Embed Size (px)
Citation preview
UNIV. TEHNICA „GH. ASACHI”, IASIFAC. DE INGINERIE CHIMICA SI PROTECTIA MEDIULUISECTIA 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 alegeriiB. Schema tehnologică a instalaţiei de rectificare
3. Dimensionarea tehnologică a utilajelor3.1. Dimensionarea coloanei de rectificare
A.Alegerea tipului de coloanaB.Mateiale de constructiiC.Bilantul de materiale in rectificareD.Determinarea numărului de talere teoretice
E.Calculul inaltimii coloanei de rectificareF.Calculul diametrului coloaneiG.Calculul elementelor interioare ale coloaneiH.Dimensionarea racordurilor coloaneiI.Calculul izolaţiei termice
3.2. Dimensionarea fierbătorului din blazul coloanei
A.Alegerea tipului de fierbător şi materialelor de construcţieB.Bilant termicC.Calculul suprafeţei de transfer termic a fierbatoruluiD.Calculul diametrului schimbătorului
3.3. Dimensionarea condensatorului de la vârful coloanei de rectificare
A.Alegerea tipului de condensator şi materialelor de construcţieB.Bilanţ termic C.Calculul suprafetei de transfer termicD.Calculul inaltimii si diametrului condensatoruluiE.Dimensionarea racordurilor
3.4. Dimensionarea răcitorului pentru distilareA.Alegerea tipului de racitor şi materialelor de construcţieB.Bilanţ termic C.Calculul diametrului si inaltimii racitoruluiD.Dimensionarea racordurilor
3.5. Dimensionarea recuperatorului de căldurăA.Alegerea tipului de schimbator şi materialelor de construcţieB.Bilanţ termic
2
C.Calculul diametrului şi lungimii recuperatorului de calduraD.Dimensionarea racordurilor
3.6. Dimensionarea preîncălzitorului pentru amestecul de 1alimentare
A.Alegerea tipului de schimbator si materialelor de constructieB.Bilanţ termicC.Calculul înălţimii si diametrului schimbatoruluiD.Dimensionarea racordurilor
3.7. Dimensionarea rezervoarelor
3.8. Dimensionarea pompei pentru transportarea amestecului de alimentare
A.Alegerea tipului de pompă si materialelor de constructieB.Puterea de acţionare ; Puterea instalata
4. Consumul de materii prime auxiliare şi utilităţi
5. Aparate de măsură, control si automatizare
6. Tehnica securităţii muncii. Măsuri P.S.I. Epurarea apelor uzate şi protecţia mediului ambiant.
7. Amplasarea, montajul şi exploatarea instalaţiei
8. Probleme de coroziune
9. Bibliografie
10. Planşe desenate : Planşa 1 : Amplasarea instalaţiei de rectificare Planşa 2 : Condensator
3
1.Tema de proiectare
A.Prezentarea temei
Sa se elaboreze proiectul de inginerie tehnologica pentru o instalatie de separare a amestecurilor lichide omogene prin rectificare continua.
Se dau urmatoarele date necesare pentru proiectare : Materia prima :amestec binar de benzen-toluen; Debitul amestecului de alimentare : F =3800kg/h; Concentratia amestecului de alimentare :CF = 26,8% masice component
usor volatil; Concentratia distilatului :CD = 96,2% masice component usor volatil; Concentratia reziduului : CW = 3,8% masice component usor volatil; Temperatura amestecului de alimentare în rezervor : 20°C, Presiunea 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 mai volatili decât ultimele portiuni – cozile de distilare.
4
Rectificarea continua a amestecurilor binare
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 n-heptan-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.
5
Antrenarea cu vapori
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 partialePA , 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 lichid2. Vaporizarea la suprafata lichidului3. Transportul vaporilor la suprafata de condensare4. 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.
6
b) Marirea temperaturii lichidului (cresterea coeficientului de difuzie), adica introducerea unui flux suficient de caldura pentru a mentine temperatura 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⋅10−3⋅p⋅√MT⋅F
unde : q = fluxul de vaporizarep = 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:
; 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
10
V= L+D = D(L/D+1) = D(R+1);
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 =
LD
X F=
CF
100∗M B
CF
100∗M B
+100−CF
100∗M T
=
26 , 8100∗78
26 , 8100∗78
+100−26 , 8100∗92
=0 ,3016 Kmoli .c .u . v /Kmoili .am
XW=
CW
100∗M B
CW
100∗M B
+100−CW
100∗M T
=
3,8100∗78
3,8100∗78
+100−3,8100∗92
=0 .0445 Kmoli . c .u . v /Kmoili . am
F=D+W
F∗CF=D∗C D+W∗CW
D=F−W
F∗CF=(F−W )∗C D+W∗CW
F∗CF=F∗CD+W (CW−CD )⇒W=F∗CF−F∗CD
CW−CD
=365560−10184092 ,4
=2854 ,1125 Kg /h
F=D+W
W=2625
D=F−W=3800−2854 , 1125=945 ,8875 Kg /h F(Kg/h) F(Kmoli/h)
M F=M B∗X F+(1−X F)∗MT=78∗0 ,3016+(1−0. 3016 )∗92=
=78 , 032 Kg .am /Kmoli . am
11
F(Kmoli/h)=
F (Kg /h )M F
=380078 , 032
=48 ,70 Kmoli /h
D(Kg/h) D(Kmoli/h)
M D=M B∗X D+(1−X D)∗M T=78∗0 .9676+(1−0. 9676 )∗92=
=78 . 4536 Kg .am /Kmoli .am
D(Kmoli/h)=
D(Kg /h)M D
=945 ,887578 , 4536
=13 ,56 Kmoli/h
W(Kg/h) W(Kmoli/h)
M W=M B∗X W+(1−XW )∗M T=78∗0 . 0445+(1−0 .0445 )∗92=
=91. 377 Kg .am /Kmoli . am
W(Kmoli/h)=
W (Kg /h )M W
=2854 , 112591. 37
=35 ,14 Kmoli/h
F 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
0,268 0.3016 0.962 0.9676 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.
12
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 :
- pentru zona de epuizare :
; ;
Cifra de reflux optim( )
Linia de operare pentru zona de concentrare trece intotdeauna prin punctul 1.Cel de-
al doilea punct ce da dreapta pentru zona de concentrare poate fi obtinut prin calculul
ordonatei la origine( ).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’’ = 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 pentru costuri totale
minime.
Pentru calculul lui 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* ; c = constanta ce poate lua diverse valori 1-5 ;
= reflux minim = ; fractii molare ;
13
Pentru fiecare valoare a lui R se determina garfic numarul de talere teoretice n.
Rmin= =1,681
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 trebuie cautata in zona (II).
E. Calculul inaltimii coloanei de rectificare
Se calculeaza numarul real de talere tinand cont de eficacitatea talerului.
nr=15
ε = eficacitatea talerului- se citeste din Pavlov la pag.312 functie de produsul ε =
f(α*η) ;
HT=(nr-1)¿h+H v+H b
h-distanta dintre doua talere consecutive;se adopta intre limitele(0,4÷0,7)m⇒h=0.5mH v-inaltimea varfului coloanei de rectificare; se adopta intre limitele(0,75÷1)m⇒H v
=0,8m
14
H b-inaltimea blazului; se adopta intre limitele(1÷1,5)m⇒H b=0,9m
HT=0,6+(15-1)¿0,5+1,3=8,6 m
F.Calculul diametrului coloanei
Diametrul se calculeaza din debitul de faza continua(vaporii care circula prin coloana).
M v=π⋅DC
2
4⋅vv⇒DC=√ 4⋅M v
π⋅vv
⇒DC=√ 4∗0 ,57π∗1 .24
=0 ,77 m
<=>Dc =0,77 mvvap- viteza de circulaţie a vaporilor prin coloană
M v=D(R+1)
3600∗¿22.4¿
273∗T s273
T D=81+273=354K
T 0=273KD=¿13,56 kmoli/hR=Ropt=4,07
M v=13,56∗(4,3+1)
3600∗¿22.4¿
273+81273 =0,57 m3/s
vvap-viteza de deplasare a vaporilor din coloana;se calculeaza cu o ecuatie de forma:
vvap=C√ ρ e
ρvap
C-se citeste din Pavlov functie de inaltimea h dintre doua talere consecutive;C=0.075ρe-densitatea fazei lichide calculata la temperatura medie
T m=Tmc+T me
2.
Se calculeaza cu legea aditivitatii:
ρe=1
C A
ρA
+1−CA
ρB
C A=CD+CW
2=
97.8+122 =55 Kg/Kd amestec
15
ρA,ρB-densitatea Benzenului si Toluenului la temperatura T m
ρ vap-densitatea fazei de vapori din coloana. Aceasta depinde atat de concentratie cat si de temperatura,astfel incat ea va fi calculata:
ρ vap=ρmc+ ρme
2
ρmc , ρme-densitatea pentru zona de concentrare si zona de epuizare.Zona de concentrare:
ymc=Ropt
Ropt+1∗xmc+
X D
Ropt+1=
4,34,3+1
∗0.63+ 0.964,3+1
=0,69
xmc=X F+X D
2=
0,30+0,962
=0.63
T mc=63℃M mc=M A∗ymc+M B(1− ymc )=78¿0.69+92(1-0.69)=82.34
ρmc=
M mc
22.4∗273
273+Tmc
=
82 .3422 . 4
∗273273+63
= 2.97
Zona de epuizare:
xme=X F+XW
2=
0.30+0,04452
=0,17
ymc=Ropt+F '
Ropt+1∗xmc−
F '−1Ropt+1
∗XW=4,3+3,59
4,3+1∗0.17-
3,594,3+1
∗0.045=0.23
F’=FD= 48,7
13,56=3.59
T me=76℃M me=M A∗ yme+M B (1− yme)=78¿0.23+92(1-0.23)=88,78
ρme=
M me
22.4∗273
273+Tme
=3,1
ρ vap=ρmc+ ρme
2=
3,1+2,972 =3,035 Kg/m3
T m=Tmc+T me
2=69,5
ρ e=826 , 67 Kg/m3
vvap=C√ ρe
ρvap
=0 .075√826 ,673 , 035
=1 .24m/s
Dcol=√ 4∗0 , 45π∗1 ,26
=0 ,77m
16
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.
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 mmnt=numărul de tuburi (numărul de clopoţei).
17
Se considera ca sectiunea tuturor tuburilor de vapori de pe un taler reprezinta (10÷15)% din aria sectiunii coloanei.
At=(10÷15 )%
π∗D c2
4At=0 , 047
At=nt∗π∗d t
2
4 ⇒nt=
4∗A t
π∗d t2= 4∗0 .04
π∗(0 ,04 )2=35 ,01
Se adopta diametrul unui tub de vapori: d t=(35÷50 ) mm⇒ d t=45
mmnt-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.
π∗d t2
4=π∗d t∗h1=
π4 [dc
2−(d t+2 δ ) ]=23∗n f∗l∗z=π∗dc∗h2
δ=1mml=25z=5Din sirul de egalitati de mai sus se determina pe rand marimile:
h1 ,d c ,n f si h2
18
π∗d t2
4=π∗d t∗h1⇒h1=
d t
4=40
4=10
mmh1=10mm
π∗d t2
4= π
4 [dc2− (d t+2 δ )2]⇒dc=3364→58 mm
dc=58 mmπ∗d t
2
4=2
3∗nf∗l∗z
n f=π∗d t
2
4∗3
2∗1
l∗1
z=15 ,07 m
n f=15,07m
π∗d t2
4=π∗dc∗h2
⇒h2=d t
2
4∗ 1
dc
=(40∗40 )
4∗ 1
58=6,9 mm
h2=6,9mm he=¿30mm
ht=h2+h3+ l=6,9+30+25=61,9mm hc=h1+he=10+25+30=65mmhe -inaltimea hidraulica;se adopta intre (20÷40)mmh3 -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∗ρe =
875∗4 , 07+35003600∗789
=2,5∗10
-3m3
/s
Pd -perimetrul deversorului;se calculeaza cu relatia:Pd=π∗dd
dd -diametrul deversoruluik-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.
19
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)% din aria totala a coloanei.
Ad=( 4÷9)%=0 ,08∗
π∗(0 ,67∗0 ,67 )4
=0.03 m2
Ad=nd∗π∗dd
2
4⇒dd=√ 4∗Ad
π∗nd
Adoptam numarul de deversoare,nd =2÷3
dd=√ 4∗Ad
π∗nd
=√ 4∗0 , 03π∗2
=0 . 13m
nd=2
ρe=1
C A
ρ A
+1−C A
ρB
ρA , ρB la temperature T med
T med=T W+T F
2=109+98
2=103 . 5
C A=Cf=27
hd=ht−h3
Hd=h+hd−0 .02
Dispunerea clopoteilor si a deversoarelor pe talerDc -diametrul coloanei;Dc =11.2 cmdc -diametrul clopoteilordc =65.07 cmt-distanta dintre axele central ale celor 2 clopotei;se adopta intre (40÷
60)mm
t¿dc t=7 cme-distanta dintre axul clopotelului si marginea talerului; se adopta intre
(75÷100)mme=8 cm
20
nt -numar de tuburi sau clopoteint =98dd =15 cmSe aduc la scara toate marimile si se reprezinta.Scara 1:10
Dc =1.12 cm⇒ r=
Dc
2 =0.56dc =6.507 cmt=0.7 cme=0.8 cmnt =98dd =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=π⋅d i
2
4⋅V i⇒d i=√ 4⋅Mv1
π⋅Valignl ¿ i ¿¿¿
i=1÷8
Pentu lichide viteza de circulatie din record se admite intre limitele:(0 .5÷2 )m/s⇒
V lq=1m/s, iar viteza vaporilor din record se admite intre limitele:(15÷25)m/s⇒ vv=20 m/s.
21
Racordul 1 – reprezintă racordul de alimentare a amestecului supus separării în coloana de rectificare. Se standardizează d1
conform Stasului.Se calculează din ecuaţia debitului de alimentare, adoptând o
viteză de circulare a lichidului în racord Vl = 0,5 – 2 m/sV1= 1 m/s
i=1⇒Mv1=vlq∗
π∗d12
4⇒d1=√ 4∗Mv 1
π
Mv1=F
3600∗ρlq
=41003600∗793 .47
=0 .001435326
ρlq=1
C F
ρA
+1−C F
ρB =
10 .252795.2
+0 .748792 . 9
=793 .47
ρA , ρB se citesc la temperatura T F=98℃
ρA80
_ _ _ _815ρA
100_ _ _ _793
ρA98=
(815−793 )(98−100)80−100
+793=795 . 2Kg /m3
ρB80
_ _ _ _ 810ρB
100_ _ _ _791
ρB98=
(810−791 )(98−100 )80−100
+791=792.9 Kg /m3
d1=√ 4∗Mv 1
π=√ 4∗0 . 001435326
π=42. . 74mm⇒dstas=57×3 .6 mm
Racordul 2 – reprezintă racordul de eliminare a amestecului de vapori la vârful coloanei. Se adoptă o viteză de circulaţie a
vaporilor in racord vv = (15 – 25) m/s.vv=20 m /s
i=2⇒Mv2=
D(R+1 )3600∗ρV
ρV=MmD
22. 4∗273
273+T D
MmD=Y D∗M A+(1−Y D )∗M B
Y D=R
R+1∗X D+
XD
R+1=5.96
3.96∗0 . 9812+ 0 .9812
6 . 96=0 .9812
M A=78MB=92MmD=0 .9812∗78+(1−0 . 9812 )∗92=78. 2632
ρV=78 .263222. 4
∗273273+80 . 5
=2 . 6982 Kg /m3
22
Mv 2=D(R+1)
3600∗ρV
=986 . 41(5. 96+1)3600∗2 .6982
=0. 7067 m /s
d2=√ 4∗Mv 2
π∗20=√ 4∗0 .7067
π∗20=212 .6 mm⇒dstas=267×4 .5mm
Racordul 3 – reprezintă racordul de reintroducere a amestecului lichid în coloană.
i=3⇒Mv 3=
R∗D3600∗ρlq
ρlq=1
C D
ρA
+1−CD
ρB
= 10 . 978
814 . 45+
0. 022809 .525
=814 . 3410 Kg /m3
ρA , ρB se citesc la temperatura T D=80 .5℃
ρA80
_ _ _ _815
ρA100
_ _ _ _793
ρA
80 .5=(815−793 )(80 . 5−100 )80−100
+793=814 . 45Kg /m3
ρB80
_ _ _ _ 810
ρB100
_ _ _ _791
ρB
80 .5=(810−791 )(80 .5−100 )80−100
+791=809. 525 Kg /m3
Mv 3=
R∗D3600∗ρlq
= 5 . 96∗986 . 413600∗814 .3410
=2∗10−3
d3=√ 4∗Mv3
π=√ 4∗2∗10−3
π=50 mm⇒dstas=76 .1×4mm
Racordul 4 – reprezintă racordul de iesire pentru amestecul rezidual.
i=4⇒Mv4=
W3600∗ρlq
ρlq=1
C W
ρ A
+1−CW
ρB
= 10 .122782 .2
+0 .878782. 9
=782.81 Kg /m3
ρA , ρB se citesc la temperatura T W=109℃
ρA100
_ _ _ _793
ρA120
_ _ _ _769
ρA
109=(793−769 )(109−120 )100−120
+769=782. 2Kg /m3
ρB100
_ _ _ _ 791
23
ρB120
_ _ _ _773
ρB
109=(791−773 )(109−120 )100−120
+773=782. 9 Kg /m3
Mv 4=
W3600∗ρlq
=3113.593600∗782.81
=1 .1048∗10−3
d 4=√ 4∗Mv 4
π=√ 4∗1.1048∗10−3
π=37 .5 mm⇒d stas=44 .5×3.6 mm
Racord 5-este dimensionat ca si cum pe langa cantitatea de reziduu intreaga cantitate de vapori s-ar evacua prin acest racord.
i=5⇒Mv5=
D(R+1)+W3600∗ρlq
=986 . 41(5. 96+1)+3113. 593600∗782 .81
=3 . 5410∗10−3
0
ρlq=1
C W
ρ A
+1−CW
ρB
= 10 .122782 .2
+0 .878782.9
=782.81 Kg /m3
d5=√ 4∗Mv5
π∗20=√ 4∗3 .5410∗10−3
π∗20=15 .01 mm⇒dstas=25×3. 2mm
Racord 6-reprezinta racordul de introducere al amestecului de lichid in fierbere-vapori in blazul coloanei.
i=6⇒Mv6=
D(R+1)3600∗ρvap
ρvap=
Mmv
22.4+273
273+T W
MmD=Y D∗M A+(1−Y D )∗M B
Y W=R+F 'R+1
∗XW−F ''−1R+1
∗XW=5 .96+3 . 69
6 . 96∗0 . 0258−3 .69−1
6 . 96∗0 . 0258=0 . 0268
F’=
FD=46 . 57
12. 61=3. 69
M A=78M B=92
MmD=0 .0268∗78+(1−0. 0268 )∗92=91 .6248
ρV=78 .263222. 4
∗273273+80 . 5
=2 . 6982 Kg /m3
Mv6=D (R+1)3600∗ρV
=986 . 41(5 . 96+1 )3600∗2 .6982
=0 . 7067 m /s
d6=√ 4∗Mv6
π∗20=√ 4∗0 .7067
π∗20=212 .6 mm⇒dstas=267×4 .5mm
Racord 7-reprezinta racordul de alimentare in fierbator cu abur saturat de 6 ata.
24
2WD TT
T
CTaer 20
mm5.0mm100
mm10
1Tp
2Tp
i=7⇒Mv7=
Mmab
ρab
=0 .36343. 104
=0 .11707
ρab se citeste din Pavlov,pagina 507.coloana a IV-a
d7=√ 4∗Mv7
π∗20=√ 4∗0 .11707
π∗20=86 .3mm⇒dstas=108×4 mm
Racord 8-reprezinta racordul de eliminare a condensului din fierbator
i=8⇒Mv 8=
Mmab
ρlq
ρlq se ia la T sat
ρ150
_ _ _ _917
ρ160
_ _ _ _907
ρ158. 1=(917−907 )(158 .1−160 )150−160
+907=908 . 9Kg /m3
d8=√ 4∗Mv8
π=√ 4∗3 .9982∗10−4
π=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.
25
T
A
T
WT
DTCTaer 20
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.
K iz=1
δiz
λiz
+ 1α aer
α aer=10 W /m2∗Kλ iz=0. 040δ iz=100 mm
K iz=1
δiz
λiz
+ 1α aer
= 1
100⋅10−3
0 .040+ 1
10
=0 .38
Pe baza egalitatii fluxurilor transferate prin izolatia termica respectiv prin masa de aer se poate scrie realatia:
K iz∗ΔT med=αaer∗(Tp2−T aer )⇒Tp2=Taer+K iz∗ΔT med
α aer
=23 , 15
Δt=Tp2−T aer=23 ,15−20=3 ,15 °C
Se utilizeaza o ecuatie criteriala pentru calulul lui α aer :α aer=10
Cu valoarea din ecuatia criteriala se recalculeaza K iz si apoi se determina caldura pierduta prin suprafata coloanei.
K iz=1
δiz
λiz
+ 1α aer
= 1
100⋅10−3
0 .045+ 1
10
=0 .431
26
ΔT med=ΔT 1−ΔT 2
lnΔT 1
ΔT 2
=89−61
ln8961
=73 .2 ° C
ΔT 1=T W−T aer=109−20=89ΔT 2=T D−T aer=80 .5−20=61
A=Ab+A t+Av
Dcol=0 . 77 mHb=1 .3 m
R=Dcol
20 . 772
=0. 39
Ab=π∗Dcol∗(H b−R )+2∗π∗R2=π∗0. 77∗(1 .3−0 . 39)+2∗π∗0 . 392=3 ,16 m2
At=π∗Dcol∗H t=π∗77∗1,3=19 , 34 m2
Av=π∗Dcol∗(H v−R )+2∗π∗R2=π∗0 , 77∗(0 . 6−0 .39 )+2∗π∗0 .392=1 , 47 m2
A=Ab+A t+Av=3 , 16+19 , 34+1 , 47=11. 75 m2
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∗ΔT med⇒ A=Q s
K∗ΔTmed
Q s - fluxul termic schimbat in fierbator (W)
27
)6( ataTab
WT
T
A
T
K- coeficientul global de transfer de caldura
A- aria de transfer termic
ΔT med -forta motrice globala a tranferului de caldura
Bilantul termic pe fierbator (pe coloana) poate fi scris sub forma :
∑j=1
3
Qi , j=∑p=1
3
Qe , p
Continut caldura lichid : CpT
vapori : CpT+r
r-caldura latenta de vaporizare
B.Bilanul termic
∑j=1
3
Qi , j=∑p=1
3
Qe , p
CpD=CpA∗CD+CpB∗(1−CD )=
=0.460∗4190∗97 .8100
+0 .433∗4190∗(1−97 .8100 )=1924 .91114 J /kg∗K
CpA , CpB citite la temperatura T D =80.5
CpA =0.460 si CpB =0.435
CpW=CpA∗C D+CpB∗(1−CW )=
=0.485∗4190∗12 . 2100
+0 .450∗4190∗(1−12. 2100 )=1903 .3913 J /kg∗K
CpA , CpB citite la temperatura T W =109
CpA =0.488 si CpB =0.450
28
WT
satT
1Tp
2Tp
CpF=CpA⋅CF+CpB (1−C F )=
=0.472∗4190∗25 .2100
+0 .442∗4190∗(1−25.2100 )=1883 .6564 J /kg⋅K
CpA , CpB citite la temperatura T F =98
CpA =0.472 si CpB =0.442
r D=r A∗C D+rB∗(1−C D)
r A , r B-caldurile latente de vaporizare pentru component usor volatile si respective
greu volatile citite la T D
r A80 .5=
(408 .5−379 .2 )∗(80 . 5−100 )60−100
+379 . 2=393 . 48 J /Kg
r B80 . 5=
(388 . 8−368. 7 )∗(80 . 5−100 )60−100
+368. 7=378 . 49 J /Kg
r D=r A∗C D+rB∗(1−C D)=393480∗97 . 8
100+378490∗(1−97 . 8
100)=393150 .22 J /kg
QS=D (R+1 )∗(CpD∗T D+r D)+W∗CpW∗T W−F∗CpF∗T F−D∗R∗CpD∗T D==986 . 41∗(5 . 96+1 )∗(1924 . 91114∗80 .5+393150. 22)+3113 .59∗1903 .3913∗109−4100∗1883. 6564∗98−−986 . 41∗5 .96∗1924 . 91114⋅80 .5=761419 .6284 J /s
M mab=QS
r=761419 . 6284
2095⋅10−3=0 .3634 m3/ s
r=2095⋅103 J/kg
C. Calculul suprafetei de transfer termic a fierbatorului
- flux termic transferat in fierbator ;
K – coefiecient global de transfer de caldura;
- forta motrice globala medie.
ΔT med=T ab−T W=158. 1−95=63 . 1
29
δOL=2 mm=0.002mλOL=46.5W/Mk
K= 1
1α1
+δOL
λOL
+rdep+1α2
Pentru calcularea coeficientului global de transfer de caldura este necesara
determinarea valorilor coeficientilor de transfer de caldura de partea celor doua fluide:
.
se determina folosind ecuatiile criteriale in care temperatura determinanta
pentru calculul proprietatilor depinde si de temperatura peretilor de partea celor doua
fluide : .
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∗ΔT med=α 1∗(T sat−Tp1 )=Tp1−Tp2
δOL
λOL
+r dep
=α 2∗(Tp2−T W )
Se porneste de la valori estimative ale lui .
α 1=10000
α 2=1000
Se calculeaza coeficientul K utilizand valorile estimative pentru .
Ι iteratie :
K= 1
1α1
+δOL
λOL
+rdep+1α2
= 11
10000+
0 .00246 .5
+1
5000⋅
11 . 163
+1
1000
=760.46 W /m⋅K
30
δOL
Tp1=T sat−K∗ΔT med
α1 =158 .1−760 . 46∗49 .1
10000=154 . 36 °C
Se calculeaza coeficientul α 1 folosind o ecuatie criteriala corespunzatoare
sistemului investigat: α 1=1 .15∗4√ λ3∗ρ2∗r∗g
η∗Δt∗H
λ , ρ , η -coeficientii de conductivitate termica,densitatea si respective vascozitatea
dinamica pentru apa pentru condens pe linia de saturatie la temperatura
T sat+Tp1
2 .
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 .362
=156 . 23
λ156. 23=(68 .4−68 .3)(156 .23−160 )150−160
+68.3=0 .68337 W /m∗K
ρ156 .23=( 917−907)(156 . 23−160 )150−160
+907=910 .77 kg /m3
η156 .23=(185−174 )(155 .7−160 )150−160
+174=178 .147⋅10−6 Pa∗s
r=2095∗103 J/kg
g=9.81m/s2
Δt=T sat−Tp1=158 . 1−154 . 36=3. 74 ° C
H se adopta intre valorile 1-1.5 m
H=1.5m
α 1=1 . 15∗4√ λ3∗ρ2∗r∗g
η∗Δt∗H=1 .15⋅4√ 1 .3191398773∗829501 . 9929∗2095∗103∗9 . 81
10−6∗178 .147∗3 . 74∗1. 5=9878 . 1446 W /m2∗K
GHJ O[LOOO
T P2=T P1−K∗∆ Tmed∗( δOL
λOL
+r dep)=154.36−760.46∗49.1∗(0.00246.5
+ 15000∙ 1.163 )=146.33
ºC
31
Se calculeaza coeficientul α 2 folosind o ecuatie criteriala valabila pentru sistemul studiat:
α 2=b3∗( λ3
υ∗σ∗T fierbere
)∗∆ t2
b=0.075∗¿
ρ−
l=1
CW
ρA
+1−CW
ρB
= 10 . 122782 .2
+ 0 . 878782 . 9
=782 . 8145 kg/m3
ρA, ρB citite la T W=109 ºC
ρA109=
(793−769 )(109−120 )100−120
+769=782. 2 kg/m3
ρB109=
(791−773)(109−120)100−120
+773=782 . 9kg /m3
MmW=M A∗YmW+M B∗(1−YmW )
F '= FD=46 . 57
12. 61=3. 69
YmW=Ropt+F '
Ropt
∗XW−F '−1
Ropt+1∗XW=
5 . 96+3 . 696 .96
∗0 . 0258−3 .69−16 . 96
∗0 .0258=0.02368kmoliC .U . V
kmoli . amMA=78
MB=92
MmW=M A∗YmW+MB∗(1−YmW )=78∗0 .0236+92∗(1−0 . 0236 )=91 .66 m3 /s
ρV=MmW
22. 4∗273
273+T W
=91. 6622 . 4
∗273273+109
=2. 924 kg /m3
b=0 . 075∗[1+10∗(782 . 81452. 9246
)−2/3 ]=0. 093057
b3=0. 000805859
λam≃ λtoluen la TW=108
λ=0 .10∗1 .163=0 . 1163W /m∗K
λ2=0. 013525 W /m∗K
υ=ηρ
υ -vascozitatea cinematica a amestecului
η=ηAXw∗ηB
(1−Xw )=0 . 240 .0258∗0 .26(1−0 .0258)=0 .2594∗10−3
ηA,,ηB la temperatura TW
ρ=782.8145 kg/m3
32
υ=ηρ=0.2594∗10−3
782. 8145=3 .31⋅10−6
σ=XW∗σ A+(1−XW )∗σ B=0 . 0258∗0 .15686+(1−0 . 0258 )∗0 . 0288=0. 025539
σ-coeficientul de temperatura superficiala
σ A=σ 0−0 .146∗T W=31 . 6−0 . 146∗109=0 .015696 N /m
σ B=28 . 8∗10−3=0 .0288 N /m
T fierbere=T W+273=109+273=382 K
Δt=Tp2−T W=146 .33−109=37 . 33 ºC⇒ Δt2=1393. 5289 °C
α 2=b3∗( λ2
υ∗σ∗T f
)∗t2=8 . 05∗10−4∗( 0 . 01352563 .31⋅10−7∗0 . 0255∗382
)∗1393 .5289=4699 . 43 W /m2 K
q1=α1∗(T sat−Tp1 )=9878. 1446∗(158 . 1−154 .36 )=36944 . 2608 W /m2
q2=α2∗(Tp2−T W )=4699 . 4364∗(146 .33−109)=175429.9608 W /m2
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
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.
= 11
9878 .1446+
0 .00246 .5
+1
5000⋅
11 .163
+1
4699.4364
=1890 .3418W /m⋅K
Se recalculeaza TP1, α1, TP2, α2, q1 si q2
Tp1 '=T sat−K∗ΔT med
α1=158 . 1−1890 . 3418∗49. 1
9878 . 1446=148. 70 °C
T m=T sat+Tp1 '
2=158.1+148 .70
2=153 .40 °C
33
K= 1
1α1
+δOL
λOL
+rdep+1α2
λ , ρ , η la temperature T m
λ153. 40=(68 .4−68 .3)(153 .40−160)150−160
+68 .3=68 .336∗10−2
ρ153. 401=( 917−907)⋅(153 .40−160 )150−160
+907=913. 6 kg /m3
η153 . 40=(185−174 )⋅(153 . 40−160)150−160
+174=181. 26∗10−6
Δt=T sat−Tp1 '=158 . 1−148 . 70=9 . 4
α 1 '=1. 154√ λ3∗ρ2∗r∗g
η∗Δt∗H=1 .15⋅4√ 0 .68363∗913. 62∗2095∗103∗9. 81
181. 26∗10−6∗9 . 4∗1 . 5=7825 . 9848W /m2 K
Tp2=T P1−K∗∆ Tmed∗( δOL
λOL
+r dep)=148.70−1890.34∗49.1∗( 0.00246.5
+ 15000 ∙1.163 )=128.74℃
Δt=Tp2 '−T W=128 .74−109=19. 74
α 2 '=b3∗( λ2
υ∗σ∗T f
)∗t2=0 . 0008055859∗( 0 . 68362
3 . 31∗10−7∗0 .025539∗382)∗19 . 742=1314 . 92 W /m2 K
q1 '=α1 ' ∘(T sat−Tp1 ' )=7825. 9848∗(158 . 1−148 .70 )=73564 .2571 W /m2
q2 '=α2∗(Tp2 '−T W )=1314 . 9244∗(128 . 74−109)=25956 .6093 W /m2
Si in acest caz este posibil ca valorile fluxurilor specifice q1 si q2 sa fie diferite . Din cele 2 iteratii s-au obtinut urmatoarele valori:
I iteratie{ q1=36944 . 2608 W /m2
q2=175429 . 9608 W /m2
II-a iteratie
{q1 '=73564 . 2571W /m2
q2 '=25956 .6093W /m2
Tp1=153 .30
Tp1=147 .32
Pentru a determina valoarea reala a fluxului specific transferat se reprezinta grafic q1 si q2 functie de Tp1
qreal=64000
Aria de transfer termic este data de : A=
Qs
qreal
=774847 . 6564000
=12. 1069 m2
D.Calculul diametrului fierbatorului
34
Trebuie mai intai determinat numarul de tevi a fierbatorului din aria
determinata anterior:
A=n∗π∗d∗H⇒n= Aπ∗d∗H
= 1 ,0253. 14∗0 . 023∗1. 2
=11 , 83
n=11
dext=25 mm
t=1 .2∗dext+2e=1 .2∗25+2∗15=60e=15mm
t-pasul dintre doua tevi consecutive
D=(ndiag−1)∗t+dext+2 e=(11−1)∗60=60 m
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.
35
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).
B.Bilanţ termic pe condensator
∑Qi=∑Qe
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 Cpa se calculeaza la Tmed .
T med=T 2 f+T 2i
2=35+20
2=27 .5℃
Qs=D (R+1 )∗r D=506335,422W
36
r D=r A∗XD+(1−XD )∗r B
r D=519850 J /Kg
Mma=Qs
C pa∗(T 2 f−T 2i)= 506335.422
4,1825∗103∗15=8,07 Kg /s
Cpa27,5=
(4,18−4,19)30−20
=(4,18−Cpa
❑)30−27,5
=4,1825∗103 J /KgK
Calculul numarului de tevi Se adopta un Reynolds pentru apa care circula prin tevi corespunzator
regimului laminar(R < 2300 ; 1000 – 2000).Re=1500
Mma=ρa∗va (n−π∗d2
4 )⇒n=4∗Mma
ρa∗va∗π∗d2
Rea=
ρa∗va∗d
ηa
V a=Rea∗ηa
ρa∗d=1600∗853∗10−6
996,5∗0,021=0,065 m / s
ρa27,5=¿
ηa27,5=
(804−1000)30−20
=(804−ηa
❑)30−27,5
=853 ∙10−6 Pa
n=4∗M ma
ρa∗v a∗π∗d2⇒n= 4∗10 .97
996 , 5∗0 ,065∗π∗0 ,0212=488 . 9⇒nstas=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
ρa∗nstas∗π∗d2= 4∗10 .97
996 ,5∗547∗π∗0 , 0212=0 .058 m / s
Rea=ρa∗va∗d
ηa
=996 ,5∗0 . 058∗0 , 021853∗10−6
=1422 . 9 ~1400
C.Calculul suprafetei de transfer termic
A=Qs
K∗ΔT med
ΔT med=ΔT 1−ΔT 2
lnΔT 1
ΔT 2
37
ΔT 1=T D−T 2i=81−20=610 C
ΔT 2=T D−T 2f=81−35=46 0 C
ΔT med=61−46
ln6146
=53 , 5 0 C
K=1
1α1
+δOL
λOL
+rdep+1α2
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:
Iteratie I
Se adopta valori pentru 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
α 1=2700W/m2Kα 2=600W/ m2KSe calculeaza coeficeintul global de transfer termic K cu valorile α 1 si α 2 alese:
38
K=112700
+0 . 00246 .5
+6 , 14∗10−4+1600
=371 .18 W /m2
Tp1=T D−K∗ΔT med
α 1
=81−371 ,18∗53 ,52700
=73 , 65 0 C
Se calculeaza α 1 utilizand o ecuatie criteriala corespunzatoare sistemului
vapori –lichide organice in condensare :
α 1=3 ,78∗λ∗3√ ρ2⋅d⋅nη⋅M
ρ=1CD
ρA
+1−CD
ρB
;
ρA , ρB citite la temperatura
T med
:
T med=T D+Tp1
2=80 .5+72. 10
2=76 .15 0 C
ρA76 ,15=
(836−815)(76 . 15−80)60−80
+815=818 . 675 Kg /m3
ρB76 ,15=
(829−810)(76 . 15−80 )60−80
+810=813 . 65 Kg /m3
ρ=10 .978818 .675
+0 , 022813 .65
=818 . 5639 Kg /m3
η=ηA
X D⋅ηB
1−X D=0 . 340 . 9812¿0 ,341−0 .9812=0 ,34⋅10−3 Pa∗s
λ=λB⇒ λB76 , 15=0 ,113∗1 , 163=0 ,1314 W /m⋅K
M=D(R+1 )=986 . 41∗6 . 963600
=1. 9070 Kg /m3
M-debit masic de vapori care condenseazad-diametrul exterior al tevilor=25¿10-3 m n-numarul de tevi luat din stas=379 tevi
α 1=3. 78∗0 ,. 1314∗3√818 .56392⋅0 , 025⋅721
0 .34∗10−3∗1 .9070=1316 . 8417 W /m2 K
Se calculeaza temperatura peretelui de partea fluidului 2:
T P 2=Tp1−KΔT med∗(δOL
λOL
+rdep )=72 , 10−(316 .7376∗¿53 )∗( 0 , 00246 , 5
+ 11400∗1 .163
)=61. 06 0 C
Se calculeaza folosind o ecuatie criteriala corespunzatoare sistemului studiat : apa in regimul laminarce curge prin conducte.
39
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
.
Gr=ρ2∗g∗l3∗β∗Δt
η2
β – coeficient de dilatare termica(tabelat in Pavlov pentru apa) ;
ρ,η – pentru apa la temperatura T 2med=
Tp2+T 2
2
∆ t -diferenta de temperatura ce genereaza convectia libera
T 2 med=Tp2+T 2
2=61.06+27.5
2=44.28℃
Δt=Tp2−T 2=61 , 06−27 ,5=33 .56 ° C
ρa44 ,28=
(992−988 )( 44 . 28−50 )40−50
+988=990 , 288 Kg /m3
ηa4. 285=
(657−549 )(44 . 28−50 )40−50
+549=610 .773⋅10−3 Pa/s
β44 , 5=(39−46 )( 44 .28−50 )40−50
+46=41 . 996⋅10−5 K
Gr=990 ,2882∗9. 81∗(21⋅10−3)3∗41. 996∗10−5∗33 . 56
(610 .776∗10−6 )2=3366013. 681
Nu=1,4∗(Re∗dL )
0,4
∗Pr0 ,33¿ (PrPr p)
0 ,25
d=21∗10−3m
L=Q s
K∗ΔT med ¿nstas¿π∗dm
=820383 .7042316 ,7377∗53∗721∗π∗0 , 023
=0 .9385 m
dm=21∗10−3 m
Pr 44 . 28=( 4 .31−3.54 )(44 .28−50)40−50
+3. 54=3 .9804
Pr P=(2 . 98−2 . 55)(61 . 06−70 )60−70
+2 .55=2 .9344
Nu=1 .4∗(1289. 7779∗0 , 0210 .9385 )
0,4
∗3 .98040 , 33⋅(3 . 98042 . 9344 )
0 ,25
=9 . 148027
4∗Re∗Nu=4∗1289 .7779∗9 .148027=47195 .699Gr>4∗Re∗Nu
40
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 ℜ∗Pr∗d
L .
Re∗Pr∗dL=1289 .7779∗3 . 98044∗ 0 ,021
0 . 9385=114 . 87 g⃗rafic Nu=10
Nu=α2∗d
λ⇒α 2=
Nu∗λd
λ44 .28=(63 . 4−64 .8 )(44 .28−50)40−50
+64 . 8=63 . 9992⋅10−2
α 2=10∗63 . 9992∗10−2
0 , 021=304 . 7580
Se calculeaza fluxurile specifice de transfer :
q1=α1 (T D−Tp1)=1316 .841753∗(80.5−72.10)=11061. 4707W /m2 K
q2=α2 (Tp2−T 2 )=304 .758095∗(61 .06−27 . 5)=10227 .6816W /m2 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.
K '=1
1α1
+δOL
λOL
+rdep+1α2
=111316 . 84
+0 .00246 . 5
+11400∗1 .163
+1304 . 75
=212. 8624 W /m2
Tp1 '=T D−K '∗ΔTmed
α 1
=80 . 5−212 . 8624⋅531316 . 8417
=71 .93 0 C
α 1=3. 78∗λ∗3√ ρ2∗d∗n
η∗M
ρ= 1CD
ρ A
+1−CD
ρB
; ρA si ρB
citite la temperatura :
41
β se citeste la Δt=Tp2 '−T 2=64 . 51−27 . 5=37 . 01
β37 . 01=(30−39 )(37 .01−40 )30−40
+39=36 .309
ρ , η se calculeaza la T med=
Tp2 '+T2
2=64 .51+27 .5
2=46 .005
ρ46 .005=(992−988)( 46 .005−50 )40−50
+988=989 .598
η46 .005=(657−549)( 46 .005−50 )40−50
+549=592.146∗10−6
Gr=989 .5982∗9 . 81∗(21∗10−3 )2∗36 . 309∗10−5∗37 . 01
(592. 146∗10−6 )2=3 .40∗10−6
Re=1289. 7779
A=Q S
K '∗ΔT med
⇒L=QS
K '∗ΔT med∗nstas∗π∗dm
=820383 . 7042212 . 8624∗53∗721∗π∗23∗10−3
=1 .3965 m
Pr 46 ,005=(4 , 31⋅3 ,54 )(46 . 005−50 )40−50
+3 . 54=3. 84
Pr p se citeste la Tp2 '=64 . 51° C
42
T=T D+Tp1 '
2=80 .5+71 . 93
2=76 .21 0 C
ρA76 .21=
(836−815 )(76 . 21−80 )60−80
+815=818 .97 Kg /m3
ρB76 .21=
(829−810 )(76 .21−80 )60−80
+810=813.60 Kg/m3
ρ=10 .978818 .97
+0 .022813 . 65
=818 .86 Kg /m3
α 1 '=3. 78∗0 .1314∗3√818 . 862∗0 . 025∗721
0 . 34∗10−3∗1 .9070=1317 . 1409W /m2∗K
Tp2 '=Tp1' '−K ''∗ΔT med∗(
δOL
λOL
+rdep )=71. 9328−212.8624∗(0 . 00246 . 5
+11400∗1 . 163 )=64 . 51 0 C
Gr=ρ2∗g∗l3∗β∗Δtη2
Pr p=(2 . 98−2 . 55)(64 .51−70 )60−70
+2. 55=2 . 78
Nu=1 .4∗(Re∗dL)0. 4∗Pr0. 33∗(Pr
Pr p
)0 . 25=1 . 4∗(1289 .7779∗21∗10−3
1 .3965)0 . 4∗3 .840 .33∗( 3 .84
2 .78)0. 25=7 . 7511
4∗Re∗Nu=4∗1289 .7779∗7 . 7511=39989 .2670
Gr >4∗Re∗Nu⇒curgere libera importanta
Nu= f (Re∗Pr∗ dL)⇒ Nu=f (74 .62 )=9 . 5
Re∗Pr∗dL=1289 .7779∗3 . 847615∗21∗10−3
1 . 3965=74 . 6251
Nu=α 2
'∗d
λa
⇒α2'=
Nu∗λa
d=9.5∗64 .7496∗10−2
0 .021=292 .9148
λa se calculeaza la T med=46 . 005
λa46 .005=
(63 .4−64 .8 )(46 . 005−50 )40−50
+64 .8=64 .24
q1 '=α1' (T D−Tp1 ' )=1317 .1409 (80.5−71. 93 )=11287. 8982W /m2∗K
q2 '=α2' (Tp2 '−T2 )=292 . 9148(64 .51−27 .5)=10840.7788W /m2∗K
Se reprezintă grafic valorile q1 şi q2 obţinute din cele 2 iteraţii(anexa),de unde se citeste valoarea fluxului specific real.
qreal =11575Se calculeaza suprafata ariei de transfer termic:
A= Qsqreal
=820383 . 704211575
=70 . 8754 m2
D.Calculul inaltimii si diametrelor condensatorului
Calculul inaltimii
A=n∗π∗d∗L⇒L=An∗π∗d
=70. 8754
721∗π∗23∗10−3=1 ,36 m
H cond=L+2∗H capac=L+2∗D cond
4=1. 3611+2∗1. 032
4=1. 87 m
H capac=Dcond
4=1. 032
4=0 , 258 m
Calculul diametrului schimbatorului de calduraDcond=( nd−1)∗t+dext+2 e=(31−1 )∗0 ,0325+0 ,025+2⋅0 , 016=1. 032 mt=pasul dintre 2 tevi consecutive ;se adopta ca fiind( 1,2÷1,5)∙ dext
t=1,4∙dext=1,4∙0,025=0,0325 mdext=0,025m
43
e = (0.015 ÷ 0.020) me=0,016m
E. Dimensionarea racordurilor
Diametrul racordurilor se stabileste din debitul de lichid care circula prin racord.
M vi=v∗π∗d i
2
4⇒d i=√ 4∗M vi
π∗vM vi =debit volumetric[m3/s]ϑ=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=
D(R+1)3600∗ρV
ρV=MmD
22. 4∗273
273+T D
MmD=Y D∗M A+(1−Y D )∗M B
Y D=R
R+1∗X D+
XD
R+1=5.96
3.96∗0 .9812+ 0 .9812
6 .96=0 .9812
M A=78M B=92
MmD=0 .9812∗78+(1−0 . 9812 )∗92=78. 2632
ρV=78 .263222. 4
∗273273+80 . 5
=2 . 6982 Kg /m3
Mv1=D(R+1 )
3600∗ρV
=986 . 41(5 . 96+1)3600∗2 . 6982
=0 .7067 m / s
d1=√ 4∗Mv2
π∗20=√ 4∗0 .7067
π∗20=212 .6 mm⇒dstas=267×4 .5mm
Racord 2 – racord de eliminare a condensului din condensator:diametrul racordului este egal cu diametrul racordului de evacuare a amestecului condensat.
i=2⇒Mv2=
R∗D3600∗ρlq
ρlq=1
C D
ρA
+1−CD
ρB
= 10 . 978
814 . 45+
0. 022809 .525
=814 . 3410 Kg /m3
44
ρA , ρB se citesc la temperatura T D=80 .5℃
ρA
80 .5=(815−793 )(80 . 5−100 )80−100
+793=814 . 45Kg /m3
ρB
80 .5=(810−791 )(80 .5−100 )80−100
+791=809. 525 Kg /m3
Mv 2=
R∗D3600∗ρlq
= 5. 96∗986 . 413600∗814 . 3410
=2∗10−3
d2=√ 4∗Mv2
π=√ 4∗2∗10−3
π=50 mm⇒dstas=76 .1×4 mm
Racord 3 – racord de alimentare a apei în condensator i=3 , v a=0,8 m /s
M ma
ρa
=va⋅π⋅d
32
4⇒d3=√4⋅M am
ρa⋅va⋅π=√4⋅9,3
996 ,5⋅0,5⋅π=0 ,121 m=121 mm⇒d stas=127×4mm
ρa27 ,5=
(998−996)(27 , 5−30)20−30
+996=996 ,5 Kg /m3
Racord 4 – racord de ieşire a apei din condensator.i=4 , va=0,8 m / s
M ma
ρa
=va⋅π⋅d
42
4⇒d4=√4⋅M am
ρa⋅va⋅π=√4⋅9,3
996 ,5⋅0,5⋅π=0 ,121 m=121 mm⇒d stas=127×4 mm
ρa27 ,5=
(998−996)(27 , 5−30)20−30
+996=996 ,5 Kg /m3
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.
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.
45
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∗CpD∗T D+Mma∗Cpa∗T2 i=D∗CpD∗T 1 f+Mma∗Cpa∗T 2f
Q s=M ma∗Cpa∗(T 2 f−T 2i )=D∗CpD∗(T D−T 1 f )
Mma=Q s
Cpa∗(T2 f−T 2i )
Cpa se citeste la
T2 i+T 2f
2=25 ° C
Q s=D∗CpD∗(T D−T 1 f )
CpD=CpA∗X D+CpB∗(1−X D) ,Cp A siCpB la :T med=T D+T1 f
2=80. 5+25
2=52 .75 °C
CpA52 .75=0 . 43∗4 . 19∗103=1801 .7 J /KgK
CpB52 .75=0 . 418∗4 . 19∗103=1751 . 42 J /KgK
CpD=1801 .7∗0 . 9812+1751 . 42∗(1−0 . 9812)=1800 . 75 J /KgK
Q s=986. 413600
∗1800 . 75∗(80 .5−25)=27384 . 35W
Cpa25=( 4 .19−4 .18 )(25−30 )20−30
+4 .18=4 .185∗103 J /KgK
M ma=27384 .35
4 . 185∗103∗10=0 ,6543 Kg /h
46
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.
Rea=ρa∗va∗d
ηa
⇒ v a∗d=Rea∗ηa
ρa ;
ρ , η citite la
T=T2 i+T 2f
2=25 ° C
Rea=11000
ηa25=(1000−804 )(25−30 )20−30
+804=902∗10−6 Pa⋅s
ρa25=(998−996 )(25−30 )20−30
+996=997 Kg /m3
M ma=ρa∗va∗π∗d int
2
4⇒d int=
4∗M ma
Re∗π∗ηa
d int=4∗0 , 6543π∗11000∗902∗10−6
=0 ,0840m=84mm⇒d stas=108×4 .5 mm
va=Rea∗ηa
ρa∗d=11000∗902∗10−6
0 . 0840∗997=0 . 11m /s
Se recalculeaza valoarea criteriului Re:
Re=4∗M ma
ηa∗π∗dstas
⇒Re= 4∗0 .6543∗103
902∗10−6∗π∗99=9333. 9513
2) Calculul tevii exterioare
Se adoptă criteriul lui Reynolds în domeniu de valori intermediar :2300 < Re <4000ℜ=3000
47
ReD=ρD∗v∗(Di−de)
ηD
⇒ v∗(Di−de )=ReD∗ηD
ρD
dech=4∗AP
=4∗
π4∗(Di
2−de
2)π∗(Di+de )
=Di−de=0 .149−0 .108=0 . 041m
ηA53=0. 46∗10−3 Pa∗s
ηB53=0. 44∗10−3 Pa∗s
ηD=(0 .45∗10−3 )0. 9812∗(0. 44∗10−3 )1−0 . 9812=0 . 4596∗10−3 Pa∗s
ρD=754 .765 Kg /m3
D= ρD∗vD∗π4∗(Di2
−de2)⇒D=π
4∗(Di+de )∗ReD∗ηD⇒Di+de=
4∗Dπ∗ReD∗η D
⇒
Di=4∗Dπ⋅¿Re∗η
−de=4∗3600∗986 .41∗103
3600∗π∗0. 4596∗10−3−0 .108=0 .145 m=145 mm⇒Di stas=159×5 mm
Se recalculeaza Re cu Di stas :
Re= 4∗Dπ∗ηD∗(Di+de )
= 4∗986 . 41π∗0 . 4596∗(0 .149+0 .108 )∗3600
=18523 . 43
Calculul ariei de transfer termic
A=Qs
K∗ΔT med
ΔT med=ΔT 1−ΔT 2
lnΔT 1
ΔT 2
ΔT 1=T D−T 2f=80. 5−30=50 . 50 C
ΔT 2=T 1 f−T2 i=25−20=5 0 C
ΔT med=50 .5−5
ln50 . 55
=19 .67 0 C
K=1
1α1
+δOL
λOL
+rdep+1α2
Se adopta α 1 si α 2 astfel:
- pentru hidrocarburile lichide valorile pentru α 1 =( 500 ÷ 2000) W/m2K
- pentru apă în convenţie forţată : α 2 = (1500 ÷ 16000 )W/m2K
48
α 1=1000 W /m2 K
α 2=4000 W /m2 K
K=111000
+0 .02146 .5
+11300∗1 .163
+15000∗1.163
+14000
=470 .27W /m2
A=Qs
K∗ΔT med
=27384 .35470 .27⋅19 .67
=2.96 m2
A=π∗dm∗l∗n⇒n=Aπ∗dm∗l
n=2.96π∗23∗10−3∗3
=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=1 m /s
d1=d2=√ 4∗Dρ∗V l∗π
=√ 4∗100003600∗754 . 765∗π
=0 , 021 m=21 mm⇒d stas=30×3 . 2
mm
ρ52 .75= 1
cD
ρA
+(1−cD )
ρB
= 10 . 978
752.975+(1−0.22 )843. 972
=754 .76 Kg /m3
Racordul 2) racordul de intrare a apei este egal cu racordul de ieşire a acesteia.
d3=d 4=√ 4∗M ma
ρ25∗V D¿ π=√ 4∗13 .07
997∗1∗π=0 .1292m=129 .2 mm⇒dstas=159×5 mm
ρ25=997 Kg /m3
v=1 m /s
3.5Dimensionarea recuperatorului de căldură
A.Alegerea tipului de schimbator şi materialelor de construcţie
49
Recuperatorul decaldura serveste laracirea produsului din blazul coloanei , caldura fiind 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
QS=W∗Cpw∗(Tw−Twf )=F∗Cpf∗(Tf f−Tf i )
Tf f=Tf i+W∗Cpw∗(Tw−Tw f )
F∗Cpf
Cpw=CpA∗Xw+CpB∗(1−Xw )=0.442∗4190∗0 .0258+0 .425∗4190 (1−0. 0258 )=1782. .5877 J /Kg∗K
CpA , CpB calculate la T med=
Tw+Tw f
2=109+30
2=69 . 5 °C
CpA=0 .442∗4190 J /Kg∗KCpB=0 . 425∗4190J /Kg∗K
Cpf=CpA∗XF+CpB∗(1−X F )=0.4∗4190∗0 .2843+0. 398∗4190∗(1−0 . 2843 )=1670 .002434 J /Kg∗KCpA , CpB calculate la 25℃CpA=0 . 4∗4190 J /Kg∗KCpB=0 .398∗4190 J /Kg∗K
℃
T med=20+84 . 03
2=52. 015
CpA=0 . 43∗4190 J /Kg∗K
50
W∗Cpw∗T W+F∗Cp f∗Tf i=W∗Cpw∗Twf +F∗Cpf∗Tf i
Tf f=Tf i+W∗Cpw∗(Tw−Tw f )
F∗Cpf
=20+3113. 59∗1782. 5877∗(109−30 )4100∗1670 . 0024
=84 . 03 °C
CpB=0 . 417∗4190 J /Kg∗K
Cpf=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∗ΔTmed
ΔT 1=T W−T Ff=109−80.66=28 .34
ΔT 2=T W f−T F I
=30−20=10
ΔT 1 >ΔTalignl ¿ 2 ¿¿ ¿
QS=W∗Cpw∗(T W−TW f )=3113 .593600
∗1782 .5877∗(109−30 )=121797 . 0972J /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 /m2∗K
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=QS
K∗ΔTmed
A=121797 .0972200∗13 . 64
=44 .64 m2
ASTAS=54
l=2 . 5m
51
ΔT med=ΔT 1−ΔT 2
lnΔT 1
ΔT 2
=28 .34−10
ln28 .3410
=13 .64
n=283 D=600mm=0.6m
L=l+2∗lcapac=l+2∗D4=2 . 5+2∗0 . 6
4=2 .8 m
lcapac=
D4
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. 6 mm2. 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.
52
Se alege un schimbator de caldura multitubular construit din otel.
B.Bilanţ termic
Din ecuatia de bilant termic se determina fluxul termic schimbat in preincalzitor precum si debitul de abur saturat necesar.
Qp− pierderi de flux termic spre mediul ambiant (2-5%)*Qs¿¿ ced ¿¿¿¿
Qsced=Mmab∗r=F∗Cp f∗(T F−T Ff )+(2÷5% )∗Qsced
Qsced=F∗Cp f∗(T F−T Ff )1− (2÷5 % )∗Qs ced
=4100∗1762. 7158∗(98−80 . 66 )3600∗(1−0.03 )
=35887 .3191 J / s
Mmab=Qsced
r=35887 . 3191
2 .095∗103=17. 12 m3/ s
Calculul ariei de transfer termic
A=Qs¿K∗ΔT med ¿
¿¿
53
F∗Cpf∗T Ff+Mmab (Cpa∗T sat+r )=F∗Cpf∗T F+Mmab∗Cpa∗T sat+Qp
ΔT 1=T sat−T Ff=158 .1−80 . 66=77. 44
ΔT 2=T sat−T F=158. 1−98=60 . 1
ΔT med=ΔT 1−ΔT 2
ln( ΔT 1
ΔT 2)=77 .44−60 . 1
ln77 . 4460.1
=68. 40
Pentru K in cazul unui sistem(vapori in condens-lichid organic),literature indica
valori intre (120÷340)W /m2∗KASTAS≥Ad=25×2mm
A=35887 .3191200∗68. 40
=2. 6233m2
ASTAS=4l=4000m=4mn=13D=150mm=0.15mScoatem lungimea ,numarul de tevi ,diametrul mantalei si calculam lungimea totala:
L=l+2∗lcapac=4+2∗0 .15
4=4 . 075 m
lcapac=D4
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.d1=d4=42 .74⇒dSTAS=57×3 . 6mm
2.Racord de alimentare cu abur saturat.
Mmab=ρab
T sat∗v∗π∗dab
4
dab=√ 4∗Mmab
ρab
T sat }∗v∗π=√ 4∗17. 129985
908.9∗13∗3.14=0 . 04297∗103=42 . 97 m⇒dstas=57×3 .6 mm ¿
54
3.Racord de eliminare a condensului.
dcond=√ 4∗Mmab
ρab
T sat∗v∗π=√ 4∗17 .129985
908 . 9∗1. 8∗π=0 . 11549∗103=115. 49 m⇒dSTAS=133×5 mm
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=48 h
1 .. Mvf=FρF=4100
867 .004529=4 .7289 m2 /s
ρF=1
CF
ρA
+1−C F
ρB
= 10 .252870
+0.748866
=867 . 0045 Kg /m3
ρA , ρB citite la 20℃
ρA=870
ρB=866V F=MV∗t=4 . 728925∗48=226 . 9884 m /s
Se utilizeaza rezervoare de 50m3
.Numarul de rezervoare utilizat pentru amestecul de alimentare se calculeaza astfel:
nF=
V F
V 1
=MvF∗t
V 1
=226 .988450
=4 . 53≈5
2.Rezervor pentru depozitarea distilatului
MV D
= DρD
=986 .41869 .9116
=1 .1339 m3 ¿ s
ρD=1
CD
ρA
+1−C D
ρB
= 10 .978870
+0 . 022866
=869 . 9116 Kg /m3
ρA , ρB citite la 20℃
ρA=870
ρB=866
55
V D=MV D
∗t=1 .133919∗48=54 . 4281m /s
nD=
V D
V 1=54 . 4281
50=1 . 088≈2
3.Rezervoare pentru reziduu
M V W
=WρW
=3113. 59866 . 4860
=3 . 5933 m3 ¿ s
ρW=1
CW
ρ A
+1−CW
ρB
= 10 .122870
+0 .878866
=866 . 4860 Kg /m3
V W=M V W
∗t =3 .5933∗48=172. 4809m/ s
nW=
V W
V 1
=172. 480950
=3 . 44≈4
Dimensionarea rezervorului de 50 m3
V 1=50 m3
V 1=
π∗D2
4∗H
HD=2÷3
H=2 D
V 1=
π∗D 3
2
D=3√ 2∗V 1
π=3√ 2∗50
3 .14=3 .1697
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
56
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.
ΔP total=ΔPcinetic+ΔPstatic+ΔPgeometric+ΔPpierderi
=234 .1703+0+74969 .6448+7324 .7572
ΔPcinetic=
ρm∗vm2
2=821. 7382398∗0. 5699
2=234 . 1703
ρm -densitatea medie a amestecului de alimentare pe traseul de transport;vm -viteza medie a amestecului de alimentare pe traseul de transport;
ρm=∑i=1
5
ρi
5=
=867 .0045+838. 3364+807 .2746+800 .3767+793 . 47835
=821.2941Kg /m3
vm=
v1+v3+v5
30 .515039+0 . 5531+0 .562764
3=0 . 543634 m /s
ΔPstatic=P2−P1=P0−P0=0
ΔPgeometric=ρm∗g∗ΔH =821. 2941∗9. 81∗(1.3∗8. 28 )=86724 .41908
ΔH=(1÷1. 5 )m+Hblaz+( nepuizare
ε−1)∗h=1 .3+1.3+(43 .33
0 .3−1)∗0 .5=8 .28
ΔP pierderi=ΔP p1
+ΔPp2+ΔP p3
+ΔPp 4+ΔPp5=
=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
ΔP P1
=λ∗Ld∗
ρ1 ¿v1
2+∑ ξ∗
ρ1 ¿v12
2
ρ1=1
CF
ρA
+1−CF
ρB
= 10 . 250870
+0 .748866
=867 .0045 Kg /m3
ρA , ρB−calculate la 20℃
ρA=870
ρB=866d-diametrul conductei de transport egal cu diametrul pentru amestecul de alimentare in receptorul de caldura
57
Fρ1∗3600
=v1∗π∗d1
4
2
Re=
ρ1∗v1∗d
η1=867 .0445394∗0. 515039∗0 .057
6 .26879723∗10−4=40602.4383
η1=η
AX F∗η
B1−X
F=(0 .7∗10−3 )0 .2843∗(0 .6∗10−3 )1−0. 2843
=6 .26879723∗10−3 cPηA , ηB - se citesc din Pavlov din diagram lui Moody la temperature de 20℃
ηA=0 . 7∗10−3
ηB=0 . 6∗10−3
Calculam raportul
de si dupa determinarea acestuia se citeste din diagrama λ =f
(Re,de )
L –reprezinta lungimea traseului si se citeste din plansa executata la scara;
∑ ξi− reprezinta suma coeficientilor rezistentelor locale de pe traseul mentionat;
de=57
0 . 67=85 . 07
λ=0 .039
L=8+13+16+7.5=44.5mm=4.45*70=311.5cm=3.11m
∑ ξi=2∗2+2∗8+2∗0 . 5+2∗1=23
ΔP P1=λ∗L
d∗
ρ1 ¿v1
2+∑ ξ∗
ρ1 ¿v12
2
=0. 0394∗ 3 . 110 . 057
∗867 . 0045294∗(0 . 515039 )2
2+23∗
867 . 0045294∗(0 . 515039 )2
2=2889 .533321
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=1z-reprezinta numarul de mersuri ale recuperatorului de caldura si este egal cu 1
ΔP p
2= λ∗
z∗Ldech
∗ρ2∗v
22
2+∑ ξ i∗
ρ2∗v22
2
L=ntevi∗l=283∗2 .5=707 . 5
ρ= 1CF
ρA
+1−CF
ρB
= 10 .252
844 .7835+
0 .748836 .1865
=838 .3364105 Kg /m3
ρA , ρB se calculeaza la
T F+T F f
2=20+82. 68
2=51. 34
ρ52 .015=
(858−836 ) (52. 015−60 )40−60
+836=844 .7835 Kg /m3
ρb
52 .015=(847−829 ) (52.015−60 )40−60
+829=836.1865 Kg/m3
58
F3600∗ρ2
=v2∗π4∗(Di
2−n∗de2)
Re=ρ2∗v2∗dech
η2
=838 . 3364105∗9. 450302∗10−3∗0 . 02384 . 2831∗10−4
=201. 3000337
dech=
Di2−n∗de
2
Di+n∗de
=0 .62−283∗(0 .025 )2
0 .6+283∗0.025=0 .0238599
η2=η A
X F∗ηB
1−X F=(0. 45∗10−3 )0 .2843¿ (0 .42∗10−3 )1−0 .2843
=4 .2831∗10−4 cP
ηA=0 . 45∗10−3
ηB=0 . 42∗10−3
λ=64
Re=64
201 . 300337=0 .317932
∑ ξ− reprezinta suma rezistentelor locale pe recuperator:intrare in spatiul intertubular si iesire din spatiul intertubular.
∑ ξi=0 .5∗1+1∗1=1 .5
ΔP p2= λ∗
z∗Ldech
∗ρ2∗v
22
2+∑ ξ i∗
ρ2∗v22
2=
=0.317932∗1∗707. 50 . 02385
∗838. 3364105∗(9 .450302∗10−3)2
2+1 .5∗
838 .3364105∗(9.450302∗10−3 )2
2=353 .838
3.Caderi de presiune pe traseul de conducta dintre recuperatorul de caldura si incalzitor
ΔP P3
=λ∗Ld∗
ρ3 ¿v32
2+∑ ξi ¿
ρ3¿ v32
2L se masoara in schita L=12.5cm*70=875cm=8.75m d=0.057m Z=1d=diametrul de intrare in preincalzitor
ρ3=1
C F
ρ A
+1−CF
ρB
= 10.252
810 .567+
0. 748806 . 1715
=807 . 27462 Kg /m3
ρA , ρB respectiv ηA , ηB se calculeza la
T FF+T F
2 =T med=84 .03° C
ρA
84 .03=(815−793 ) (84 .03−100 )80−100
+793=810 .567 Kg /m3
ρB84 .03=
(810−791 ) (84 . 03−100 )80−100
+791=806 . 1715 Kg /m3
F3600∗ρ3
=v3∗π∗d2
4
v3=
4∗F3600∗π∗d2
= 4∗4100
3600∗807 . 2746∗π∗(0. 057 )2=0. 5531 m /s
η3=η A
X F∗ηB
1−X F=(0 .31∗10−3 )0 . 2843¿ (0 .32∗10−3 )1−0 .2843
=3.1712∗10−4 cP
59
ηA=0 . 31∗10−3
ηB=0 . 32∗10−3
Se calculeaza raportul
de si se citeste λ din Pavlov functie de f
(Re,de )
de=57
0 . 67=85 . 07
λ=0 .0395
∑ ξi=1∗0. 5+1∗1+1∗8=9 .5
ΔP P3=λ∗L
d∗
ρ3 ¿v32
2+∑ ξi ¿
ρ3¿ v32
2
=0. 0395∗0. 8750. 057
∗807 .2746∗(0 . 5531 )2
2+9. 5∗
807 .2746∗(0 . 5531 )2
2=1247 . 9390
4.Calculul caderii de presiune in incalzitor
ΔP p4
= λ∗z∗Ld∗
ρ4¿ v42
2+∑ ξi ¿
ρ4 ¿v4 2
2
Z=1
L=n*l=13∗2.5=32. 5
d=25×2mm
ρ4=1
CF
ρA
+1−CF
ρB
= 10 .252
802 .8835+
0.748799 .5357
=800 .3767 Kg /m3
ρA , ρB -se calculeaza la T=
T Ff+T F
2=91 . 015° C
F3600∗ρ4
=v4∗n∗π∗d
int2
2
v4=
4∗F
3600∗ρ4∗n∗π∗d2 =4∗4100
3600∗800 .376749∗π∗13∗(0. 025 )2=0. 223097
Re=ρ4∗v4∗d
η4
=800 . 376749∗0 .223097∗0 .0252 .8712∗10−4
=15547 .65007
η3=η A
X F∗ηB
1−X F=(0 .28∗10−3 )0. 2843¿ (0 .29∗10−3 )1−0. 2843
=2 . 8712∗10−4 cP
ηA=0 . 28∗10−3
ηB=0 . 29∗10−3
Se determina raportul
de si se determina
λ=f (Re,de )
de=25
0 . 67=37 . 3
λ=0 .044
∑ ξi=0 .5∗1+1∗1=1 .5
60
ΔP p4= λ∗z∗L
d∗
ρ4¿ v42
2+∑ ξi ¿
ρ4 ¿v4 2
2 =
=0.0415∗1∗32. 50. 025
∗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
ΔP P5
=λ∗Ld∗
ρ5 ¿v52
2+∑ ξi ¿
ρ5¿ v52
2L -se citeste din plansa executata la scarad-diametrul condensatorului
ρ5=1
C F
ρ A
+1−CF
ρB
ρA , ρBrespectiv ηA , ηB -se calculeaza la T F=98 °C
F3600∗ρ5
=v5∗π∗d2
4
v5=
4∗F
3600∗ρ5∗π∗d2
Re=
ρ5∗v5∗d
η5
Se determina raportul
de si se determina
λ=f (Re,de )
∑ ξ i -reprezinta suma numarului se coturi,ventile,intrari si iesiri
ΔPcinetic=
ρm∗vm2
2
ρm=
ρ1+ρ2+ ρ3+ρ4+ ρ5
5
vm=
v1+v3+v5
3
Se calculeaza ΔP total
Se calculeaza puterea pompei :
P=
ΔPtotal∗Mv
1000∗η η -reprezinta randamentul total al instalatiei de pompareSe determina puterea instalata:
P inst=β∗P
β -reprezinta coeficientul de siguranta al puterii citit din Pavlov in functie de valoarea calculata
61
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 900 C;
62
-apa fierbinte, sub presiune, pana la temperatura de 130-1500 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.
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 4-
5 At;
63
-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, CaCl2 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 9-100 C inferior temperaturii minime din circuit. Circuitele cu sola
permit raciri pana la -400 C.
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 m3 /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
64
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:
0.3642 kg/h 8.7408 kg/zi
0.017841 kg/h 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:
12.08 kg/s 724.8 kg/h;
0.631kg/s 37.86k g/h;
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 centrifuge 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
65
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.
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 .
66
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.
Privite ca obiecte la care se regleaza temperatura , aceste aparate sunt obiecte de
reglare, caracterizate prin marimile Tt , 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 Tt /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.
67
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 FP atunci elementul FC 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.
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.
68
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
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
69
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
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
70
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
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).
71
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:
72
-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.
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
73
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
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
74
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
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/m3 ,in circa 400 de substance, de asemenea norme
referitoare la iluminat nivelulde zgomot si vibratie.
75
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
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 .
76
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.
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.
77
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.
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
78
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);
-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
79
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.
80
-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
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.
81
Nu se recomanda utilizarea conductelor de transport ca support de fixare
pentru utilaje.
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,metal-
lichid 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
82
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.
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.
83
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.
-defecte de proiectare, de executie sau de exloatare datorita unor posibile
schimbarii ale conditiilor 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 1000C,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 a utilajelor poate conduce la coroziuni de
tip localizat. Trebuie evitata , de asemenea, aparitia unor produsi de coroziune in
suspensii in lichide.
Microorganismele generatoare de procese biocorozive sunt alti factori de
intensificare sau aparitie a fenomenelor corozive.
84
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: compozitiei chimice , a proportiei si a 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.
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 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 efectele agresive ale unui
anumit mediu prin modificarea unor profile sau imbinari. Se urmareste sa se mareasca
durata in exploatarea utilajelor si sase dimunueze riscurile de a fi impurificate
semifabricatele si produsele.
Posibilitatile de combarete a coroziunii pot sa fie active sau pasive
85
86
Nr.
Crt.
Tipul Procedeul Exemple Avantaje Dezavantaje
1 2 3 4 5 6
1. Activ(se actioneaza nemijocit asupra procesuli coroziv)
Alegerea unui material de costructie foarte rezistent.
Durata foarte mare in exploatare, imurificari excuse,opriri rare ale procesului tehnologic, cheltuieli de intretinere mici.
Investitie mare,uneori, materialul este definitar.
2. Excluderea print-o proiectare competenta, a profilelor piedelor sau imbinarilor favorizante pentru aparitia proceselor corozive.
Eliminarea aparitiei unor fante la unele imbinari.
idem
3. Introducerea in mediile corozive a unor inhibitori.
Ieftinirea investitiei,durata in exploatare marita.
Uneori sunt necerare faze de purificare suplimentare.
4. Pasiv (se introduc unele acoperiri metalece sau nemetelice)
Captusiri,peliculizari sau acoperiri metalice.
Captusiri mecanice prin laminare la cald sau la rece, presare, topire,etc.
Cheltuielile aferente intretinerii inlocuirii controlului si pririi instalatiei scad.
Investitia se mareste.
5. Depuneri electonice din solutii apoase sau topituri ale unor saruri ale metalelor.
Idem Idem
6. Capusiri,peliculizari sau acoperiri nemetalice.
Captuseli cu caramizi
Idem Idem
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 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 utilizeaza in cazul mediilor corozive si la temperaturi ridicatei.In vederea 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 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.
9.Bibliografie
1. „ Procese şi aparate în ingineria chimică ” , Pavlov C. ; Romankov P. ; Noskov A. ;
87
Ediţia a VIII a , Editura Tehnică , Bucureşti 19812. „ 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 19803. „ Operaţii unitare în ingineria chimică” , Bratu E. ; vol.III Editura Tehnică , Bucureşti 19854. „ Automatizarea proceselor din industria chimică” , Ungureanu
Şt. ; Petrilă C. ; Iaşi
88
89
