deci mai sus , pe un taler la care variatiile mici ale compozitiei duc la variatii sensibile ale temperaturii de fierbere. O alta metoda de reglare a aportului de caldura pleaca de la masurarea caderii de presiune in coloana.(fig) Metoda este aplicabila cand debitul si compozitia alimentarii sunt constante. Cu aceasta conditie, caderea de presiune intre baza si varfuk coloanei depinde numai de viteza de circulatie a vaporilor, viteza a carei vaoare , la debit si compozitie date a alimenatrii,este functie la randul ei numai de aportul de caldura in coloana. Mai recenta si mai eficenta , datorita caracteristicilor dinamice mai bune implicate, este metoda care foloseste ca marime reglata direct presiunea de vapori a lichidului deasupra unui taler de control. Traductorul respectiv campara presiune
momentana de vapori cu presiunea unui amestec-etalon introdus in elementul sensibil si care ia deci temperatura vaporilor din coloana la locul de masurare. Abaterea presiunii de vapori genereaza un semnal pneumatic in sistem unificat, care este transmis regulatorului ca marime de reactie. Daca nici una din metodele expuse nu da satisfactie , se recurge la simpla stabilizare a debitul si presiunii aburului de incalzire. Daca este necesar sa se recurga la modificarea cifrei de reflux pentru stabilizarea coloanei , se masoara direct sau indirect compozitia pe unul din talerele 68
superioare , altfel incat in zona respectiva sa existe o variatie relativ mare de compozitie de la un taler la altul .Valoarea masurata este comunicata unui regulator care intervine asupra cifrei de reflux. In schemele obisnuite (fig) se folosesc drept masura a concentratiei temparatura la varful coloanei care , la amestecuri binare , corespunde , la p= constant , unui singure compozitii. Ventilul de reglare este plasat pe conducta de evacuare a produsului si nu pe conducta de reflux, deoarece , debitul de evacuare fiind mai mic decat debitul refluxului,este necesar un ventil de dimensiuni mai mici. Reglarea directa dupa calitarea produsului este de asemenea posibila daca exista analizoare adecvate pentru amestecul respectiv; de mai multe ori se foloseste untraductor reflactometric de compozitie.este esentia alegerea corectya a locului de amplasare a traductoarelor. Este rational ca elr sa fie acolo unde variatia concentratiei este mai rapida (talere supeiroare).
69
6.Tehnica securităţii muncii. Măsuri P.S.I. Epurarea apelor uzate şi protecţia mediului ambiant .
1.Tehnica securitatii si igienei muncii Protectia munciii cuprinde totalitatea masuratorilor luate pentru a se asigura tutor oamenilor conditii buna de munca , pentru a-I feri de accidente si de boli profesionale. Protectia muncii face parte integranta din procesul de munca. In industria chimica problema protectie muncii este deosebit de importanta deoarece pe langa factorii de periculozitate ale utilajelor, actiunea curentului elemente mobile ale utilajelor, actiunea curentului electric , degajari importante caldura, zgomote si trepidatii-intervin si numeroasi factori specifici industriei chimice, cum ar fi: -degajari de substanta toxica -prezenta frecventa a unor substante inflamabile -temperature ridicate. Protectia muncii are urmatoarele trei aspecte: 1. protectia juridica a muncii reprezentata de legislatia referitoare ;a protectia muncii,legislatie constituita in principal din: -codul muncii; -legea nr.5/1965 cu privire la protectia muncii; -decretul 400/1981 -alte HCMuri. Decrete elaborate de Consiliul de Stat,instructiuni si ordine de elaborate de ministere. 2. protectia sanitara a muncii cuprinde masuratori pentru crearea unor condtii fiziologice normale de munca si de suprimare a riscului imbolnavirii profesionale 3. protectia tehnica a muncii consta in masuri tehnice si organizatorice pentru usurarea muncii si prevenirea accidentelor de munca. Conducerea intreprinzelor si institutiilor elaboreaza “instructiuni de protectie a muncii”pentru conditiile de lucru particulare si specifice unor sectii, ateliere si
locurilor de munca. 70
Instruirea oamenilor muncii este obigatorie. Nici un angajat nu poate fi primit la un loc de munca si pus sa lucreze decat dup ace a fost instruit si s-a facut verificarea insusirilor cunostintelor. La proiectarea intreprindelor chimiceeste necesar sa se determine in prealabil categoria de pericol pe care il prezinta procesul tehnologic proiectat, dupa care se trece la amplasarea cladirilor si a construstiilor pe plan generak de ansamblu.Una din masurilor de baza ale tehnicii securitatii la amplasarea cladirilor indrustriale este izolarea corecta a cladirilor, aconstructiilor si depozitelor. Normele departamentale de protectie a muncii elaborate de Ministerul Industriei Chimice cuprind atat norme de tehnica securitatii muncii cat si norme de igiena a muncii. Masurile de tehnica securitatii muncii se pot clasifica in masuri generale, prinderii, la planul general lal alegerea amlasamentului intreprinderii ,la planul general al acesteia si la protectia muncii in cladiriilor industriale,masuri speciale, care se refera la particularitatile tehnice ale proceselor si masurari de protectie individuala a muncitorilor care se refera la folosirea echipamentului si materealelor de protectie individuala prevazute de norme. In industria chimica se aplica atat normele specifice acestei industrii cat si norme de tehnica securitatii muncii pentru activitati nespecifice industriei chimice, dar care exista in diverse unitati chimice. De exemplu, in normele departamentale elaborate de Ministerul Industriei Chimice nu exista un capitol de tehnica a securitatii privind echipamentele electrice, dar normele departamentale corespunzatoare au o larga aplicare in indussria chimica. Norme de tehnica securitatii muncii elaborate de M.I.Ch sunt grupate in 6 capitole: a)-Tehnica securitatii muncii la instalatii,aparate si masini. b)-Tehnica securitatii muncii la intretinere, reparatii si interventii. c)-Tehnica securitatii muncii pentru procese fizice si chimice. d)-Tehnica securitatii muncii la depozitare. e)-Tehnica securitatii muncii la manipulare, ambalare si transport. f)-Tehnica securitatii muncii in laboratoare. In continuare se vor prezenta in linii generale problemele tratat in fiecare din capitolele mentionate. a)Acest capitol trateaza problemele de securitatea muncii la organele de masini in miscare, la echipamentul de transmitere si dispozitivele de actionare a utilajelor, la 71
conducte si armaturi, aparate de masura si control, vase de reactie, utilaje sub presiune , aparate pentru operatii unitare (centrifuge, extractoare, uscatoare, filter, malaxoare, etc)precum si la principalele utilaje din industria celulozei si hartiei. In preambulul la acest grup de norme se precizeaza ca proiectantul este obligat sa acorde tot atata importanta realizarii conditiilor de securitate cat acorda si parametrilor tehnici si economici si aparatului sau instalatiei proiectate. El este obligat ca dintre doua instalatii similare sa aleaga cu precadere pe aceea care prezinta cele mai bune conditii de securitate si cele mai usoare conditii de munca. b)In acest capitol se dau norme cu caracter organizatoric si tethnic. Pentru orice interventie sau reparatie se intocmeste un plan de actiune, cu sarcini defalcate pe angajati, plan care cuprinde toate masurile de protectie a muncii. Pentru locurile de munca unde exista pericol de 4 incendiu si explozie se intocmeste de catre seful sectiei permisul de lucru cu foc, aprobat de inginerul sef. Pentru lucrarile la instalatii sub presiune, intrarea in vase de reactie foarte agresive este necesar in plus permisul de lucru,intocmit de seful sectiei.Este strict interzisa inceperea oricarei lucrari de reparatie sau interventie fara a se face in prealabil tuturor celor ce executa operatia respective instructajul de protectie a muncii. c)Dupa un capitol introductiv in care se precizeaza ca absorbtia noxelor de orice gen se face la locul unde se produce le, fiind contraindicate absorbtia lor prin ventilatie generala si ca alimentarea
utilajelor cu substante toxice, corozive, iritante,
inflamabile si cele care degaja praf se va face mecanizat si etans, se trateaza: - tehnica securitatii muncii la efectuarea unor procese chimice unitare (halogenari, sulfonari, esterificari, polimerizari,etc.); -tehnica securitatii muncii la efectuarea unor operatii fizice unitare (extractie, decantare, centrifugare, filtrare, absorbtie, distilare si rectificare, uscare, etc.) -tehnica securitatii muncii la operatii cu substante toxice, inflamabile, explosive, corozive, caustice. d) Se dau norme referitoare la amplasarea si depozitatea substantelor toxice, inflamabile si explosive. Este interzisa depozitarea in aceeasi incapere a substantelor toxice, inflamabile si explosive cu diverse materiale. De asemenea, substantele chimice care ar putea reactiona unele cu altele degajand substante perivuloase trebuiesc depozitate la distanta unele la altele in incaperi separate. e)Deoarece statisticile arata ca 35% din accidentele de munca se inregistreaza la operatiile de manipulare, aceasta problema prezinta o deosebita importanta.Normele 72
prevad ca aceste operatii sa se execute numai sub supravegherea unui conducator al procesului de munca instruit special in acest scop. Lucrul tinerilor sub 16 ani la operatiile manuale de incarcare, descarcare si transport este interzis. f)Aceste norme se refera la ventilatie , manipularea sticlariri a dispozitivelr de incalzire a utilajelor subpresiune, a substantelor toxice, trebuie retinuta obligatia generala, penrtu munca de cercetare , a se aplica si respecta in toate fazele metodologia de lucru adecvata privind protectia munci. Pentru a completa masurile tehnice luate in instalatie pentru masurile de protectie individuala este necesar ssa se foloseasca echipamente si materiale de protectie individuala precvazuta de normative. Norme de igiena a muncii
Se refera la principali factori profesionali nocivi din medii de productie .Ele stabilesc valorile de limita sau optime ale acestor factorii ,valori care respectate previn imbolnavirilor profesionale si asaigura conditi normale de munca. In aceste norme sunt tratate probleme referitoare la efortul fizic , micoclimatul incaperilor de lucru precumn si prevenirea bolilor profesionale si a accidentelor de munca provocte de gaze, vapori si pulberi se dau concentratile maxime admise in atmosfera zonei de lucru, in mg/m 3 ,in circa 400 de substance, de asemenea norme referitoare la iluminat nivelulde zgomot si vibratie. Masuri P.S.I
Incendile si explozile se produc numai atunci cand sunt prezente in cantitati suficente 3 elemente :substanta combustibila, oxigenul si caldura Cauzele principale ale explozilor si incendilor se datoreaza pe de o parte aprinderi si autoaprinderi , iar pe de alta parte nerespectari parametrilor procesului tehnologic, lipsei de instructaj a atentei de curatenie, etc. Explozile pot fi provocate de depasirea instantaneie ale limitei de rezistenta a peretilor vaselor, produsa de presiunea gazelor sau vaporilor . Eploziile produse de gaze combustibile ,vapori sau praf amestec cu aerul sau oxigenul au loc numai la anumite concentratii,care variaaz cu presiunea si tempetarura amestecului. Incendiul izbucneste ca urmare a depozitarii in sectii a unor substantelor usor inflamabile sau explosive , care depasesc cantiatile admise, precum si a depdepozitarii lor necorespunzatoare in ambalaje deteriorate ,landa surse de caldura si lipsa de
73
supraveghere a lor. Cea mai frecventa cauza de aprindere este flacara directa produsa de diferte surse. Incendiile mai pot fi promavate de asemenea din cauza electricitatii statice si a descarcarilor atmosferice. Masurile generale prevenirii incendiilor sau exploziilor sunt, in principal urmatoarele: -evitarea sau reducerea substantelor combustibile; -evitarea sau reducerea sursei de caldura; -evitarea sau reducerea oxigenului areului sau a substantelor cu un continut mare de oxygen; -impiedicarea contactului substantei combustilile cu sursa de caldura ; -controlul permanent al surselor de caldura si cunoasterea caracteristicilor periculoase ale substantelor combustibile; -masuri de siguranta pentru ecranarea sursei de caldura si oprirea accesului substantelor combustilile in eventuala zona de ardere; -controlul automat al concentratiilor de oxigen in zona de pericol. Materialele folosite pentru stingerea incendiilor Materialele stingatoare sunt acele materiale, care, folsite intr-un anumit mod in zona de ardere , actioneaza defavorabil asupra conditilor necesare arderilor , oprin arderea . Cele mai raspandite substante stingatoare sunt:apa, aburul, solutiile apoase de saruri,tetra clorura de carbon,bioxidul de carbon,spuma chimica si mecanica,prafurile stingatoare. Apa – folosirea apei la stingerea incendilor se bazeaza pe proprietatile ei de racier si izolare termica.Proprietatile de racier a apei se datoresc capacitatei de absorbtie a calduri si calduri latente de vaporizare care au o valoare importanta. Desi apa poseda astfel de calitati de stingere a incendilor totusi domeniul ei de utilizare in acest scop este limitat. Apa folosita la stingerea incendilor contine saruri, deci ea este buna conductoare de electricitate din acest motiv folosirea ei la stingerea incendilor produse in instalatile de inalta tensiune trebuie sa se faca utilizanduse dispozitive speciale. La stingerea incendilor se folosesc jeturile de apa compacte sau pulverizatoare.
74
Aburul-stingerea incendilor cu ajutorul aburilor se bazeaza pe reducerea concentratilor de oxigen din zonele de ardere. Folosirea arderilor pentru stingerea substantelor gazoase, lichide sau solide se face in locurile in care exista instalate de cazane si sisteme fixe de stingere. Solutile apoase de saruri- in scopul imbunatatiri calitati apei se folosesc ca adaos:clorura de calciu, sulfat de sodiu,sulfat de amoniu.Prin evaporarea apei aceste solute formeaza la suprafata materialului aprins un strat de sare care se topeste, iar in unele cazuri se degaja. Astfel se degaja gaze necombustibele care reduce concentratia oxigenului in zonele de aredere producand astfel stingerea incendilor. Tetra clorura de carbon-are proprietatea de a stinge focul, insa folosita in incaperi inchise paote da nastere fosgenului, gaz foarte toxic. In scopul reduceri de formari fosgenului se adauga in tetra clorura ,diferite substante ca: anilina,ammoniac, benzene. Se foloseste la stingerea incendilor la instalatile electrice de inalta tensiune, la motoarele cu ardere interna. Bioxidul de carbon-nu arde si este un slab conducator de current electric, cea ce permite folosirea lui la stingerea incendilor izbucnite in instalatile electrice introdusa in zona de ardere diluiaza atmosfera reducand concentratia substantelor combustibile si a oxigenului din atmosfera de ardere micsorand sau oprind arderea. Spumele stingatoare-sunt formate din bule de gaze inconjurate de un strat subtire de lichid .In present se folosesc doua tipuri de spume:chmice si mecanice. Spuma chimica este rezultatul unei reactii chimice si se compune din:ulei de gaz care au un invelis din solutie apoase de saruri. Spumele mecanice se realizeaza prin amestecarea mecanica a solutiei.Densitatea spumelor este mai mica si deci plutesc deasupra substantelor usoare separand flacara de substanta combustibila. Prafurile stingatoare- in compozitia lor intra diferite saruri,substante care preintampina aglomerarea sarurilor si substantelor care contribuie la topirea lor.Prafurile stingatoare impiedica arderea prin acoperirea suprafetelor solide aprinse cu un strat isolator care prin topirea sari contribuie mai active al stingerea incendilor.
75
Epurarea apelor reziduale si protectia mediului ambient
Procesul de epurare consta in indepartarea din apele uzate a substante toxice a microorganismelor. In scopul protectiei medului inconjurator o epurare corespunzatoare trebuie sa asigure conditi favorabile dezvoltari in continuare a tuturor folosintelor. Epurarea apelor reziduale neepurate in mod corespunzator poate justifica prejudicial sanatatea publica. Epurarea apelor reziduale se realizeaza in statile de epurare acestea facand parte integranta din canalizarea orasului sau a industriei. In industria chimica o sursa importanta de poluare o constitiue eliminarea de gaze si vapori. Din acest motiv sa simtit necesitatea de-a lua masuir de prevenire si fixare a unor limite maxime in concentratia poluantilor din zonele industriale si aglomerate ca sa nu daunezi nici regnului animal nici cel vegetal. Notiune de amplasare a utilajelor si de stabilire a traseelor dretelelor de conducte O instalatie trebuie sa fie cat mai simpla cu tarase si legaturi de conducte. Simplicitatea unei instalati indica o buna concepere si o proiectare economica.In componenta oricarei instalatie chimice intra in general acelas tipuri de utilaje(coloane, schimbatoare de caldura, vase de agitare, pompe,etc). La stabilirea ansamblurilor utilajelor trebuie sa se cunoasca procesul tehnologic, schema tehnologica de legatura cu toate conductele, ventilele, instrumentele,cu dimensiunile si caracteristicile lor.De asemeni trebuie sa se aiba in vedre urmatoarele principi comune tuturor instalatilor . -conductele de aspiratie la pompe si compresoare sa fie scurte -conductele prin care circula fluidele calde sau reci la cara evitate pierderile de caldura sa fie scurte -amplasarea utilajelor trebuie sa se faca astfel incat conuctele prin care ciorcula fluidele calde sau reci sa aiba un traseu care sa permita compresarea dinlatari termice -sa se utilizezela maximum echipamentul mobil pentru montaj revizie si intretinere;in acest scop, utilajele treebuie amplasate cat mai aproape de sol. tinand seama de necesitatile tehnologce(caderi libere,etc)
76
-la repetarea unor utilaje se evita montajul (in oglinda) care scumpeste lucrarile de proiectare si ingreuneaza exploatarea;se recomanda ca montajul sa se repede identic cu asceleasi poziti relative la toate elementele instalatiei. -utilajele pentru care apar degajari de substante nocive sunt amplasate de obicei in aer liber. -amplasarea utilajelor se facve astfel incat sa nu existe risipa de spatiu, totusi intre utilaje trebuie lasat suficent spatiu pentru comoditatea urmaririi in functie de reparatile capitale, cand se fac demontari -toate punctele principale ale utilajului trebuie sa fie accesibile, prin intermediul sarilor si a platformelor; -aparatele de masura, control si reglare trebuie sa fie accesibile; -utilajele care lucreaza la temperature mai mari decat temperature ambientala, trebuie sa fie isolate, -conditia care leaga utilajele se traseaza prin locuri, astfel incat san u impiedice libera circulatie (conditile verticale se traseaza pe langa utilaje sau pe langa peretii verticali, iar cele orizontale pe langa utilaje sau pe sub flansee); -toate robinetele, ventilele si alte armature, trebuie montate in poziti accesibile; -nu se recomanda utilizarea conductelor de transport ca support de fixare pentru uutilaje. Conceptia ansamblului de montaj trebuie astfel realizata in cat sa se asigure centalizarea comenzilor la punctual 1 de comanda,iar de servire instalatie sa fie asigurata de un numar minim de operatori
77
7.Amplasarea, montajul şi exploatarea instalaţiei
O instalatie trebuie sa fie cat mai simpla cu tarase si legaturi de conducte. Simplicitatea unei instalati indica o buna concepere si o proiectare economica.In componenta oricarei instalatie chimice intra in general acelas tipuri de utilaje(coloane, schimbatoare de caldura, vase de agitare, pompe,etc). La stabilirea ansamblurilor utilajelor trebuie sa se cunoasca procesul tehnologic, schema tehnologica de legatura cu toate conductele, ventilele, instrumentele,cu dimensiunile si caracteristicile lor.De asemeni trebuie sa se aiba in vedre urmatoarele principi comune tuturor instalatilor . -conductele de aspiratie la pompe si compresoare sa fie scurte -conductele prin care circula fluidele calde sau reci la cara evitate pierderile de caldura sa fie scurte -amplasarea utilajelor trebuie sa se faca astfel incat conuctele prin care ciorcula fluidele calde sau reci sa aiba un traseu care sa permita compresarea dinlatari termice -sa se utilizezela maximum echipamentul mobil pentru montaj revizie si intretinere;in acest scop, utilajele treebuie amplasate cat mai aproape de sol. tinand seama de necesitatile tehnologce(caderi libere,etc) -la repetarea unor utilaje se evita montajul (in oglinda) care scumpeste lucrarile de proiectare si ingreuneaza exploatarea;se recomanda ca montajul sa se repede identic cu asceleasi poziti relative la toate elementele instalatiei. -utilajele pentru care apar degajari de substante nocive sunt amplasate de obicei in aer liber. -amplasarea utilajelor se facve astfel incat sa nu existe risipa de spatiu, totusi intre utilaje trebuie lasat suficent spatiu pentru comoditatea urmaririi in functie de reparatile capitale, cand se fac demontari -toate punctele principale ale utilajului trebuie sa fie accesibile, prin intermediul sarilor si a platformelor; -aparatele de masura, control si reglare trebuie sa fie accesibile; -utilajele care lucreaza la temperature mai mari decat
temperature
ambientala, trebuie sa fie isolate, -conditia care leaga utilajele se traseaza prin locuri, astfel incat san u impiedice libera circulatie (conditile verticale se traseaza pe langa utilaje sau pe langa peretii verticali, iar cele orizontale pe langa utilaje sau pe sub flansee); 78
-toate robinetele, ventilele si alte armature, trebuie montate in poziti accesibile; -nu se recomanda utilizarea conductelor de transport ca support de fixare pentru uutilaje. Conceptia ansamblului de montaj trebuie astfel realizata in cat sa se asigure centalizarea comenzilor la punctual 1 de comanda,iar de servire instalatie sa fie asigurata de un numar minim de operatori Utilajele pentru care apar degajari de substante nocive sunt amplasate de obicei in aer liber. Amplasarea utilajelor se face astfel incat sa nu existe risipa de spatiu, totusi intre utilaje trebuie lasat sufficient spatiu pentru comoditatea urmaririi in functiune, pentru reparatii capitale cand se fac demontari. Toate punctele principale ale utilajelor trebuie sa fie accesibile ( prin intermediul scarilor si a platformelor). Aparatele de masura, control si reglare trebuie sa fie accesibile. Utilajele care lucreaza la temperature mai mari decat temperature ambientala trebuie sa fie izolate. Conductele care leaga utilajele se traseaza prin locuri astfel incat san u impiedice libera circulatie ( conductele verticale se traseaza pe linga utilaje sau pereti verticali, iar cele orizontale pe linga utilaje sau pe linga flansee). Toate robinetele, ventilele si alte armature trebuie montate in pozitii accesibile. Nu se recomanda utilizarea conductelor de transport ca support de fixare pentru utilaje.
79
8.Probleme de coroziune
Materialele metalice precum si cele nemetalice sufera in timpul eploatarii un proces de degradare chimica sau electrochimica a mediului de lucru. Coroziunea este un proces coplex de distrugere a materialuilui datorita actiunii mediului inconjurator prin procese chimice si electrochimice ce se desfasoara la interfata metal-gaz,metallichid ce dau reactii eterogene. Coroziunea metalelor cu reducerea ionilor de hidroge are lac in acizi neoxidanti si in alcani. Metalele alcaline si magneziu se corodeaza cu reducerea ionilor de hidrogen in medii neutre. In general are loc corodarea metalelor cu reducerea ionilor de oxigen in medii neutre. Acest tip de coroziune este impportanta deoarece in conditii atmossferice, in contact cu apa si cu solutiile atmosferice, metalele se corodeaza cu degajarea ionilor de oxigen . In medii acide si bazice este posibila reducerea catodica a oxigenului,dar principala reactie catodica este reducerea ionilor de hidrogen. Fenomenul de coroziune consta intr-un schimb de ioni intre metal si mediul de lucru si orice modificare a acestiu schimb este foarte importanta. In timpul coroziunii, pe metal se stabileste un anumit potential a cariu valoare se afla intre valorile standard al potentilaleor partiale de electrod. Deplasare celor doua potentilae de echilibru la potentilul de coroziune este o consecinta a fenomenului polarizatie proceselor de electrod,fenomene care au loc instantaneu, odata cu aparitie contactului metal-mediu de lucru. Polarizatia este deplasarea potentialului de echilibru la o noua valoare, sub actiunea trecerii curentului electric propriu de coroziune, produs de reactiile electrochimice conjugate de electod. Este o frana in dezvoltarea coroziunii si datorita ei, dupa o peioada de atac, se formeaza, in conditii bine stabilite, straturi subtiri de metal pur, de compusi chimici care protejeaza metalul ,adica rae loc pasivizarea metalului. Factori care influenteaza viteza proceselor de coroziune
O cauza frecventa de intensificare a distrugerii prin coroziune a utilajelor care vin in contact cu solutii de electroliti o constituie efectul galvanic ce apare la imbinarile a doua piese canfectionate din doua materiale metalice diferite. 80
Oxigenul constitie cel mai comun factor care intensifica coroziunea ,mai ales in medii cu pH cuprins intre 6 si 8. -viteza fluidelor vehiculate ca si gradul in care ele transporta suspensiile abrazive. In acest sens, poate fi amintit efectul gravitatiei, fenomen care apare la viteze mari ale fluidelor. -corozinea de tip punciform care este mai grava la oteluri inoxidabile. In acest tip de coroziune apar gauri de diametre mai mari sau foarte mici, in vreme ce restul suprafetei este practic neatacat. Acest tip de coroziune este caractesistic prin viteze mici, prin greutati mari la deplasarea in timp si prin pagube foarte mari. - un alt factor care agraveaza procesele de coroziune este legat de fenomenul de corozine sub ternsiune. Solicitarile mecanice sunt tensiuni reziduale provenite de la presiunea la rece ,tratamentele termice si sudura sau apar la cursul expoatarii din cauze externe. Coroziune la obosieala este un caz particular a acestiu tip si se datoreste unor tensiuni aparute periodic. Aparitia coroziunii sub tensiunea este de obicei legata si de actiunea cambinata a unui reactiv asupra unui anumit material metalic. Cresterea temperaturii constituie un element de agravare a coroziunii sub tensiune. Punctele de fisurare ale coroziunii sub tensiune le constituie defectele de strucura metalografica , precum si dislocarile datorita unor solicitari mecanice. Influenta atomilor din defectele respective, precum si agresivitatea mediului sunt factori determinanti pentru modul de desfasurare a procesului coroziv. La aluminiu cupru oteluri carbon si oteluri inoxidabile feritice apar procese corozive intergranulare, in care zonele atomice sunt amplasate la marginea cristalelor sstructurii metalice. La sliaje slab aliate, a alta forma de coroziune structurala o constituie fragilizarea de hidrogen. La otelurile inoxidabile austenitice acest tip de coroziune apare in medii alcaline sub forme de rupturi inter sau transcristaline, la temperaturi si tipul de exploatare diferite. Sub tensiuni ,apar frecvent procese de coroziune transgranulara la oleluri sustenitice mai ales cand mediile din expoatare contin cloruri. In aceste medii cu ioni clor s-a observat debitul unui proces coroziv punctiform si dezvoltarea lui in cantinuare, pe calea clasica a corozinii sub tensiune.
81
-defecte de proiectare, de executie sau de exloatare datorita unor posibile schimbarii ale conditiilor accentueaza accentueaza actiunea si dezvoltarea proceselor corozive. Parametrii unor procese chimice care influenteaza aparitia si desfasurarea proceselor corozive care se intalnesc intr-o anumita instalatie chimica sunt: concentratia unor sub substante care intra in compozitia mediului .impuritatile, temperetura, pH-ul ,gradul de aerare,viteza cu care circula fluidul , inhibitorii, modul si ritmicitatea cu care se efectueaza pornirea si oprirea instaltiei respective. Temperatura mediului agresiv mareste viteza de coroziune in mod exponential . La unele schimbaroare de caldura la care se atinge temperaturi de 100 0C,evaporarea apei dinporii stratului de rugina agraveaza si mai mult efectul coroziv. Prezenta oxigenului este un pricol care poate fi diminuat printr- o proiectare, un montaj si o intretinere mai ingrijita ,fie prin introducerea unui inhibitor. Proiectarea trebuie facuta corespunzator pentru a evita aparitia umiditatii. Impuritatile ot avea actiune buna intr-un mediu coroziv, dar pot avea si o actiune daunatoare. Produsele de coroziune, cu cu exceptia cazului cand apar sub forma de filme continui si compacte, impiedicand accesul agentilor corozivi, accelereaza produsele de coroziune. Curatenia necorespunzatoare necorespunzatoare a utilajelor poate conduce la coroziuni co roziuni de tip localizat. Trebuie evitata , de asemenea, aparitia unor produsi de coroziune in suspensii in lichide. Microorganismele generatoare generatoare de procese biocorozive sunt alti factori de intensificare sau aparitie a fenomenelor corozive. Factorii geometrici sunt o alta categorie care influenteazaprocesele corozive. Evitarea aparitiei unor locuri in care sa se inregistreze colectarea unor colectarea unor cantitati de lichide stagnante si aparitia unor fante sunt rezolvarii impuse proiectantului. -atmosfera industriale sunt poluante cu gaze, vapori si aerosoli purtati de curentii de aer. Din punct de vedere chimic, acesti opluanti pot fi acizi, baze, saruri sau solventi organici. Cunoasterea gradului de poluare s unei atmosfere industriale inseamna cunoasterea: cunoasterea: compozitiei chimice , a proportiei si a agresivitatii agresivitatii poluantilor.Atunci cand poluantii sunt solizi, trebuie cunoscuta marimea particulelor, forma si densitatea lor. Temperetura inregistrata in timpul exploatarii ca si umiditatea relativa trebuie bine cunoscute. 82
Inafara pagubelor materiale materiale, coroziunea are si consecinte sociale care conduc si la pagube .se pot aminti astfel consecintele referitoare la dezastre, la sanatate, degradarea esteticii esteticii instalatiei , cladirilor si a peisajului inconjuratori. Scopul si mijloace de combatere a coroziune
In combaterea coroziunii, in indusria chimica, se urmareste sa se creeze o uniformitate a suprefetei care sa apara , sa se realizeze o polarizare a cuplurilor de coroziune posibile sa apara,,sa se ascunda metalul, printr-un strat de oxizi sau un marerial oarecare avand anumite caracteristici fizico-chimice sa se diminueze agresivitatea unui anumit mediu,prin introducerea unor inhibitori sau prin modificarea procesului tehnologic si sa se diminueze dimi nueze efectele agresive ale unui anumit mediu prin modificarea unor profile sau imbinari. Se urmareste sa se mareasca durata in exploatarea exploatarea utilajelor si sase sase dimunueze riscurile riscurile de a fi impurificate semifabricatele si produsele. Posibilitatile de combarete a coroziunii pot sa fie active sau pasive Nr.
Tipul
Procedeul
2
3
Exemple
Avantaje
Dezavantaje
Crt. 1 1.
Activ (se actioneaza nemijocit asupra procesuli coroziv)
4
Alegerea unui material de costructie foarte rezistent.
5 Durata foarte mare in exploatare, imurificari excuse,opriri rare ale procesului tehnologic, cheltuieli de intretinere mici.
83
6 Investitie mare,uneori, materialul este definitar.
2.
Excluderea print-o proiectare competenta, a profilelor piedelor sau imbinarilor favorizante pentru aparitia proceselor corozive.
3.
Introducerea in mediile corozive a unor inhibitori.
Eliminarea idem aparitiei unor fante la unele imbinari.
4.
Pasiv (se Captusiri,peliculizari Captusiri introduc sau acoperiri mecanice unele metalice. prin acoperiri laminare la metalece cald sau la sau rece, nemetelice) presare, topire,etc.
5.
Depuneri electonice din solutii apoase sau topituri ale unor saruri ale metalelor.
6.
Capusiri,peliculizari sau acoperiri nemetalice.
Captuseli cu caramizi sau cu placi ceramice antiacide.
84
Ieftinirea investitiei,durata in exploatare marita.
Uneori sunt necerare faze de purificare suplimentare.
Cheltuielile aferente intretinerii inlocuirii controlului si pririi instalatiei scad.
Investitia se mareste.
Idem
Idem
Idem
Idem
Emailari 7.
Idem
Aplicabilitate limitata.
Materiale folosite pentru construcie utilajelor din industria chimica
Materilalul cel mai des utilizat in industria chimica este tabla de otel laminat . In functie de compozitia sa chimica, tabla din otel poate fi: otel carbon, otel slab aliat si otel aliat . -Tabla din otel carbon si otel slab aliat se utilizeaza utili zeaza frecvent frecvent in constructia utilajelor cu conditia ca acestea sa nu contina fluide toxice ,imflamabile , explozive sau care dezvolta coroziunea fisurata sub sarcina. - Table din otel aliat se utili utilizeaza zeaza in cazul mediilor corozive si la temperaturi ridicatei.In vederea prevenirii prevenirii coroziunii intercristaline se stabilizeaza cu tita sau niobiu. - Tablele placare consituie solutia tehnica si economica convenabila pentru rezolvarea plobremelor legate de coroziune chimica. Se utilizreaza o combinatie de otel carbon sau slab aliat si un placaj de otel anticoroziv inalt aliat. -Fonta se utilizeaza pentru constructia recipientilor care lucreaza la presiuni interioare de calcul de 0.3, 0.6 MPa si presiunii exterioanre de calcul 0.6-1.2 MPa si diamerele respectiv ≤3000 -1000 mm. -Materiale metalice neferoase utilizate in constructia recipientilor, atat ca material de baza cat si ca material de protectie sunt: cuprul, aluminiu, nichel,titan, zirconiu, niobiul, molibdenul. Aluminiu se utilizeaza la temperaturi mia mici de 2000C pentru medii puternic corozive. - Materiale nemetalice pot fi anorganice si organice.Dintre cele anorganice fac parte sticla ,gresia,portelanul. Acestea se recomanda la temperaturi inalte. Materialele nemetalice organice folosite in constructia recipientilor fac parte din categoria compusilor macromoleculare.Se pot folosi ca protectie anticoroziva in construcia recipientilor. Pentru alegerea corecta a unui otel inoxidabil i noxidabil sau oricrae alt material metalic se va tine seama de urmatoarele elemente: -proprietatile fizice , chimice si mecanice ale otelului; -conditiile de lucru (temperatura si presiune); -economicitatea realizarii produsului pentru a avea fiabilitate ridicata.
85
9.Bibliografie
1. Procese şi aparate în ingineria chimică ” , Pavlov C. ; Romankov P. ; Noskov A. ; Ediţia a VIII a , Editura Tehnică , Bucureşti 1981 2. Fenomene de transfer şi utilaje în industria chimică ” , Tudose R.Z. ; Ibănescu I. Stancu Al. ; Popovici L. ; Vitan F. ; Băcăoanu A. ; Horoba D. ; Moise A. ; Petrescu S. ; Cârstea S. Îndrumar de proiectare , Editura Institutul Politehnic, Iaşi 1980 3. Operaţii unitare în ingineria chimică” , Bratu E. ; vol.III Editura Tehnică , Bucureşti 1985 4. Automatizarea proceselor din industria chimică” , Ungureanu Şt. ; Petrilă C. ; Iaşi
86
