Post on 03-Apr-2018
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
2.4.2. Bilan termic.70
2.4.3. Calculul diametrului i lungimii recuperatorului.72
2.4.4. Dimensionarea racordurilor.75
2.5. Dimensionarea prenclzitorului pentru amestecul de alimentare.76
2.5.1. Alegerea tipului de schimbtor de cldur...76
2.5.2. Bilan termic.76
2.5.3. Calculul diametrului i nlimii schimbtorului.77
2.5.4. Dimensionarea racordurilor.79
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
12/94
- 13 -
Figura 2.1aColoan cu umplutur Figura 2.1bColoan cu talere
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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:
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
Pentru talerul i=2 bilanul este: yxxyR
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
.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
22/94
- 23 -
moliy %911.8526785.92)508.91923.83(1174952.5
174952.5
3
.
Pentru talerul i=3 bilanul este: yxxyR
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
x4 se calculeaz prin interpolare liniar: : y x
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 .
Pentru talerul i=5 bilanul este: yxxyR
R
5456)(
1
x5 se calculeaz prin interpolare liniar: : y x
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
.
Pentru talerul i=6 bilanul este: yxxyR
R
6567)(
1
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
23/94
- 24 -
x6 se calculeaz prin interpolare liniar: : y x
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
.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
24/94
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
28/94
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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:
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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).
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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,
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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)
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
(interpolare liniar),
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
.
Conform STAS 10358-88, d = 342 mm, adic di= 30 mm.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
(interpolare liniar),
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
.
Conform STAS 10358-88, d = 1336 mm, adic di= 121 mm.
Cazul b) n=6
d = mmm 514.45045514.03.0501537.914614.33600
)30006.4778604.1442(4
Conform STAS 10358-88, d = 502 mm, adic di= 48 mm.
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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).
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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 ;
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
(condiie satisfcut);
0235.081.9029831.1033
1851.1328.13.0
(condiie satisfcut);
0222.081.9029831.1033
7991.1248.13.0
(condiie satisfcut).
Rezult, deci, c distana dintre talere a fost adoptat corect.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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 .
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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:
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
.
Cu valorile calculate, revenim la relaia:
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
.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
49/94
- 50 -
Cu valorile calculate, revenim la relaia:
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
.
Conform STAS 8815/3-79 avem Racord 6 - 503,6250 mm.
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
.
Conform STAS 8815/3-79 avem Racord 6 - 2504,5250 mm.
2.1.10.Calculul izolaiei termice
Izolarea termic
Izolarea termic a conductelor i utilajelor (a coloanei, n cazul abordat) are ca scop:
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
=
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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:
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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 ;
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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:
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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.
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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
7/28/2019 Instalatie de Separare a Amestecurilor Lichide Omogene Prin Rectificare Continua
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 .