instalatie de separare a amestecurilor lichide omogene prin rectificare continua

7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua

1/94

- 2 -

PLANUL PROIECTULUI

Tema proiectului.4

1. Procesul tehnologic adoptat5

1.1. Alegerea tehnologiei de separare.5

1.2. Schema bloc i modul de operare8

1.3. Utilaje ce urmeaz a fi proiectate.9

1.4. Schema tehnologic a instalaiei de rectificare...10

2. Dimensionarea tehnologic a utilajelor..12

2.1. Dimensionarea coloanei de rectificare12

2.1.1. Alegerea tipului de coloan.12

2.1.2. Date de echilibru lichid-vapori152.1.3. Bilanuri de materiale n rectificare.17

2.1.4. Determinarea numrului de talere teoretice.18

2.1.5. Calculul nlimii coloanei...28

2.1.6. Calculul diametrului coloanei..28

2.1.7. Calculul elementelor interioare ale coloanei32

2.1.8. Bilan termic.43

2.1.9. Dimensionarea racordurilor.46

2.1.10. Calculul izolaiei termice...50

2.2. Dimensionarea fierbtorului din blazul coloanei54

2.2.1. Alegerea tipului de fierbtor.54

2.2.2. Calculul suprafeei de transfer termic...54

2.2.3. Calculul diametrului schimbtorului.57

2.2.4. Calculul nlimii schimbtorului.59

2.3.5. Dimensionarea racordurilor..59

2.3. Dimensionarea condensatorului de la vrful coloanei 61

2.3.1. Alegerea tipului de condensator.61

2.3.2. Bilan termic...61

2.3.3. Calculul suprafeei de transfer termic62

2.3.4. Calculul nlimii i diametrului condensatorului67


2/94

- 3 -

2.3.5. Dimensionarea racordurilor...69

2.4. Dimensionarea recuperatorului de cldur...70

2.4.1. Alegerea tipului de schimbtor de cldur...70


2.4.3. Calculul diametrului i lungimii recuperatorului.72


2.5. Dimensionarea prenclzitorului pentru amestecul de alimentare.76

2.5.1. Alegerea tipului de schimbtor de cldur...76


2.5.3. Calculul diametrului i nlimii schimbtorului.77


2.6. Dimensionarea rcitorului pentru distilat802.6.1. Alegerea tipului de schimbtor de cldur80

2.6.2. Bilan termic..80

2.6.3. Calculul suprafeei de transfer termic...81

2.6.4. Dimensionarea racordurilor..85

2.7. Dimensionarea rezervoarelor...86

2.8. Dimensionarea pompei pentru transportul amestecului de alimentare88

2.8.1. Alegerea tipului de pomp88

2.8.2. Puterea de acionare; puterea instalat..89

3. Amplasarea, montajul i exploatarea instalaiei...93

4. Bibliografie..94

Piese desenate: Plana 1 Amplasarea instalaiei de rectificare

Anexa 1.aDistribuia evilor n zona de concentrare

Anexa 1.bDistribuia evilor n zona de epuizare

Anexa 2Elementele interioare pentru unul din talereAnexa 3Distribuia evilor n fierbtor

Anexa 4Distribuia evilor n condensator

Anexa 5Distribuia evilor n recuperator

Anexa 6Distribuia evilor n prenclzitor.


3/94

- 4 -

TEMA DE PROIECTARE

S se elaboreze proiectul de inginerie tehnologic pentru o instalaie de separare a

amestecurilor lichide omogene prin rectificare continu.

Se dau urmtoarele date necesare pentru proiectare:

Materia prim: amestec binartetraclorur de carbon toluen;

Debitul amestecului la alimentare: 3000 kg/h;

Concentraia amestecului la alimentare: 36,5 % molicomponent uor volatil;

Concentraia distilatului: 96,2 % molicomponent uor volatil;

Concentraia reziduului: 2,4% molicomponent uor volatil;

Temperatura amestecului de alimentare n rezervor: 200C;

Agent termic de nclzire: abur saturat uscat cu temperatura 6 ata.

Instalaia de rectificare continu este amplasat ntr-o secie a unei ntreprinderi de profil i este

racordat la reelele de utiliti existente n ntreprindere.

Instalaia poate fi automatizat complet i funcioneaz n regim continuu 330 zile anula n trei

schimburi a cte 8 ore.


4/94

- 5 -

Capitolul 1. PROCESUL TEHNOLOGIC ADOPTAT

1.1.Alegerea tehnologiei de separare

Pentru separarea amestecului lichid omogen se alege operaia de rectificare continu.

Rectificarea sau fracionarea const ntr-o succesiune de evaporri i condensri nsoite de

transfer termic i de mas ntr-o faz lichid i o faz de vapori aflate n contact. Operaia se

desfoar n utilaje specifice numite coloane de rectificare, care pot fi coloane cu talere sau

coloane cu umplutur.Operaia poate fi condusa n regim continuu sau discontinuu.

Rectificarea continu este o operaie n regim staionar; amestecul care trebuie separat

n componenii si prin rectificare intr cu debit constant i cu temperatur constant n

coloana de rectificare; cele dou fraciuni rezultate ies din coloan de asemenea cu debite itemperaturi constante; n orice punct al coloanei de rectificare, debitele, concentraiile,

temperatura i presiunea rmn constante dup ce coloana a intrat n regimul normal de

fracionare.

O coloan de rectificare este astfel construit, nct s realizeze un con tact ct mai bun

ntre cele dou faze: vaporii i refluxul (lichidul), pentru ca schimbul de cldur i de mas

ntre faze s apropie fazele ct mai multde starea de echilibru termodinamic.

Principiul rectificrii continue n coloane cu talere

O instalaie de rectificare este format din urmtoarele elemente principale (figura 1):

O coloan cu talere n care se introduce continuu lichid de alimentare cu debitul F i

concentraia XF, pe un anumit taler, numit taler de alimentare;

Un condensator n care sunt condensai vaporii rezultai la vrful coloanei, fr s se

fac rcirea condensului;

Un fierbtor plasat n blazul coloanei sau n exteriorul acesteia, care are rolul de a

vaporiza lichidul de la partea inferioar a coloanei.


5/94

- 6 -

Figura 1Schema instalaiei de rectificare

Vaporii rezultai prin fierberea lichidului din blaz au debitul V i circul ascendent prin

coloan. Dup condensare, o parte din lichidul rezultat se reintroduce la vrful coloanei. Acest

lichid se numete reflux, are debitul L i concentraia XD.

Talerul de alimentare mparte coloana n dou zone:zona de concentrare - ntre talerul de

alimentare i vrful coloanei i zona de epuizarentre talerul de alimentare i blazul coloanei.

Lichidul circul prin coloan n sens descendent, avnd n zona de concentrare debitul L, iar n

zona de epuizare debitul L+F. Pe la partea inferioar a coloanei se evacueaz continuu debitul de

reziduu W, cu concentraia XW.

Prin coloan circul n contracurent cele dou faze, care vin n contact pe fiecare taler unde are

loc transferul termic i de mas ntre ele. Concentraiile i temperaturile celor dou faze variaz de-

a lungul colonei. Cea mai mic temperatur este pe talerul din vrful coloanei, unde existpreponderent component uor volatil, iar cea mai mare temperatur la blazul coloanei, unde

exist preponderent component greu volatil.

Pe fiecare taler, lichidul se afl la temperatura de fierbere corespunztoare concentraiei X, iar

vaporii sunt la temperatura de condensare corespunztoare concentraiei Y.


6/94

- 7 -

Considerm n zona de concentrare un taler oarecare, notat cu n, aa ca n figur:

Pe talerul nvin n contact vapori provenii de pe talerul n+1 cu lichid provenit de pe talerul n-

1. Deoarece temperatura i concentraia variaz n lungul coloanei, se pot stabili urmtoarele

inegaliti:

Tn-1Xn+1

Yn-1>Yn>Yn+1

Temperatura vaporilor fiind mai mare dect a lichidului pe talerul n, are loc un transfer de

cldur de la vapori la lichid pn cnd se atinge temperatura Tn. Vaporii condenseaz parial i

cedeaz cldur latent de condensare. n amestecul n care condenseaz este preponderent

component greu volatil. Lichidul de pe taler preia cldura i se vaporizeaz parial. n amesteculformat de vapori este preponderent component uor volatil.

Diagrama de fierbere

p=const.T T 1 - curba de fierbere

2curba de condensare

Tn+1 2

1

TnTn-1

t2

0 x, y xn yn+1 xn-1 yn 1

Xn-1

Xn

Xn Xn-1

L V

Yn-1

Yn

Yn+1

n-1

n+1

Tn-1

Tn-1

T nL


7/94

- 8 -

n acest mod concentraia componentului uor volatil n faza de vapori crete de la yn+1 la yn, iar

n faza lichid scade de la xn-1 laxn. Acest mecanism se repet pe fiecare taler, ca urmare vaporii se

mbogesc treptat n n component uor volatil, iar lichidul n component greu volatil.

1.2.Schema bloc si modul de operare

Principalele operaii implicate n separarea amestecului binar lichid omogen sunt redate n

figura 2.

Amestecul iniial, F, care se introduce n coloana de rectificare, este nclzit pn la

temperatura de fierbere n dou etape. n prima etapa se recupereaz energia caloric a reziduului

W, evacuat din blazul coloanei, iar n etapa a doua nclzirea se face cu abur. Pentru vaporizarealichidului din blazul coloanei se utilizeaz ca agent termic abur.

Vaporii evacuai la vrful coloanei de rectificare sunt condensai fr rcirea condensului. O

parte din lichidul rezultat este reintrodus la vrful coloanei sub form de reflux, L, iar cealalt

parte, care constituie distilatul, D, este rcit. Ca agent de rcire n instalaie se utilizeaz ap

industrial.


8/94

- 9 -

F

W

AP

V

L

W D

Abur

Condens Ap

Figura 2 - Schema bloc a instalaiei de rectificare

1.3.Utilaje ce urmeaz a fi proiectate

Pentru proiectarea instalaiei de separare prin rectificare este necesar dimensionarea urmtoarelor

utilaje:

coloan de rectificare continu;

camer de nclzire a blazului;

condensator pentru vaporii de la vrful coloanei;

recuperator de cldur pentru prenclzirea amestecului de alimentare i rcirea

reziduului;

RECUPERARE CLDUR

VAPORIZARE

SEPARARE PRINRECTIFICARE

PRENCLZIRE

CONDENSARE

RCIRE DISTILAT

D


9/94

- 10 -

prenclzitor pentru aducerea amestecului de alimentare la temperatura de fierbere de

pe talerul de alimentare;

rcitor pentru distilat;

rezervoare de ateptare pentru lichidul de alimentare, reziduu i distilat;

pomp pentru transportul lichidului de alimentare din rezervorul de ateptare la coloana de

rectificare.

1.4.Schema tehnologic a instalaiei de rectificare

Schema procesului tehnologic. Descriere.

Figura 3Schema tehnologic a instalaiei de rectificare


10/94

- 11 -

Amestecul de alimentare, conform figurii 3 din rezervorul de ateptare (1) este preluat

cu o pomp centrifug (2) i transportat n coloana de rectificare (3). nainte de a ajunge n

coloana de rectificare, lichidul de alimentare este trecut prin recuperatorul de cldur (4)i

apoi intr n prenclzitorul (5), unde se nclzete pn la temperatura de fierbere

corespunztoare talerului de alimentare.

Recuperatorul de cldur este un schimbtor de cldur care are rolul de a prelua o

parte din cldur coninut de reziduu pe care o cedeaz amestecului de alimentare. Reziduul,

la ieirea din recuperator, curge prin cdere liber n rezervorul de ateptare pentru reziduu (6),

de unde este preluat de pompele centrifuge (7) i trimis la consumatori sau la un parc de

rezervoare.

Prenclzitorul pentru amestecul de alimentare este un schimbtor de cldur care

realizeaz nclzirea amestecului de alimentare pn la temperatura de fierberecorespunztoare talerului de alimentare, cu abur.

Coloana de rectificare este prevzut la partea inferioar cu un fierbtor (8) cu ajutorul

cruia se nclzete lichidul din blazul coloanei pn la fierbere, utilizndu -se ca agent termic

de nclzire abur cu aceeai parametri ca la prenclzitor.

La ieirea din coloan, o parte din lichid este evacuat ca reziduu dup ce trece prin

recuperator, iar o alt parte este recirculat n coloan de ctre fierbtor.

Vaporii rezultai la vrful coloanei de rectificare trec la un condensator de suprafa (9)

unde cedeaz cldur latent agentului de rcire care este apa. Condensul rezultat, o parte este

trecut n coloan ca reflux, iar o alta parte constituie distilatul care n continuare este rcit pn

la temperatura de 20-40 0C ntr-un schimbtor de cldur (10), cu ap de aceeai calitate cu apa

utilizat la condensator.

Din rcitor, distilatul curge prin cdere liber n rezervorul de ateptare (11), de unde

este preluat cu pompele centrifuge (12) i transportat la utilizator sau la un parc de rezervoare.


11/94

- 12 -

Capitolul 2. DIMENSIONAREA TEHNOLOGIC A UTILAJELOR

2.1. Dimensionarea coloanei de rectificare

2.1.1. Alegerea tipului de coloan

Exist diverse tipuri de coloane de rectificare. Din punct de vedere constructiv ele se

mpart n coloane cu contact n trepte i cu contact diferenial. Din cele cu contact n trepte fac

parte coloanele cu talere cu clopote i coloane cu talere sit, iar din cele difereniale coloanele

cu umplutur, cu talere rotative i cu film subire. La prima categorie de coloane vaporii

barboteaz n lichid, iar la a doua trec pe deasupra suprafeei lichidului.

Modul de contactare a fazelor depinde mrimea suprafeei de contact. Se urmrete ca

aceast suprafa s fie ct mai mare pe unitatea de volum a coloanei. Prin coloan fazele

circul n contracurent.

Din multitudinea de variante, prezentm mai jos cteva alternative de dispozitive, dincare vom selecta opiunea adecvat.

In figura 2.1 sunt prezentate principial cele dou tipuri de coloane: cu umplutur (fig.

2.1a) i cu talere (fig. 2.1b). In interiorul coloanei cu umplutur se afl un numr de grtare pe

care se aeaz cte un strat de corpuri de umplere. Lichidul L trece prin aceste straturi, curgnd

de sus in jos i iese cu compoziia L1. Gazul G sau vaporii V trec de jos n sus prin stratul de

umplutura i ies cu compoziia G1. Coloanele cu talere sunt prevzute n interior cu talere

situate la o anumit distan H, ntre ele (fig. 2.1b). Lichidul trece de sus n jos de la un taler la

altul, iar gazul de jos n sus , pe taler schimbndu-se att compoziia lichidului ct si a gazului.

Construcia interiorului coloanei urmrete mrirea la maxim a suprafeei de contact dintre

faze. Umplutura i talerele au acest rol. Lichidul i vaporii (gazele) circul n general n

contracurent. Ideea dispunerii pe vertical, n coloan a elementelor componente ale

instalaiilor a fost aplicat i n domeniul proceselor de transfer de cldur (coloane de

evaporare).

a.

1. corpul coloanei; 2. straturi de corpuri de umplutur; 3. suport pentru rezemare ;

4. dispozitiv pentru redistribuirea lichidului; 5. grtar; 6.taler pentru redistribuirea uniform a

gazului pe seciune; 7. dispozitive de stropire; 8.grtar limitat de strat;

b. 1. corpul coloanei; 2. talere; 3. virola de rezemare.


12/94

- 13 -

Figura 2.1aColoan cu umplutur Figura 2.1bColoan cu talere


13/94

- 14 -

La alegerea tipului de coloan intervin mai muli factori, dintre care cei mai importani sunt:

capacitatea talerului dup sarcina de vapori i de lichid, eficacitatea de contactare, flexibilitatea,

cderea de presiune, greutatea i costul.

n urma unei analize atente, innd cont de toi factorii care intervin n cazul abordat, s-a decis

c cel mai adecvat tip de dispozitiv este coloana cu talere cu clopote.

Coloane cu talere cu clopote

Schia unei poriuni din coloan este prezentat n figura 2.2.:

Figura 2.2.Schema unui taler cu clopote

Talerele sunt discuri din tabl, montate n interiorul coloanei n poziie orizontal. Sunt prevzute

cu orificii n care se monteaz tuburi scurte numite tuburi de vapori. Fiecare tub de vapori este

acoperit cu un clopot care are marginile zimate sau este prevzut cu fante dreptunghiulare.

Pe fiecare taler exist unul sau mai multe tuburi deversoare prin care se asigur circulaia

lichidului de la un taler la altul. Tuburile deversoare menin pe fiecare talerun start de lichid cu nivel

constant i, prin modul n care sunt amplasate, determin o circulaie a lichidului pe talere.

Tuburile de vapori se amplaseaz pe hexagoane concentrice cu pasul calculat n funcie de

diametrul clopotelor. Seciunea tuburilor de vapori de pe un taler reprezint 10-20% din seciunea

transversal a coloanei.


14/94

- 15 -

2.1.2. Date de echilibru lichidvapori

Datele de echilibru pentru sistemul tetraclorur de carbon toluen sunt sistematizate n tabelul

de mai jos:

x

% moli

y

% moli

Tf

C

0 0 110,804,71 10,05 109,049,62 19,18 107,4114,42 29,60 105,0020,50 37,41 102,3928,90 49,82 98,72

38,20 59,25 95,5445,00 66,59 91,9655,19 75,52 88,9765,59 81,80 85,8675,58 87,65 82,9283,00 91,80 80,7490,50 95,60 79,2094,70 98,10 77,95100,0 100,0 76,70

Cu ajutorul datelor de mai sus se realizeaz reprezentarea grafic a diagramei de fierbere

(figura 2.3) i a curbei de echilibru (figura2.4) pentru amestecul binar tetraclorur de carbon

toluen:


15/94

- 16 -

Diagrama de fierbere

70

80

90

100

110

120

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

x, y

T

70

80

90

100

110

120

Curba decondensareTc=f(y)Curba defierbereTf=f(x)

p=constanta

T

Figura 2.3Diagrama de fierbere pentru amestecul binar tetraclorur de carbon-toluen

Curba de echilibru

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

x

y y=f(x)

Figura 2.4Diagrama compoziiei la echilibru pentru amestecul binar

tetraclorur de carbon-toluen


16/94

- 17 -

2.1.3. Bilanuri de materiale

1. Bilanul global pe ntreaga coloan: F = D + W

2. Bilanul componentului uor volatile pe ntreaga coloan:F D W

F x = D x + W x

Cele dou ecuaii de bilan constituie un sistem din care se pot calcula dou necunoscute:

D i W.

Conform datelor de proiectare i innd cont de faptul c tetraclorura de carbon este

componentul uor volatil din sistem, iar toluenulcomponentul greu volatil se vor efectua calculele ce

se impun.

Calculul masei molare a celor doi componeni:

MA= 4MCl + MC= 435.5 + 12 = 154 kg/kmol

MB= 7MC+ 8MH = 92 kg/kmol

unde: A=tetraclorura de carbon (CCl4), B=toluen (C6H5-CH3)

Fraciile molare, care se cunosc din datele de proiecatre, se transform n fracii masice:

MxMxMx

xBFAF

AF

F

)1(=

amesteckgcomponentkg

4903602.0920.365-11540.365

1540.365

= =

49.03602 % mas;

MxMxMx

xBDAD

AD

D

)1(= 976946.0

92)962.01(154962.0

154962.0

amesteckg

componentkg= =

97.6946 % mas;

MxMxMx

xBWAW

AW

W

)1(= 0395344.0

92)024.01(154024.0

154024.0

amesteckg

componentkg=

= 3.95344% mas.


17/94

- 18 -

Valorile debitelor masice D i W rezult n urma rezolvrii sistemului dat de ecuaiile de

bilan menionate mai sus:

./778604.14423000

/221396.1557

7574.14599374116.00395344.0976946.0838.29300806.1471

0395344.0976946.0)3000(0806.14710395344.0976946.00806.1471

30003000

hkgWD

hkgW

WWW

WWWD

WDWD

WDF

WDF

xxx WDF

Debitele masice se transform n debite molare cu relaiile:

hkmolFF

F

M

x

M

x

B

F

A

F /171161.2692

)049036021(3000

154

4903602.03000)1(

hkmolDD

DM

xM

xB

D

A

D /5142478.992

)976946.01(778604.1442

154

976946.0778604.1442)1(

hkmolWW

WM

xM

xB

W

A

W /656913.1692

)0395344.01(221396.1557

154

0395344.0221396.1557)1(

Valorile obinute sunt sintetizate n tabelul de mai jos:

Determinarea numrului de talere teoretice

Talerul teoreticeste unitatea ideal de contactare a fazelor pe care se stabilete echilibrul

termodinamic. Numrul de talere teoretice se determin prin metode analitice sau grafice, care

pot fi exacte sau simplificate. n metodele exacte se fac bilanurile de materiale i termice pe

fiecare taler, iar n metodele simplificate se fac numai bilanuri de materiale.

xF xD xW

% mas 49,03602 97,6946 3,95344

%moli 36,5 96,2 2,4

F D W

Kg/h 3000 1442,778604 1557,221396

Kmol/h 26,171161 9,5142478 16,656313


18/94

- 19 -

Metoda analitic simplificat Sorel-Lewis

Metoda se bazeaz pe urmtoarele ipoteze simplificatoare:

Vaporii sunt condensai fr subrcire;

Cldurile molare de vaporizare ale componenilor sunt egale;

Cldura de amestecare i pierderile de cldur n exterior s neglijeaz;

Amestecul de alimentare este introdus n coloan la temperatura de fierbere.

Conform acestor ipoteze, debitul molar de vapori este constant pentru ntreaga coloan,

iar debitul molar de lichid este constant n fiecare zon a coloanei. Metoda prevede calculul

numrului de talere teoretice separat pentru fiecare zon a coloanei de concentrare i

epuizare.

Zona de concentrare

n aceast zon, vaporii circul ascendent cu debitul molar V, iar lichidul circuldescendent cu debitul molar L.

Se face bilanul componentului uor volatil pe un taler oarecare i din zona de

concentrare (figura 2.5):

yxxyyxyx iiiiiiii VL

VLVL

)(1111

Se face nlocuirea:1)1(

R

R

RD

RD

V

Li se obine: yxxy iiii R

R

)(

1 11

V, y1=xD

1 L, xD=x0

2

i-1 Figura 2.4.Schema zonei de

i concentrare

i+1

nc V, y nC

F, xF L, xnC

L, xi-1 V, yi

L, xi- V, yi+1


19/94

- 20 -

Calculul ncepe de la vrful coloanei. Pentru talerul i=1, ecuaia de bilan este :

yxxyR

R

1012)(

1

.

Se cunosc: xx D0 i xy D1 . Concentraia )( 11 yx f = se citete din curba de echilibru.

n aceste condiii se calculeaz y2

.

Pentru talerul i=2 bilanul este: yxxyR

R

2123)(

1

Se cunosc x1 i y2 ,iar )( 22 yx f se citete din curba de echilibru. Se calculeaz

concentraia y3.

Calculul se repet din taler n taler pn cnd se ajunge la talerul 1ne

pentru care

xx Fnc 1 . Se calculeaz fracia de taler teoretic care revine zonei de concentrare,notat FTC:

xx

xxFT

nn

n

CC

CF

C

1

Numrul de talere teoretic n zona de concentrare este ne +FTC .

Zona de epuizare

n aceast zon, vaporii circul ascendent cu debitul molar V, iar lichidul circuldescendent cu debitul molar L+F.

F, xF

nE

L+F, xnE

m+1

m Figura 2.5.Schema zonei de

m-1 x1 V, y m-1 epuizare

2

1

L+F, x1 V, y0

W, xW

Xm+1 V, y1


20/94

- 21 -

Se face bilanul componentului uor volatil pe un taler oarecare m din zona de epuizare:

xyyx

xyyxyxyx

mmmm

mmmmmmmm

FRD

RD

FL

VVFLVFL

)()1()()()(

11

1111

Calculul ncepe de la primul taler de la baza coloanei. Pentru m=1, ecuaia de bilan este:

xyyxFRD

RD1012

)()1(

Concentraia )(0

yyyWW

f se citete din curba de echilibru. Concentraiax1 se calculeaz dinbilanul componentului uor volatil pentru blazul coloanei:

xyxxyx wW FLW

FL

VWVFL

0101)(

xyx WwFRD

DF

FRD

RD

)1(1

Concentraia )(11 xy f se citete din curba de echilibru. Din ecuaia de bilan a primului

taler se calculeaz x2 .

Pentru m=2 bilanul este: xyyxFRD

RD2123

)()1(

.

Se cunosc concentraiile y1

i x2 , iar )( 22 xy f se citete din curba de echilibru.

Se calculeaz x3 .Calculul se repet din taler n taler pn cnd se ajunge la talerul 1nE pentru care

xx FnE 1 . Se calculeaz fracia de taler teoretic care revine zonei de epuizare, notat FTE :

xx

xxFT

nn

n

EE

EF

E

1

Numrul de talere teoretice n zona de concentrare este FTn EE .Numrul total de talere teoretice calculat prin metoda Sorel-Lewis este:

FTFTnnn ECEC Metodele simplificate sunt recomandate n cazul amestecurilor la care diferena dintre cldurile

molare de vaporizare ale componenilor este sub 10%. La diferene mai mari se utilizeaz metodeexacte n care se fac, pentru fiecare taler, att bilanul componentului uor volatil, ct i bilanultermic.

Calculul numrului de talere teoretice prin metoda Sorel Lewis

Se calculeaz cifra de reflux minim cu relaia:

xy

yxR

FF

FD

*

*

m in


21/94

- 22 -

Concentraia yF

*

se calculeaz din datele de echilibru, prin interpolare liniar, corespunztor

concentraiei xF=36,5% moli.Conform datelor de echilibru: x y

28,90 49,82

38,20 59,25

amesteckmol

componentkmoly

F8286.5782.49)90.285.36(

20.3890.28

25.5982.49*

Prin urmare 724984.15.368286.57

8286.572.96min

R

Se calculeaz numrul de talere teoretice pentru o cifr de reflux R=CRmin, unde C=3:

R= 31,724984 = 5,174952.

Zona de concentrareCalculul ncepe de la vrful coloanei. Pentru talerul i=1, ecuaia de bilan este:

yxxyR

R

1012)(

1

.

Se cunosc: xx D0 =96,2% moli i xy D1 . Concentraia )( 11 yx f = se citete din curba

de echilibru, sau din date de echilibru se calculeaz prin interpolare: y x

95,60 90,50

98,10 94,7

x1 moli%508.9150.90)6.952.96(10.9860.9570.9450.90

.

n aceste condiii se calculeaz y2

= moli26785.922.96)2.96508.91(1174952.5

174952.5


R

2123)(

1

Se cunosc x1 i y2 , iarx2 se calculeaz prin interpolare liniar: : y x

91,80 83

95,60 90,50

x2 moli%83.92383)8.9126785.92(6.9580.9150.9083

.


22/94

- 23 -

moliy %911.8526785.92)508.91923.83(1174952.5

174952.5

3

.


R

3234)(

1

x3 se calculeaz prin interpolare liniar: : y x

81,8 65,59

87,65 75,58

x3 moli%6103.7259.65)8.81911.85(65.878.8158.7559.65

.

moliy %4303.76911.85)923.836103.72(1174952.5

174952.5

4

.

Pentru talerul i=4 bilanul este: yxxy RR

4345)(

1


75,52 55,19

81,80 65,59

x4 moli%6975.5619.55)52.754303.76(80.8152.7559.6519.55

.

moliy %0945.634303.76)6103.726975.56(1174952.5174952.5

5 .


R

5456)(

1


59,25 38,20

66,59 45,00

x5moli%7616.412.38)25.590945.63(

59.6625.59

452.38

.

moliy %5774.500945.63)6975.567616.41(1174952.5

174952.5

6

.


R

6567)(

1


23/94

- 24 -


49,82 28,90

59,25 38,20

x6

moli%647.299.28)82.495774.50(25.5982.49

2.389.28molixF %5.36

434319.0647.297616.41

5.367616.41

1

xxxx

FTnCnC

FnC

C Numrul de talere teoretic n zona de

concentrare este ne +FTC 434319.5434319.05 .

Zona de epuizare

Calculul ncepe de la primul taler de la baza coloanei. Pentru m=1, ecuaia de bilan este:

xyyxFRD

RD1012

)()1(

Concentraia )(0 xyy WW f , (xW =2,4% moli) se calculeaz prin interpolare din datele de

echilibru: x y

0 0

4,71 10,05

yW moli%121.50)04.2(71.4005.100

Concentraiax1 se calculeaz cu relaia:

xyx Ww FRD

DF

FRD

RD )1(1

moli%8017.44.2171161.26174952.55142478.9

5142478.9171161.26121.5

171161.26174952.55142478.9

)1174952.5(5142478.9

Concentraia )(11 xy f se calculeaz prin interpolare din datele de echilibru: x y

4,71 10,05

9,62 19,18

y1

moli%2205.1005.10)71.48017.4(62.971.4

18.1905.10

.

x2 moli%7748.88017.4)121.52205.10(171161.26174952.55142478.9)1174952.5(5142478.9

.


24/94


25/94

- 26 -

Se determin numrul de talere teoretice pentru alte valori ale cifrei de reflux pe calculator.

Datele obinute sunt trecute n tabelul urmtor:

R nC nE n

2,17 6,55 9,58 15,792,21 6,44 9,35 15,382,26 6,30 9,08 14,972,32 6,14 8,83 14,532,40 5,97 8,55 14,072,49 5,84 8,23 13,582,62 5,69 7,89 13,082,77 5,52 7,56 12,522,97 5,33 7,19 11,943,22 5,12 6,82 11,383,55 4,93 6,45 10,84

4,00 4,77 6,07 10,324,60 4,61 5,71 9,815,46 4,45 5,36 9,326,69 4,29 5,03 8,868,55 4,14 4,72 8,4611,46 4,00 4,46 8,1616,31 3,92 4,24 7,45

Se determin cifra de reflux optimprin metoda Planovski, care ia n considerare numai costul

coloanei. Metoda prevede obinerea numrului de talere teoretice la diverse valori ale refluxului.

Se reprezint grafic n = f(R) aa ca n figura 2.6. Refluxul optim este dat de intersecia

bisectoarei unghiului format de cele dou asimptote cu linia curb. Din tabel se citete cea mai

apropiat valoare a cifrei de reflux i numrul de talere teoretice corespunztor fiecrei zone.


26/94

- 27 -

n = f(R)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

6

6,5

7

7,5

8

8,5

9

9,5

10

10,5

11

11,5

12

12,5

13

13,5

14

14,5

15

15,5

16

16,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10 10,5 11 11,5 12 12,5 13 13,5 14 14,5 15 15,5 16 16,5

R

n

nmin

nopt

Figura 2.6 - Dependena n= f (R)

Conform graficului din figura de mai sus valorile citite pentru Ropt= 4,60 i pentru nopt = 10,32.


27/94

- 28 -

2.1.5. Calculul nlimii coloanei

Numrul realde talere din fiecare zon a coloanei se calculeaz cu relaiile:

talere

g

C

rC

nn 1024.10

45.0

61.4

; talere

g

E

rE

nn 13688.12

45.0

71.5

;

n care 61.4nC i 71.5nE reprezint numrul de talere teoretice din zonele de

concentrare i de epuizare calculate pentru cifra de reflux optim, iarg

= 0,45 este eficacitatea

global a coloanei de rectificare.

Eficacitatea global a coloanei se determin experimental sau se calculeaz cu relaii

empirice. Pentru amestecul tetraclorur de carbon toluen, eficacitatea a fost msurat n

laborator i are valoarea 45.0g

.

Deci: talerennn rErCr 231310 .

Valoarea obinut se introduce n relaia de mai sus i se calculeaz nlimea coloanei:

H = h1 + h2 + (nr-1)h = 0,8 + 1,2 + (23-1)0,3 = 8,6 m.nlimea la care se face alimentarea coloanei de rectificare, HF, se calculeaz cu relaia:

HF = h2 + (nrE-1)h + 0,5h = 1,2 + (13-1)0,3 + 0,50,3 = 4,95 m.

2.1.6. Calculul diametrului coloanei

HF

h1

h2

h

Conform desenului din figura alturat nlimea

coloanei se calculeaz cu relaia: H = h1 + h2 + (nr-1)h.

nlimea vrfului coloanei, h1, se admite h1=0,8 m.

nlimea blazului coloanei, h2, se admite h2=1,2 m

Distana dintre talere, h, se adopt n intervalul h=

0,25 0,4 m. Valoarea adoptat este h=0,3 m i va fi

verificat printr-un calcul hidrodinamic n capitolul 2.1.7.3.

Numrul real de talere din coloan, nr, este dat de

suma: nr=nrC +nrE,n care nrC este numrul real de talere din

zona de concentrare, iar nrE este numrul real de talere dinzona de epuizare.


28/94


29/94

- 30 -

Din datele de echilibru, pentru molixW %4.2 : x t C rezult,

0 110,80

4,71 109,04

interpolnd liniar, CCtW 9.1098.110)04.2(71.40 04.10980.110)(

KTW 05.3839.10915.273 .

n mod analog, pentru molixD %2.96 cu datele de echilibru: x t C rezult:

94,70 77,95

100 76,70

CCtD

6.7795.77)7.942.96(10070.94

70.7695.77)( KTD 75.3506.7715.273 .

Prin urmare temperatura medie din coloan va fi: KTTTDW

m9.366

2

75.35005.383

2

.

Densitatea vaporilor, este deci:

30 /101608.49.366

15.273

4.22

)0506605091(9250660509.0154

4.22

)1(mkg

TTyMyM

m

mBmA

v

Viteza medie a vaporilor n coloan se calculeaz se calculeaz cu relaia:

v

Lv

Cv .

Coeficientul C depinde de construcia talerului i de distana dintre talere i are valoarea C = 0,031

(conform Pavlov, p.311).

Densitatea fazei lichide, L

, se calculeaz pentru temperatura medie i concentraia medie a

lichidului din coloan:

B

m

A

m

L

xx 11

.

Fracia masic medie a lichidului n coloan este:

masxx

xDW

m%82402.50

2

6946.9795344.3

2

.

Densitile componenilor n stare pur la temperatura medie Tm =366,9K (tm = 93,75C) sunt:


30/94

- 31 -

375.93

/125.14481477)8075.93(10080

14351477

4

mkgCCl

T C

A

m

(interpolare liniar),

deoarece, conform Pavlov, p.497, pentru CCl4 avem: t C (kg/m3)

80 1477

100 1435

3

75.93

/9375.796810)8075.93(10080

791810mkg

T C

ToluenB

m

, interpolnd, conform

datelor din Pavlov, p. 496, adic: t C (kg/m3)

80 810

100 791

Cu datele necesare calculate, revenind la relaia de mai sus pentru determinarea densitii fazei

lichide, avem:

B

m

A

m

L

xx 11 kgm /31068026.99375.796

5082402.01125.1448

5082402.0 4

3

4/029831.1033

1068026.9

1mkg

L

.

Prin urmare viteza medie a fazei gazoase prin coloan este:

v

L

vCv = sm /5.049197.0

101608.4

029831.1033031.0 , valoare care se nlocuiete n

relaia de calcul a diametrului coloanei, calculnd mai nti debitul de vapori cu relaia sus

menionat:

v

v

RDM

3600

)1(= sm /547181.0

101608.43600

)16.4(778604.1442 3

.

Astfel, diametrul coloanei este:v

MD

v

v

c

4= mm 2.11903.1

49197.014.3

547181.04

(conform STAS 10358-88).

Grosimea peretelui coloanei, , se adopt: = 12 mm pentru Dc< 1 m

= 14 mm pentru Dc > 1 m.

Deoarece diametrul coloanei are valoarea Dc = 1,2 m, s-a adoptat o grosime a peretelui de

= 14 mm. (Deci Dc = 122814 mm).


31/94

- 32 -

2.1.7. Calculul elementelor interioare ale coloanei

n interiorul coloanei se gsesc talere orizontale confecionate din tabl i prevzute cu orificii.

n aceste orificii se monteaz tuburile deversoare i tuburile de vapori. Tuburile de vapori sunt

acoperite cu clopote cu marginile zimate, care asigur nchiderea hidraulic.

n desenul de mai jos, sunt figurate elementele amintite:

Vaporii circul n sens ascendent prin tuburile de vapori, sunt dispersai n bule mici demarginea zimat a clopotului, dup care barboteaz n lichidul de pe taler. Lichidul trece de pe un

taler pe altul, n sens descendent, prin tuburile deversoare. Acestea sunt plasate n aa fel, nct s

asigure att circulaia lichidului pe taler, ct i un nivel constant al lichidului de pe taler.

2.1.7.1. Calculul tuburilor deversoare

Numrul i amplasarea tuburilor deversoare depinde de diametrul coloanei i de debitul de

lichid.

Pentru diametre ale coloanei mai mici de 0,5 m este suficient un singur tub deversor, mai ales n

zona de concentrare, unde debitul de lichid este mai mic dect n zona de epuizare.

Pentru diametre ale coloanei cuprinse ntre 0,5 m i 1,2 m se recomand utilizarea unor sisteme

formate din mai multe tuburi deversoare. Pe un taler se monteaz n poziie central un tub deversor,

iar pe urmtorul taler se monteaz n poziie periferic 4, 6 sau 8 tuburi deversoare. n general,


32/94

- 33 -

pentru zona de concentrare sunt suficiente 4 tuburi deversoare, iar pentru zona de epuizare 6 sau 8

tuburi montate periferic pe taler.n aceast situaie se ncadreaz i cazul abordat.

Pentru diametre ale coloanei mai mari de 1,2 m i debite mai mari de lichid, respectiv

8.01 R

R

, se utilizeaz baraje deversoare. Pe un taler se monteaz 2 baraje deversoare laterale, iar

pe urmtorul taler barajele se amplaseaz n poziie central.

Se alege una din soluiile de amplasare a deversoarelor, n funcie de diametrul coloanei de

rectificare i cifra optim de reflux.Soluiile de amplasare sunt:

Diametrul tuburilor deversoarese calculeazdin ecuaia debitului de lichid care circul prin

ele, separat pentru fiecare zon a coloanei.

n situaia abordat soluiaadoptat este: (pentru zona deconcentrare, respectiv deepuizare)


33/94

- 34 -

n zona de concentrare, ecuaia de calcul este: ndRD

vll

43600

2

, de unde rezult:

vlln

RDd

3600

4, n care D = =1442,778604 kg/h este debitul de distilat, R = 4,6 este cifra

de reflux optim, l

este densitatea lichidului la temperatura i concentraia medie din zona de

concentrare, n kg/m3, vl= 0,3 m/s este viteza lichidului prin tub care se admite, d este diametrul

tubului deversor n metri, iar n este numrul de tuburi deversoare (n = 1 i n = 4).

Temperatura medie este:2

TTT

DF

m

, care se calculeaz la fel ca i n cazul temperaturii

medii din coloan, adic prin interpolare liniar, innd cont de datele de echilibru.

TT DF, se

calculeaz din datele de echilibru corespunztor concentraiei molixF %5.36 i, respectiv,

molixD %2.96 .

Din datele de echilibru, pentru molixF %5.36 : x t C rezult,

28,9 98,72

38,2 95,54

interpolnd liniar, CCtF

12.9672.98)9.285.36(

2.389.28

54.9572.98)(

KTF 27.33312.9615.273 .

n mod analog, pentru molixD %2.96 cu datele de echilibru: x t C rezult:

94,70 77,95

100 76,70

CCtD

6.7795.77)7.942.96(10070.94

70.7695.77)( KTD 75.3506.7715.273 .

Prin urmare temperatura medie va fi: KTTTDF

m01.342

2

75.35027.333

2 .

Concentraia medie este: masxxxDF

m%36531.73

2

6946.9703602.49

2

.


34/94

- 35 -

Densitatea lichidului este:

B

m

A

m

L

xx 11

.

Densitile componenilor n stare pur la temperatura medie Tm =342,01K (tm = 68,86C) sunt:

386.68

/28.14991517)6086.68(8060

14771517

4

mkgCCl

T C

A

m


deoarece, conform Pavlov, p.497, pentru CCl4avem: t C (kg/m3)

60 1517

80 1447

3

86.68

/583.820829)6086.68(8060

810829mkg

T C

ToluenB

m

, interpolnd, conform

datelor din Pavlov, p. 496, adic: t C (kg/m3)

60 829

80 810

Cu datele necesare calculate, revenind la relaia de mai sus pentru determinarea densitii fazei

lichide, avem:

B

m

A

m

L

xx 11

kgm /1089336.4583.820

7336531.01

28.1499

7336531.0 34

3

4/581633.2043

1089336.4

1mkg

L

.

Cu aceste valori, diametrul tubului deversor va fi:vlln

RDd

36004

Cazul a) n=1

d = mmm 89.6106189.03.0581633.2043114.33600

6.4778604.14424

Conform STAS 10358-88, d = 704 mm, adic di= 62 mm.

Cazul b) n=4

d = mmm 946.30030946.03.0581633.2043414.33600

6.4778604.14424

.



35/94

- 36 -

n zona de epuizare, ecuaia de calcul este: ndFRD

vll

43600

2

, de unde rezult:

vlln

FRDd

3600

)(4, n care F=3000 kg/h este debitul de alimentare,

leste densitatea

lichidului la temperatura i concentraia medie din zona de epuizare, n kg/m3, vl= 0,3 m/s este

viteza lichidului prin tub, care se admite, d este diametrul tubului deversor n metri, iar n este

numrul de tuburi deversoare (n = 1 i n = 6).

Temperatura medie este: KTTTWF

m16.358

2

05.38327.333

2

, cu TF i TW calculate

anterior.

Concentraia medie este: masxxxWF

m%49473.26

2

95344.303602.49

2

Densitatea lichidului este:

B

m

A

m

L

xx 11

.

Densitile componenilor n stare pur la temperatura medie Tm =358,16 K (tm = 85C) sunt:

3

85

/5.14661477)8085(10080

14351477

4

mkgCCl

T C

A

m


deoarece, conform Pavlov, p.497, pentru CCl4avem: t C (kg/m3)

80 1477

100 1435

3

85

/25.805810)8085(8060

791810mkg

T C

ToluenB

m

, interpolnd, conform datelor

din Pavlov, p. 496, adic: t C (kg/m3)

80 810

100 791Cu datele necesare calculate, revenind la relaia de mai sus pentru determinarea densitii fazei

lichide, avem:

B

m

A

m

L

xx 11

kgm /10093491.125.805

2649473.01

5.1466

2649473.0 33


36/94

- 37 -

3

3/501537.914

10093491.1

1mkg

L

.

Cu aceste valori, diametrul tubului deversor va fi:vlln

FRDd

3600)(4

.

Cazul a) n=1

d = mmm 486.111111487.03.0501537.914114.33600

)30006.4778604.1442(4

.


Cazul b) n=6

d = mmm 514.45045514.03.0501537.914614.33600

)30006.4778604.1442(4


2.1.7.2. Dimensionarea tuburilor de vapori i a clopotelor

Diametrul tuburilor de vapori se adopt din STAS 10358-88 cu diametrul exterior (dve) n

intervalul 4080 mm. Valoarea adoptat este dve = 70 mm, cu grosimea peretelui = 3,5 mm, de

unde rezult dvi = dve-2 = 70-7 = 63 mm = 0,063 m.

Numrul tuburilor de vapori se calculeaz din condiia ca seciunea de curgere prin tuburile

de vapori s reprezinte1020% din seciunea coloanei:

3728.360603.0

2.11.01.0

41.0

4

2

2

222

d

Dn

Dn

d

vi

C

v

C

v

vi

tuburi.

Numrul clopotelor este egal cu numrul tuburilor de vapori. Clopotele se dimensioneaz

astfel, nct rezistena hidraulic a talerului s fie minim. Pentru a elimina rezistenele ineriale se

impune condiia ca vaporii s circule cu aceeai vitez prin toate seciunile de pe traseu.


37/94

- 38 -

Ecuaia debitului de vapori este: ctAvAvMv ...2211 .

Pentru viteze egale ctvv ...21 ctAA ...21 .

Seciunile de curgere ale vaporilor sunt:

4

2

1

dA

vi

; hdA vi 32 ; ddA veci22

3 4

; zb hA 54 ; 45 hdA ci ,

n care dv este diametrul tubului de vapori; dc este diametrul clopotului; beste limea fantei; h5

este nlimea fantei, iarzeste numrul de fante.

Din egalitatea AA 21 se calculeaz h3 : 4

2

dvi = hdvi 3

mmmmd

hvi 1675.1501575.0

4

063.0

434 .

Din egalitatea AA 31 4

2

dvi = dd veci22

4

ddd vevici

22 =

= mmmm 094.094094175.007.0063.0 22 . Grosimea peretelui clopotului se adopt

mmc

4 . Deci clopotul va avea diametrul : 1024 mm.

Din egalitatea AA 41 se calculeaz numrul de fante:4

2

dvi = zb h 5 zh

dbvi

5

2

4

=

= 623.605.001.04

063.014.3 2

fante.

Dimensiunile unei fante se adopt: b=610 mm; h5= 3050 mm.


38/94

- 39 -

Din egalitatea AA 51 se calculeaz 4h : 4

2

dvi = 4hdci

4h = mmmm

d

d

ci

vi 11011.001055.0094.04

063.0

4

22

.

nlimea tubului deversor se calculeaz cu relaia: hh

hh 3

5

41=

mmmm 78078.007766.005.03

05.0011.0 , n care h=50mm - valoare adoptat din

intervalul 4050mm i reprezint nlimea nchiderii hidraulice.

nlimea h2 se calculeaz cu relaia semiempiric:3

2

2

85.1

kP

Mh

vl , n care Mvl reprezint

debitul volumic de lichid n m3/s; P = nd2 este perimetrul tuburilor (sau barajelor) deversoare

de pe un taler, n m; k este densitatea relativ a spumei, k = 0,5.

Pentru fiecare zon a coloanei, n funcie de debitul de lichid i de dimensiunile deversoarelor,

se calculeaz cte 2 nlimi h2 .

a) Zona de concentrare

smRD

l

vlM /10021.9581633.20433600

6.4778604.1442

3600

34

.

P = mmm 4396.06.43917014.32 , pentru n = 13/2

4

2 5.04396.085.1

10021.9

h

= 0,01701m = 17,01mm = 17 mm.

P = mmm 85408.008.85443414.32 , pentru n = 43/2

4

2 5.085408.085.1

10021.9

h

= 0,01092m = 10,92mm = 11mm.

b) Zona de epuizare

smFRD

l

vlM /10927.2501537.914360030006.4778604.1442

3600

33

.

P = mmm 83524.024.835113314.32 , pentru n = 13/2

3

2 5.083524.085.1

10927.2

h


39/94

- 40 -

= 0,0243m = 24,3mm = 25 mm.

P = mmm 884.1188465014.32 , pentru n = 63/2

3

2 5.0884.185.1

10297.2

h

= 0,014129m = 14,129mm = 14mm.nlimea tuburilor de vapori este: hhhhv 621 , h6 =10mm (valoare adoptat)

hv = 78 +17 + 10 = 105 mm i hv = 78 + 11 + 10 = 99 mm, pentru zona de concentrare.

hv = 78 + 25 + 10 = 113 mm i hv = 78 + 14 + 10 = 102 mm, pentru zona de epuizare.

nlimea clopotului este: 94161134

hhhhhh vvcvc , adic:

hc= 105 + 9 = 114 mm i

hc= 99 + 9 = 108 mm, pentru zona de concentrare.

hc = 113 + 9 = 122 mm i hc = 102 + 9 = 111 mm, pentru zona de epuizare.

Amplasarea tuburilor de vapori se face pe hexagoane regulate. Pasul, care este distana dintre

centrele a 2 tuburi succesive, se calculeaz cu relaia:

1

221

b

etebt

dDdD

cC

cC, n care DC = 1,2 m este diametrul interior

al coloanei; dc = 102mm este diametrul exterior al clopotului; e = 30mm este distana dintre

peretele interior al coloanei i peretele exterior al celui mai apropiat clopot (valoare adoptat dinintervalul 2030mm); b = 9 i este numrul de tuburi de pe diagonala celui mai mare hexagon,

conform Pavlov, p.514.

mmmmmb

et

dD cC 13075.12912975.019

03.02102.02.1

1

2

.

n funcie de soluia constructiv adoptat se amplaseaz pe taler tuburile sau barajele

deversoare.

Se deseneaz la scara 1:5 amplasarea elementelor interioare pentru fiecare zon a coloanei

(Anexa 1.a i Anexa 1.b).

Se deseneaz la scara 1:1 sau 1:2 elementele interioare pentru unul dintre talere, cu

dimensiunile calculate, n dou vederi (Anexa 2).


40/94

- 41 -

2.1.7.3. Calculul hidrodinamic al talerului

Acest lucru se face pentru a determina cderea de presiune pe un taler i pentru a verifica dac

distana dintre talere a fost bine aleas.

Trebuie s se verifice inegalitatea: gl

T

Ph

8.1 ,

n care h este distana dintre talere, h = 0,3m; PT este pierderea total de presiune n Pa;

l= 1033,029831 kg/m3 este densitatea lichidului la temperatura medie i concentraia medie din

coloan.

Pierderea total de presiune este dat de suma a trei termeni: PT glusc PPP .

Primul termen reprezint rezistena opus de taler la curgerea vaporilor n absena lichidului i

se calculeaz cu relaia: uscP2

2

vv

, n care este un coeficient de rezisten care depinde de

tipul de taler ( =4,75 pentru talere cu clopote); v = 4,101608 kg/m3 este densitatea vaporilor la

temperatura medie i concentraia medie din coloan, iar v este viteza vaporilor n tuburile de vapori.

Viteza se calculeaz din ecuaia debitului:

nd

M vv

vv

4

2

nd

M

vv

vv

2

4

sm /927.2

60063.014.3

547181.042

,

n care Mv =0,547181 m3/s; dv=63 mm este diametrul interior al tuburilor, iar nv=60 este

numrul tuburilor de vapori.

Deci: uscP2

2

vv

= Pa4571.832

101608.4927.275.4

2

.

Al doilea termen reprezint rezistena determinat de tensiunea superficial a lichidului i se

calculeaz cu relaia:echd

P

4, n care este tensiunea superficial a lichidului la temperatura

medie i concentraia medie din coloan n N/m, iar dech este diametrul echivalent al fantelor

clopotului n m.

)1( xx mBmA , cu A , B sunt tensiunile superficiale ale componenilor puri la

temperatura medie din coloan.


41/94

- 42 -

Tm=366,9K => tm=366,9-273,15=93,75C temperatura medie n coloan, xm =50,82402%

mas.

Conform Pavlov, p.508 avem: cmdymC

A/8.26

20

, cmdymC

B/8.28

20

, iar relaia de

corecie este: tt

115.00 . Cu aceast relaie se calculeaz tensiunea superficial pentru

tetraclorura de carbon (A) i toluen (B), la temperatura medie cu valoarea sus menionat:

mNmNcmdymC

A/10601875.1/1001875.16/01875.1675.93115.08.26 23

75.93 ./10801875.1/01875.1875.93115.08.28 2

75.93mNcmdym

C

B

Revenind la relaia

)1( xx mBmA = )5082402.01(10801875.150824026.010601875.1 22

= mN /107.1 2 .

mmmb

b

P

Sd

hh

ech 1818.018.1810502

50104

244

5

5

.

Astfel:echd

P

4Pa74.3

1818.0

107.14 2

.

Al treilea termen reprezint rezistena determinat de presiunea hidrostatic a lichidului de pe

taler i se calculeaz cu relaia: )2

(3.1 5421

h

hhhlglkP

, n care k = 0,5 este

densitatea relativ a spumei, iarl=1033,029831 kg/m3 este densitatea lichidului la temperatura

medie i concentraia medie din coloan.

ntruct pentru fiecare zon - de concentrare i de epuizare - avem cte dou valori pentru

nlimea h2 , vom avea 4 valori pentru glP , respectiv 4 valori pentru PT :

)2

(3.1 5421

hhhhlgl kP )2

05.0011.0078.0(029831.10335.03.1

2 h

= )042.0(46939.6712h

Zona de concentrare

a) h2 = 17mm PaPgl 617.39 PT Pa8141.126617.3974.34571.83 ;

b) h2 = 11mm PaPgl 588.35 PT Pa7851.122588.3574.34571.83 ;


42/94

- 43 -

Zona de epuizare

a) h2 = 25mm PaPgl 988.44 PT Pa1851.132988.4474.34571.83 ;

b) h2 = 14mm PaPgl 602.37 PT Pa7991.124602.3774.34571.83 .

Verificarea se va face pentru fiecare din cele 4 valori ale lui PT (n cazul n care inegalitateanu se respect, se modific distana dintre talere):

gl

TPh

8.1

0225.081.9029831.1033

8141.1268.13.0

(condiie satisfcut);

0218.0

81.9029831.1033

7851.1228.13.0


0235.081.9029831.1033

1851.1328.13.0


0222.081.9029831.1033

7991.1248.13.0

(condiie satisfcut).

Rezult, deci, c distana dintre talere a fost adoptat corect.


43/94

- 44 -

2.1.8. Bilan termic

pWpWVcdabDpDFpFabib QTcWiViMTcLTcFiM

pDpDFpFWpWVcdababblaz QTcLTcFTcWiViiMQ )(

Se fac nlocuirile: V=D(R+1); L=DR; cdab ii = abr - cldura latent de condensare a

aburului, care conform Pavlov, p. 529 are valoarea abr =2095000 J/kg, valoare corespunztoare

presiunii 6 ata.

DpDvv Tcri

pDpDFpFWpWDpDVababblaz QTcRDTcFTcWTcrRDrMQ )()1(

Pierderile de cldur se consider 3% din cldura util: utp QQ 03.0

])1([03.1 FpFWpWDpDVababblaz TcFTcWTcDrRDrMQ , n care:

F, CpF, TF

Mab, iab

Mab, icd

W, CpW, TW

V, iv

D, CpD, TD

L, CpD, TD

Bilanul termic al coloanei de rectificare se obine prin

aplicarea principiului conservrii energiei pentru

funcionare continu n regim staionar, sub forma:

QQei


44/94

- 45 -

F = 3000 kg/h este debitul lichidului de alimentare;

D = 1442,778604 kg/h este debitul de distilat;

W = 1557,221396 kg/h este debitul de reziduu;

Vr este cldura latent de condensare a vaporilor n J/kg.

BDADv rxrxr )1( , unde BA rr , sunt cldurile latente de condensare a

componenilor n stare pur la temperatura DT =77,6C.

Conform Pavlov, p. 521 avem: T, C Ar , kJ/kg ,deci:

60 201,9

100 185,6

kgJkgkJrC

A/194860/86.1949.201)606.77(

10060

9.1859.2016.77

.

Analog, pentru toluen avem: : T, C Br , kJ/kg ,deci:

60 388,8

100 368,7

kgJkgkJrC

/379956/956.3798.388)606.77(10060

7.3688.3886.77

B.

Astfel: BDADv rxrxr )1( =

= kgJ /528.190366379956)97694.01(19486097694.0 .

pDc , pWc , pFc sunt cldurile specifice ale distilatului, reziduului i, respectiv, lichidului de

alimentare n J/kgK. Se calculeaz cu relaiile:

ccDD

A

T

pBD

T

pDpDxxc )1( ; cc

WW

A

T

pBW

T

pWpWxxc )1( ; cc

FF

A

T

pBF

T

pFpFxxc )1( ,

n care pAc i pBc sunt cldurile specifice ale componenilor puri la temperaturile DT , WT i FT

n J/kgK.

Conform Pavlov, p. 538:

gradkgJgradkgJCkgkcalccC

pCCl

T

pA

D

/9.879/1009.421.0/21.0 36.77

4

;

gradkgJCkgkcalccC

pToluen

T

pB

D

/7.1801/43.06.77

.

Rezult:

ccDD

A

T

pBD

T

pDpDxxc )1( = gradkgJ /146.9017.1801)97694.01(9.87997694.0 .


45/94

- 46 -

Conform Pavlov, p. 538:

gradkgJCkgkcalccC

pCCl

T

pA

W

/85.900/215.09.109

4

;

gradkgJCkgkcalccC

pToluen

T

pB

W

/5.1885/45.09.109

.

Rezult: ccWW

A

T

pBW

T

pWpWxxc )1( =

= gradkgJ /572.18465.1885)0395344.01(900850395344.0 .

Analog: gradkgJCkgkcalccC

pCCl

T

pA

F

/28.888/212.012.96

4

;

gradkgJCkgkcalccC

pToluen

T

pB

F

/79.1847/441.012.96

.

Rezult: ccFF

A

T

pBF

T

pFpFxxc )1( =

= gradkgJ /2386.13777.1847)4903602.01(28.8884903602.0 .

Din bilan se calculeaz blazQ n W:

])1([03.1 FpFWpWDpDVblaz TcFTcWTcDrRDQ =

= 6.77146.9013600

778604.1442528.190366)16.4(

3600

778604.144203.1

W927.44571712.962386.13773600

30009.109572.1846

3600

221396.1557

i debitul de abur necesar n kg/s i kg/h:

hkgskgr

QM

ab

blaz

ab /911.765/21275.02095000

927.445717 hkg/766 .

2.1.9. Dimensionarea racordurilor

Calculul unui racord const n stabilirea diametrului i a nlimii. Diametrul se determin

din ecuaia debitului de fluid care circul prin racordul respectiv:

vMddvM mm

44

2

.

Viteza de curgere a fluidului prin racord se adopt, lund n considerare urmtoarele

domenii optime de variaie:

pentru lichide: 5.0v 5.2 m/s

pentru gaze: 10v 20 m/s


46/94

- 47 -

pentru vapori: 20v 30 m/s.

Diametrul se standardizeaz conform STAS 8815/3-79.

nlimea racordului se stabilete din considerente tehnologice i de montaj n intervalul

150 mm 300 mm.

Deoarece coloana de rectificare este prevzut cu izolaie termic, se adopt pentru

nlimea racordurilor valoarea: mmhracord 250 .

Conform Pavlov, p.496 avem: T, C A , kg/m3

T, C B , kg/m3

80 1477 80 810

100 1435 100 791

deci:

3

12.96

/148.14431477)8012.96(10080

14351477

4

mkgC

CCl

T

A

F

;

3

12.96

/686.794810)8012.96(10080

791810mkg

C

toluen

T

B

F

.

Cu valorile calculate, revenim la relaia:

FF T

B

F

T

A

F

F

XX

11=

= 334 /27.1019/108111.9686.794

4903602.01

148.1443

4903602.0mkgkgm F

.

Mm2, TW

Mm1, TW

F, TF

V, TD

L, TD

d5

d4

d3

d2

d1

1. Racord de alimentare al coloanei

lF v

Fd

41

smvl /2 - valoare adoptat din domeniul optim

pentru lichide;

F= hkg/3000 - debitul lichidului de alimentare;

F - densitatea lichidului de alimentare la

temperatura FT :

FF T

B

F

T

A

F

F

XX

11


47/94

- 48 -

Astfel:lF v

Fd

41

mmm 819.22022819.0227.101914.3

3600

30004

.

Conform STAS 8815/3-79 avem Racord 6 - 253,2250 mm.

2.Racord de ieire a vaporilor

vv v

RDd

)1(42

smvv /30 - valoare adoptat din domeniul optim pentru vapori;

D= hkg/778604.1442 - debitul distilatului;

R = 4,6cifra de reflux optim;

molixy DD %2.96 ;

v - densitatea vaporilor la temperatura DT :D

DBDA

vTT

TyMyM

0

0

4.22

)1( =

= 3/2721.56.7715.273

15.273

4.22

)962.01(92962.0154mkg

.

Astfel:vv v

RDd

)1(42

mmm 45.13413445.0302721.514.3

)16.4(3600

778604.14424

.

Conform STAS 8815/3-79 avem Racord 6 - 1504,5250 mm.3.Racord de intrare a refluxului

lD v

RDd

43

smvl /2 - valoare adoptat din domeniul optim pentru lichide;

D - densitatea distilatului la temperatura DT :

DD T

B

D

T

A

D

D

XX

11.

Conform Pavlov, p.496 avem: T, C A , kg/m3 T, C B , kg/m

3

60 1517 60 829

80 1477 60 810

deci:


48/94

- 49 -

36.77

/8.14811517)606.77(8060

14771517

4

mkgC

CCl

T

A

D

;

3

6.77

/28.812829)606.77(8060

810829mkg

C

toluen

T

B

D

.


DD T

B

D

T

A

D

D

XX 11

=

= 334 /1676.1454/1087678.628.812

976946.01

8.1481

976946.0mkgkgm D

.

Astfel:lD v

RDd

43

mmm 416.28028416.021676.145414.3

6.43600

778604.14424

.

Conform STAS 8815/3-79 avem Racord 6 - 323,6250 mm.4.Racordde ieire a lichidului din blaz

lW

m

v

Md

1

4

4

./676884.23600

30006.4778604.1442 31 smFRDFLMm

masaxW %95344.3 .

W - densitatea lichidului din blaz la temperatura WT = 109,9 C:

WW T

B

W

T

A

W

W

XX 11 .

Conform Pavlov, p.496 avem: T, C A , kg/m3 T, C B , kg/m

3

100 1435 100 791

120 1391 120 773

deci:

3

9.109

/22.14131435)1009.109(

120100

13911435

4

mkgC

CCl

T

A

W

;

3

9.109

/09.782791)1009.109(120100

773791mkg

C

toluen

T

B

W

.


49/94

- 50 -


WW T

B

W

T

A

W

W

XX

11=

= 333 /1465.796/1025605.1

09.782

0395344.01

22.1413

0395344.0mkgkgm W

.

Astfel:lW

m

v

Md

1

4

4mmm 277.46046277.0

21465.79614.3

676884.24

.


5.Racord de intrare a vaporilor n blaz

vv

m

v

Md

2

5

4

smvv /30 - valoare adoptat din domeniul optim pentru vapori;

smWMM mm /109445.33600

221396.1557676884.2 312 ;

v - densitatea vaporilor la temperatura WT :W

WBWA

vTT

TyMyM

0

0

4.22

)1( =

= 3/02981.39.10915.273

15.273

4.22

)05121.01(9205121.0154mkg

,

n care: )( WW xfy - fracii molare calculate din datele de echilibru:

Wx = 2,4 % moli, iar Wx Wy de unde rezult:

0 0

4,71 10,05

moliyW %121.50)04.2(71.40

05.100

.

Astfel:vv

m

v

Md

2

5

4mmm 754.208208754.0

3002985.314.3

109445.34

.


2.1.10.Calculul izolaiei termice

Izolarea termic

Izolarea termic a conductelor i utilajelor (a coloanei, n cazul abordat) are ca scop:


50/94

- 51 -

Reducerea schimbului de cldur ntre fluidul din utilaj sau conduct i mediul

ambiant;

Evitarea modificrii parametrilor fluidului n utilaj sau conduct (condensarea aburului,

nclzirea agenilor frigorifici, etc.);

Prevenirea accidentelor de munc prin arsuri termice i asigurarea unui climat adecvat

n instalaiile din cldire, n care exist utilaje acror temperatur exterioar n timpul

funcionrii depete 50 C;

Izolani termici

Efectele izolrii termice a conductelor i utilajelor depind de materialul folosit, de modul

de executare i de exploatare a izolaiei. Materialele folosite ca izolani termici trebuie s

ndeplineasc o serie de condiii dintre care mai importante sunt:

S aib coeficient de conductivitate termic mic; S aib densitate mic pentru a nu ncrca excesiv utilajul sau conducta (se prefer

materiale cu porozitate mare care au densitate i coeficieni de conductivitate termic

mici);

S reziste la solicitri mecanice (ocuri, vibraii, etc.)

S aib stabilitate termic bun n timp (stabilitatea termic scade n timp datorit

mbtrnirii materialului i modificrii structurii lui sub influena temperaturii);

S aib permeabilitate mic pentru lichide (prin umezirea materialului crete valoarea

coeficientului de conductivitate termic);

S nu fie inflamabile sau s aib temperatur de inflamabilitate mare;

S nu fie corozive fa de materialul din care este confecionat utilajul sau conducta;

S fie uor de procurat i montat;

S fie ieftin;

Cea mai important caracteristic a unui material termoizolant este coeficientul de

conductivitate termic. Aceasta este funcie de natura i porozitatea materialuluii este

puternic influenat de umiditate.

Domeniul de utilizare al materialelor izolante este limitat de dou valori ale temperaturii:

temperatura de nghe a apei din material;

temperatura de topire a materialului termoizolant.


51/94

- 52 -

Din acest punct de vedere materialele termoizolante utilizate n practic se pot clasifica

astfel:

materiale termoizolante pentru temperaturi foarte joase (instalaii de gaze

lichefiate);

materiale termoizolante pentru temperaturi joase (instalaii cu ageni frigorifici);

materiale termoizolante pentru temperaturi normale (instalaii de termoficare,

nclzirea central, conducte de condens, etc.);

materiale termoizolante pentru temperaturi ridicate (instalaii i conducte de

abur supranclzit, gaze de ardere, etc.).

Principalele materiale termoizolante utilizate n industrie sunt:

Azbestulmaterial fibros de origine mineral compus din bioxid de siliciu i oxid de

zinc cu adaosuri de oxid de aluminiu, fier i calciu. Se poatefolosi pn la temperaturade 700 C. Are coeficient de conductivitate termic mare i de aceea nu se folosete ca

atare, ci intr n componena altor materiale termoizolante: sovelit, azbozorit.

Vat mineral obinut prin topirea bazaltului natural, urmat de presarea sau

centrifugarea masei topite. Nu este higroscopic i are rezisten chimic bun i pre

de cost redus.

Vat de zgur material obinut prin centrifugarea sau presarea masei de sticl topit.

Are o larg utilizare n practic pn la temperatura de 500 C, deoarece nu estecoroziv i are rezisten mecanic bun. Se folosete sub form de saltele cu grosimi

1560 mm.

Diatomit pmnt natural izolant care formeaz cu apa o past ce poate fi aplicat pe

suprafeele ce trebuie izolate.Se folosete pn la temperatura de 800C.

Alfolulpachete de foie de aluminiu de 0,01 mm grosime. Are rezisten mecanic

bun, nu este higroscopic, dar are pre de cost ridicat. Se utilizeaz n domeniul

temperaturilor normale i joase.

Plut natural expandat se folosete mpreun cu bitumul deoarece are rezisten

mecanic redus i higroscopicitate mare.

Beton spongiossub form de monolit sau armat cu adaos de clei, colofoniu, K2CO3.

Pslamaterial termoizolant din pr de animal. Are rezisten mecanic bun i

proprieti termoizolante bune, dar este higroscopic.


52/94

- 53 -

n afar de aceste materiale termoizolante se folosesc, mai ales n domeniul temperaturilor

joase i normale, materiale plastice. Acestea sunt caracterizate printr-o stabilitate chimic bun,

coeficieni de conductivitate termic i densiti mici, rezisten mecanic bun. De asemenea,

sunt nehigroscopice, neinflamabile i necorozive.

Pentru izolarea termic a coloanei de rectificare se alege vata de sticl.

Se adopt grosimea materialului izolant ( mmiz 25 ) ntre 20 mm i 30 mm i se

calculeaz fluxul termic pierdut prin aceast izolaie n mediul ambiant. Valoarea calculat

trebuie s fie mai mic dect valoarea pierderilor de cldur admise n bilanul termic:

piz QQ .

W

Q

QQblaz

utp 07554.1298203.1

927.44571703.003.103.003.0 .

Fluxul termic pierdut prin izolaie se calculeaz cu relaia: iziz AqQ , n care q este fluxul

termic specific n W/m2, iar Aizeste suprafaa exterioar a izolaiei n m2. Suprafaa exterioar

a izolaiei se calculeaz cu relaia:4

22

iz

iziziz

DHDA

.

izcciz DD 22

= 22

3884.374

278.114.32678.8278.114.3 m

.

mHH izciz 678.8025.02014.026.822

mDD izcciz 278.1025.02014.022.122

n care: H = 8,6 mnlimea coloanei;Dc = 1,2 mdiametrul interior al coloanei;

c = 0,014 mgrosimea peretelui coloanei;

iz = 0,025 mgrosimea izolaiei.

Deci: =4

22

iz

iziziz

DHDA

=


53/94

- 54 -

Pentru a calcula fluxul termic specific se consider c rezistenele termice ale vaporilor n

condensare i peretelui metalic al coloanei sunt neglijate n comparaie cu rezistena termic a

izolaiei i a stratului limit termic gazos.

(Km

Wiz 06.0 ); C

TTT WDm

7.93

2

9.1096.77

2este temperatura medie a vaporilor n

coloan; izT este temperatura peretelui exterior al izolaiei; CTaer 10 este temperatura mediului

ambiant; este coeficientul individual de transfer de cldur pentru aer, W/m2K.

Pentru coeficientul se utilizeaz relaia de calcul: )(07.074.9 aeriz TT . Dup

nlocuire rezult egalitatea: )()](07.074.9[)( aerizaerizizmiz

iz

TTTTTT

. S-a obinut o

ecuaie algebric de ordinul doi, n care necunoscuta este izT .

Se rezolv ecuaia:

74.974.94.2225)10()]10(07.074.9[)75.93(025.0

06.0iziziziziz TTTTT

04.31574.1007.074.107.014.124.322)10(07.02222 iziziziziziz TTTTTT

CTiz 2.25 .

Cu aceast valoare se calculeaz: 2/472.164)2.2575.93(025.006.0 mWq i iziz AqQ

izp WQW 07554.12982345.61493884.37472.164 a fost corect adoptat.

c iz

mT izT

aerT

n regim staionar, fluxul termic

staionar transferat prin cele dou

straturi cu rezisten termic mare

este:

)()( aeriziziz

iz TTTCq

,

n care iz este conductivitatea

termic a materialului izolator


54/94

- 55 -

2.2. Dimensionarea fierbtorului din blazul coloanei

2.2.1. Alegerea tipului de fierbtor

Pentru fierbtor se alege un schimbtor de cldur multitubular cu manta, amplasat n

exteriorul coloanei n poziie vertical. Prin evi circul ascendent lichidul din blaz, care este

adus la fierbere. Prin spaiul intertubular circul abur cu presiunea de 6 ata i debitul de

0,21275 kg/s=766 kg/h (calculat n capitolul 2.1.9.).

evile schimbtorului sunt confecionate din oel inoxidabil, iar mantaua din oel obinuit,

deoarece vine n contact numai cu agentul termic.

2.2.2. Calculul suprafeei de transfer termic

Suprafaa de transfer termic a fierbtorului se calculeaz din ecuaia transferului global de

cldur:q

Q

TK

QA blaz

m

blaz

.

Necesarul de energie termic a fost calculat n seciunea 2.1.9. i are valoarea

blazQ =445717,927 W.

Fora motrice a transferului de cldur este: KTTT Wabm 2.489.1091.158 .

Fluxul termic specific q se msoar n W/m2.

Deoarece fierbtorul este un schimbtor de cldur n care ambele fluide sufer o

transformare de faz, trebuie adoptate att diametrul ct i nlimea evilor. Diametrul evilorse adopt din STAS 10358/88 cu diametrul exterior ntre 30 mm i 60 mm. nlimea evilor de

adopt ntre 1 m i 1,3 m. Valorile adoptate: d = 502 mm i ht = 1,2 m..

Coeficientul global de transfer termic se calculeaz cu relaia:

n

i i

imT

qK

1 21

11

1

,

n care 1 este coeficientul individual de transfer termic pentru vapori n condensare, n

W/m2K; 2 este coeficientul individual de transfer termic pentru lichide n fierbere, n

W/m2K, iar

n

i i

i

1

este rezistena termic a peretelui evilor n (m2K)/W.

Ambii coeficieni individuali de transfer termic se exprim n funcie de fluxul termic

specific q, conform relaiilor:


55/94

- 56 -

3/1

1

3/13/12

1 )(21.1

qcq

h

gr

t

,

n care ,, sunt conductivitatea termic, densitatea i viscozitatea apei la temperatura

aburului de nclzire Tab= 158,1C; r=2095000 J/kg este cldura latent de condensare a

aburului, iar ht = 1,2 m este nlimea evilor.

Conform Pavlov, p. 517, avem: CTab , , kg/m3 610 , Pas

Km

W

,102

150 917 185 68,4

160 907 174 68,3

Pentru Tab= 158,1C, prin interpolare liniar obinem:

31.158 /9.908917)1501.158(

160150

907917mkgC

;

sPasPa CC

61.15861.158 1009.17609.176185)1501.158(

160150

17418510 ;

KmWKmW CC

/10319.68/319.684.68)1501.158(

160150

3.684.6810 21.15821.158

3/2

2

3/23/12

2 )( qcqT

bf

,

n care b este un coeficient adimensional care depinde de raportul dintre densitatea lichidului i

densitatea vaporilor:

3/2

101075.0v

b

= 09328.0

02981.3

1465.796101075.0

3/2

3/1465.796 mkg este densitatea lichidului din blaz la temperatura WT i concentraia Wx .

3/02981.3 mkgv este densitatea vaporilor la temperatura WT i concentraia Wy .

,, sunt conductivitatea termic, viscozitatea i tensiunea superficial a lichidului din blaz la

temperatura WT i concentraia Wx . Aceste valori se citesc din Pavlov, dup cum urmeaz:

o Tensiunea superficial, conform Pavlov, p. 508 pentru toluen este: cmdynC /8.2815 i

relaia de corecie cu temperatura este:

mNcmdynt Ct /101615.16/1615.169.109115.08.28115.03

9.1090

o Viscozitatea toluenului, conform Pavlov, p. 533 este: sPaC

6

9.109 10245 ;


56/94

- 57 -

o Conform Pavlov, p. 537 avem:

KmWKmWChmkcalC /118626.0/163.1102.0/102.09.109 .

fT este temperatura de fierbere a lichidului din blaz , KCTT Wf 05.3839.109 .

Se nlocuiesc relaiile de calcul a coeficienilor individuali n expresia coeficientului global:

n

i i

im

qcqc

T

q

13/2

2

3/1

1

11

1

i se obine o funcie de variabila q:

m

n

i i

i Tqc

qqc

3/1

21

3/4

1

11

m

n

i i

i Tqc

qqc

qF

3/1

21

3/4

1

11)(

.

Se calculeaz:

1c 1121.3567112.11009.176

81.920950009.90868319.021.1)(21.1

3/1

6

23/12

th

gr

;

2c 1.81665205.383101615.1610245

118626.01465.79609328.0)(

3/1

36

23/1

2

fT

b

;

WKmrr depdep

n

i i

i

245-4

21

1

103.723108.5981072.15.17

002.0

,

n care mmm 002.02 este grosimea peretelui evilor,Km

W 5.17 (Pavlov, p. 510) este

conductivitatea termic a oelului inoxidabil, iar 21 , depdep rr sunt rezistenele termice ale

impuritilor depuse de fluide pe pereii evilor. Aceste rezistene se calculeaz, conform Pavlov, p.

512 astfel:

WKmr

KmW

rdep

dep

24

121

1

101.725000163.11

;

WKmr

KmW

rdep

dep

25-

221

2

108.59810000163.11

.

Se rezolv ecuaia 0)( qF i cu soluia obinut se calculeazmT

qK

.

Ecuaia este neliniar i se poate rezolva direct pe calculator n MATHCAD sau printr-o

metod numeric rapid, ca de exemplu metoda Newton Raphson simplificat, care are

urmtorul algoritm de calcul:


57/94

- 58 -

- se face derivata funciei )(qF : 3/2

21

3/1

1 3

11

3

41)(

qc

qc

qFn

i i

i

;

- se alege o soluie iniial 20 /50000 mWq ;

- se calculeaz )( 0qF i )( 0qF

;

- se aplic relaia de recuren:)(

)(

0

11

qF

qFqq nnn

pentru n = 1)(

)(

0

001

qF

qFqq

pentru n = 1)(

)(

0

112

qF

qFqq

;

- se continu calculul pn cnd se obine o valoare Nq care ndeplinete condiia

2

1 /10 mWqq NN . Valoarea Nq reprezint soluia ecuaiei )(qF = 0.

Rezolvarea ecuaiei 0)( qF direct cu softul MATHCAD este ilustrat mai jos:

Cu valoarea 2/56470 mWq se calculeaz KmWT

qK

m

2/6,11712.48

56470, deci

suprafaa de transfer termic a fierbtorului este: 27.89356470

927.445717m

q

Q

TK

QA blaz

m

blaz

.

2.2.3. Calculul diametrului fierbtorului

Suprafaa calculat se majoreaz cu 10%20%:

29.4728.682893.7)2.11.1()2.11.1( mAAmaj .

c1 356711.11 c2 1.81665 Tm 48.2C

1

c1 2.803 10

6

1

c2 0.55

f q( ) 2.803 106

q

4

3 q 3.72310

4 0.55q

1

3 48.

q 5000 root f q( ) q ( ) 5.647 104


58/94

- 59 -

Se calculeaz numrul de evi:

552554.64851.1282.1046.014.3

472.9

2.1046.014.3

682.8

t

maj

hd

An

evi, n care

d este diametrul evilor de partea fluidului cu cel mai mic .

Vapori n condensare (abur): KmWqc 23/13/111 /9297.74564701121.356711

Lichid n fierbere (lichidul din blaz):

KmWqc 23/23/222 /2673.93156470816652.1

Diametrul adoptat al evilor este d = 502 mm, iar n cadrul seciunii 2.2.1 s-a stabilit c aburul

circul n spaiul intertubular, deci de partea exterioar a evilor, iar lichidul din blaz spaiul

intratubular, adic de partea interioar a evilor. Cum cel mai mic l are lichidul din blaz, rezult

c diametrul luat n calcul este diametrul interior d = 46 mm.

evile se amplaseaz pe 4 hexagoane regulate, conform Pavlov, p. 514.

Diametrul schimbtorului se calculeaz cu relaia: edbtD ex 2)1( .

Pasul t se adopt: mmdt ex 756550)5.13.1()5.13.1( ; t = 65 mm.

Distana e se adopt: e = 1020 mm; e = 10 mm.

b = 9 este numrul de evi de pe diagonala principal a celui mai mare hexagon.

mmdex 50 este diametrul exterior al evilor.

Astfel: mm.590m59.00.012+0.05+)1-(90.0652)1( edbtD ex Aceastvaloare se standardizeaz conform STAS 404/3-88: D = 60912 mm (Dint = 585 mm).

ntruct valoarea calculat a diametrului interior al fierbtorului difer de cea corespunztoare

valorii din stas al acestuia, se va recalcula pasul:

t = .64375.64064375.08

01.0205.0585.0mmmmm

e = .5.110115.02

064.0805.0585.0mmm

Se reprezint grafic distribuia evilor n fierbtor la scara 1:2 Anexa 3.


59/94

- 60 -

2.2.4. Calculul nlimii schimbtorului

2.2.5. Dimensiunea racordurilor

H

h1

h2

ht

Conform desenului alturat, nlimea

schimbtorului este:

mhhhH t 8.13.03.02.121

n care th = 1,2 m este nlimea evilor,

iar 1h = 2h = 0,3 m reprezint nlimea

capacelor.

Se adopt 1h = 2h = 0,2 0,3 m.

Mcond

Mm2

Mm2

Mab

d2

d3

d4

d1

1. Racord de intrare a lichidului

21465.79614.3

109445.344 21

lW

m

v

Md

mm49.876m0.049876 , n care

smMm /109445.33

2 i3/1465.796 mkgW

Au fost calculate n seciunea 2.1.9., iar viteza

smvl /2 a fost adoptat n aceeai seciune.

Diametrul calculat se standardizeaz conform

STAS 8815/3-79: Racord 6 - 654250 mm.

2. Racord de ieire a vaporilor2d - este identic cu racordul de intrare a vaporilor

n blaz, calculat n seciunea sus menionat:

Racord 6 - 2504,5250 mm.


60/94

- 61 -

3. Racord de intrare a aburuluimmm

v

Md

vab

ab 95.5305395.030104.314.3

21275.0443

, n care skgMab /21275.0

a fost calculat ntr-o seciune anterioar,

3

/104.3 mkgab

- densitatea vaporilor de ap lapresiunea aburului (conform Pavlov, p. 529).

Diametrul calculat se standardizeaz conform STAS 8815/3-79: Racord 6 - 654250 mm.

4. Racord de ieire a condensuluiDebitul volumic de condens se majoreaz cu 3 pentru situaiile n care o parte din abur nu

condenseaz.

mmm

v

Md

lcond

ab 07.1601607.0

29.90814.3

21275.034344

, n care skgMab /21275.0

a fost calculat ntr-o seciune anterioar, 3/9.908 mkgcond - densitatea apei la temperatura

aburului (calculat n seciunea 2.2.2.).

Diametrul calculat se standardizeaz conform STAS 8815/3-79: Racord 6 - 253,2250 mm.


61/94

- 62 -

2.3. Dimensionarea condensatorului de la vrful coloanei

2.3.1. Alegerea tipului de condensator

Condensatoarele utilizate la nivel industrial pot fi de suprafa sau de amestec. Pentru

instalaia de rectificare proiectat se alege un condensator de suprafa multitubular, cu evi n

manta, amplasat n poziie vertical. n spaiul intertubular al schimbtorului condenseaz

vaporii rezultai la vrful coloanei. Prin interiorul evilor circul n sens ascendent ap de

rcire.

Condensatorul este confecionat n ntregime din oel inoxidabil.

2.3.2. Bilan termic

Bilanul termic este de forma: )()1( ifpaavcond TTCMrRDQ .

n bilan au fost neglijate pierderile de cldur, deoarece favorizeaz procesul condensrii.

Se calculeaz fluxul termic transferat n W:

WrRDQ vcond 8388.427243528.190366)16.4(3600

778604.1442)1( , n care:

kgJrv /528.190366 - cldura latent de condensare a vaporilor la temperatura CTD 6.77

calculat n seciunea 2.1.8.

Se calculeaz debitul de ap necesar:

D(R+1), iv

D(R+1), ic

Ma, Cpa, Tf

Ma, Cpa, Ti

D, CpD, TD

DR


62/94

- 63 -

skgTTC

QM

ifpa

cond

a /2.1019675.10)1525(1019.4

8388.427243

)( 3

hmhkg /782.36998

3.36708/3.36708 3 , unde:

CTi 15 - este temperatura iniial a apei; CTf 25 - temperatura final a apei;

KkgJCpa /1019.43 - este cldura specific a apei la temperatura medie de 20 C.

2.3.3. Calculul suprafeei de transfer termic

Suprafaa de transfer termic se calculeaz din ecuaia transferului global de cldur:

m

cond

TK

QA

Fora motrice a transferului, mT , se calculeaz din diagrama temperaturilor.

T TD = 77,6C T

Pentru a calcula coeficientul global de transfer termic trebuie cunoscute numrul i

dimensiunile evilor.Diametrul evilor se adopt din STAS - 10358/88 cu diametrul interior n intervalul

(2030)mm. Diametrul adoptat d = 28 1,5 mm.

Numrul de evi se calculeaz din ecuaia debitului de ap care circul prin interiorul lor:

4083.39523.0)025.0(14.3998

2.1044

4 22

2

vd

Mnvn

dM aa

evi,

n care: este densitatea apei la temperatura medie, conform Pavlov, p. 517 are valoarea

320

/998 mkgC

a

.

Viteza de curgere prin evi se calculeaz din criteriul Reynolds. Pentru ca transferul de

cldur s fie eficient, se impune un regim de curgere turbulent. Se alege pentru criteriul

Reynolds o valoare ntre 10500 i 13000 i se calculeaz viteza.

Valorea adoptat este: Re = 12000.

A

Ti = 15C

Tf= 25CK

TTTm

6.572

)256.77()156.77(

2

minmax


63/94

- 64 -

smd

vdv

/523.0025.0998

1012000ReRe

3

, unde sPaCa

320 10 (Pavlov, p. 517)

Pentru a stabili dac schimbtorul are una sau mai multe treceri, se face un calcul estimativ al

nlimii evilor. n acest scop se estimeaz valoarea coeficientului global din intervalul

recomandat pentru condensarea vaporilor de lichide organice, care este (400700) W/m2K.

Valoarea aleas este: KmWK 20 /700 .

instalatie de separare a amestecurilor lichide omogene prin rectificare continua

Documents