Home - Rasfoiesc.com
Educatie Sanatate Inginerie Business Familie Hobby Legal
Doar rabdarea si perseverenta in invatare aduce rezultate bune. stiinta, numere naturale, teoreme, multimi, calcule, ecuatii, sisteme


Biologie Chimie Didactica Fizica Geografie Informatica
Istorie Literatura Matematica Psihologie

Chimie


Index » educatie » Chimie
» Dimensionarea coloanei de fractionare a unei benzine nafta


Dimensionarea coloanei de fractionare a unei benzine nafta




Dimensionarea coloanei de fractionare a unei benzine nafta

 

            Benzina nafta este un amestec de mai multe hidrocarburi, incepand cu C5  si terminand cu C10 .

            Amestecurile multicomponente contin cel putin trei componenti in concentratii semnificative.

            In practica industriala, aceste amestecuri se intalnesc cel mai des, desi toate coloanele de fractionare realizeaza, de fapt, separarea intre doi componenti ai amestecului.

            Desi fractionarea amestecurilor multicomponente se bazeaza pe aceleasi principii ca si fractionarea amestecurilor binare, aplicarea lor este mult mai complexa.

            Daca se ia in consideratie cayul coloanei conventionale care este alimentata cu fluxul F si separa pe la varf distilatul si pe la baza reziduul, operatia de fractionare este astfel condusa incat separarea sau „taierea”  sa se realizeze intre doi constituenti ai amestecului, cu volatilitati adiacente, denumiti componenti cheie: cel cu volatilitate mai mare- component cheie usor, iar cel cu volatilitate mai mica- component chie greu. Componentii mai usori decat componentul cheie usor si mai grei decat componentul cheie greu sunt cunoscuti sub numele de componenti externi [ 4,45].




            1.1. Parametrii de regim ai coloanei de fractionare

            Folosirea metodelor rapide de calcul al numarului de echilibre teoretice, precum si dimensionarea coloanei necesita cunoasterea parametrilor de regim.

            Chiar si metodele analitice riguroase, din taler in taler, necesita pentru inceput cunoasterea unora dintre acesti parametri in vederea stabilirii presiunii de lucru si estimarii profilului initial al temperaturii.

            Parametrii de regim cei mai importanti ai unei coloane de fractionare sunt: temperaturile si presiunile din vasul de reflux (ts, respectiv ps), de la varful coloanei (pv, tv), ale alimentarii (pf, tf) si din refierbator (pb, tb ).

           

Temperatura din vasul de reflux

            Vaporii de la varful coloanei pot fi condensati total sau partial cu ajutorul unui agent de racire. Indiferent in ce faza se elimina produsul de varf, condensatorul trebuie sa asigure in mod obligatoriu cel putin condensarea acelei parti din vaporii care se reintoarce ca reflux la varful coloanei. Acest lucru este posibil numai daca in condensator se realizeza o temperatura mai mica decat temperatura critica a produsului care urmeaza a fi condensat [4,54].

Presiunea din vasul de reflux

            Produsul de varf al unei coloane de fractionare se poate elimina sub forma lichida (cazul condensarii totale), sub forma de vapori (cazul condensarii partiale), sau combinat. Din acest motiv, calculul presiunii din vasul de reflux se face diferit.

            In cazul in care produsul de varf se elimina in stare lichida , acest lucru fiind caracteristic condensarii totale, calculul presiunii ps se face cu ecuatiile punctului de fierbere:

ps=∙ x              sau

∙ x= 1              (1)

In functie de comportarea ideala sau neideala a amestecului.

            Prima ecuatie specifica idealitatii permite calculul direct al presiunii ps; pentru calculul presiunii cu a doua ecuatie se apeleaza la metoda incercarilor succesive: se fac presupuneri succesive de presiune si se citesc constantele de echilibru pana cand suma devine egala cu unitatea [4,55].

Presiunea de la varful coloanei

            Aceasta presiune se calculeaza cu relatia:

                        Pv = ps +∆ pc                                                      (2)

unde:

                        pc  reprezinta pierderea de preiune prin conducta si condensator (0,20,6   bar).

Temperatura de la varful coloanei

            Aceasta temperatura se calculeza cu ecuatia punctului de roua:

p=               sau

  = 1                                                    (3)

Unde yl1  repreyinta fractiile molare ale componentilor in vaporii de la varful coloanei ( de pe talerul 1).

            In cazul condensarii a vaporilor de varf, yl1 = xd1.

 

Presiunea de la baza coloanei

            Aceasta presiune se determina adaugand la presiunea din varful coloanei o cadere de presiune de 5 psi (0,34 at) de-a lungul talerelor.

 

Temperatura din baza coloanei

 

            De obicei, aceasta temperatura se confunda cu temperatura din refierbator. Ea se calculeaza cu ecuatia punctului de fierbere:

            p=                  sau

 = 1                                   (4)

           

Concentratiile xb1 fiind cele rezultate din calculul distributiei.

Presiunea si temperatura fractiei laterale

 

            Produsul lateral se va lua de pe un taler ce se gaseste intre talerul de alimentare si cel de la varful coloanei.

            Presiunea fractiei laterale va fi cu aproximativ 1,67 psi mai mare decat presiunea talerului din varful coloanei de fractionare.

            Temperatura fractiei laterale se va calcula cu ecuatia punctului de fierbere.

Presiunea si temperatura din alimentare

 

            Presiunea alimentarii se va alege intre presiunea talerului din baza coloanei si presiunea talerului de pe care se culege fractia laterala.

            Temperatura alimentarii, tf , se calculeaza din ecuatia punctului de roua sau de fierbere sau din ecuatia vaporizarii in echilibru in functie de conditia termica a alimentarii; cand se pune problema recuperarii de caldura prin schimb cu alte fluxuri calde, temperatura se calculeaza din ecuatii de bilant termic [4,57].

3.1.2. Ratia minima de reflux, ratia reala de reflux

 

            Ratia de reflux si numarul de talere constituie principalii parametrii care determina o separare data. La cresterea ratiei de reflux, numarul de talere teoretice necesare unei separari scade si invers, la micsorarea ratiei de reflux numarul de talere teoretice creste. Limitele acestor valori sunt ratia minima de reflux, Rmin sau RDM [1] si ratia infinita de reflux, R.

            Ratia minima de reflux nu are un sens fizic, dar corespunde unei cantitati de reflux pentru care numarul de talere teoretice necesar realizarii unei separari date ar fi infinit.

            Conditiile refluxului minim se realizeaza in cazul in care intr-o sectiune anumita a coloanei se stabileste un domeniu de concentratie constanta, pentru care fortele motrice ale procesului de separare sunt nule. In aceasta zona de concentratie constanta se poate admite ca variatia concentratiilor lichidului pe doua talere succesive este nesemnificativa.

            Ratia minima de reflux este data de relatia:

            R =                                              (5)

In care xf si yf reprezinta fractiile molare ale componentului mai volatil in lichid, respectiv in vaporii care parasesc talerul de alimentare si se obtin la intersectia curbei de echilibru y-x cu linia q [4,12].

            In literatura straina,[1] , ratia minima de reflux este data de relatia:

           

            RDM = m/ (1- m )                                              (6)

adica:

                        moli component cheie in reflux / moli component cheie in distilat.

            m = ( xR - yFV ) / ( xR – xF )                               (7)

            yFV = α ∙ xF / 1+ (α – 1 ) ∙ xF                                       (8)

unde:

xR -  fractie molara a componentului chiee usor in reflux

xF -  fractie molara in alimentare

xFV - fractie molara in alimentare, in stare lichida

α -    volatilitatea relativa a componentului chie usor fata de cel greu

Aceste relatii sunt valabile pentru alimentare la punct de fierbere.

            In cazul in care alimentarea coloanei de fractiomare este in stare de vapori, se folosesc urmatoarele relatii:

            xFV  = yF  / [ α – ( α – 1 ) yF ]                (9)

            m = ( xR – yF ) / (xR - xFV  )                   (10)

            Cum coloanele industriale nu pot opera la ratie minima de reflux, ci la o ratie reala de reflux, se calculeaza aceasta ratie reala prin multiplicarea ratiei minime de reflux cu un coeficient supraunitar ( c>1):

            RD = c∙ RDM                                               (11)

            Acest calcul ne asigura ca separarea intre componentii cheie dintr-o alimentare se va realiza, dar nu ne furnizeaza solutia optima; ratia minima reprezinta insa un ghid in stabilirea solutiei optime.

            In cazul altor metode de calcul unde in locul specificarii componentilor cheie se specifica numarul total de talere si pozitia talerului de alimentare, conceptul de ratie minima de reflux nu mai are sens, intrucat orice ratie de reflux va furniza o anumita separare.

            Deoarece separarea la ratie minima de reflux necesita un numar infinit de talere, inseamna ca in acea coloana vor exista anumite zone unde numarul de talere tinde la infinit. Aceste zone sunt cunoscute sub numele de “zone de compozitie constanta” sau “ zone de invarianta” (“pinch zones”,  “pinch compositions”).

            Acest fenomen se observa atat in cazul amestecului binar, cat si in cazul binarului constituit din componentii cheie ai amestecului multicomponent, cu deosebirea ca, in ultimul caz, numarul si pozitia zonelor de compozitie constanta depinde de numarul de componenti din amestec si de modul lor de distributie intre varful si baza coloanei [4,61].

1. Numarul minim de talere teoretice

            In fractionarea amestecurilor multicomponente, numarul minim de talere reprezinta un parametru limitativ deosebit de important. El poate fi definit ca fiind cel mai mic numar de talere capabil sa realizeze anumite grade de separare ale componentilor in conditiile operarii coloanei la ratie infinita de reflux.

            In functie de acest parametru s-au dezvoltat mai multe metode rapide de calcul al numarului de talere teoretice si se apreciaza puterea de separare a coloanelor de separare.

            Calculul acestui parametru se poate face cu relatia Fenske- Underwood de la amestecul binar, aplicabila oricarui perechi de componenti din amestec. Relatia este riguroasa daca volatilitatile relative ale perechilor respective sunt constante de-a lungul coloanei [4,58].

            Relatia lui Fenske este urmatoarea:

            N =  = 1                        (12)

            In care, xd  si xb  reprezinta fractiile molare ale componentului mai volatil in distilat si in produsul de baza [4,13].

In literatura straina [1], relatia lui Fenske se gaseste sub forma urmatoare:

Nm = ln (LKD x HKW) / (LKW x HKD) / lnα  (13)

unde:   LKD – component cheie usor in produsul de varf, procente molare

HKW – component cheie greu in produsul de baza

LKW – component cheie usor in produsul de baza

HKD – component cheie greu in produsul de varf

1. Calculul numarului de talere teoretice prin metode rapide

            Desi dau o solutionare mai putin exacta, metodele rapide continua sa fie folosite cu succes si in prezent, cand dispunem de calculatoare  electronice capabile de o rezolvare rapida a metodelor analitice riguroase.

            Datele de echilibru lichid – vapori si de entalpii disponibile pentru multe amestecuri, precum si datele de eficacitate ale talerelor nu sunt intotdeauna suficient de exacte ca sa justifice folosirea metodelor riguroase.

            De asemenea, in cazul unor studii care necesita diferite variante de proiectare in scopul alegerii solutiei optime, un numar mare de cazuri pot fi rezolvate rapid, ieftin si cu efort minim prin folosirea metodelor rapide, urmand ca solutia optima finala sa se stabileasca exact pe calculator, cu ajutorul unei metode analitice riguroase.

            Acest procedeu economiseste timp de calculator, stiut fiind faptul ca o metoda riguroasa necesita un timp de cel putin zece ori mai mare decat una rapida.

            De aceea, metodele rapide sunt curent folosite la studiul influentei ratiei de reflux asupra cheltuielilor de investitie si de operare sau la studiul comparativ al altor variante in functie de ratia de reflux si de numarul de talere.

            Metodele rapide se utilizeaza, deasemenea, in activitatea de conducere a coloanelor de fractionare cu calculatoare de proces.

            Cele mai multe dintre metodele rapide se bazeaza pe corelatia dintre numarul de talere teoretice, ratia reala si ratia minima de reflux si numarul maxim de talere.

            Dintre aceste metode se mentioneaza: metoda Martin si Brown, metoda Gilliland, metoda Mason si metoda Erber si Madox. Toate aceste metode sunt valabile numai in cazul amestecurilor ideale sau neideale cu comportare regulata, unde volatilitatile relative si fluxurile molare de lichid si vapori nu variaza sensibil de-a lungul coloanei.

            Metoda Gilliland este cea mai cunsocuta si mai aplicata metoda rapida de calcul.

            Pentru o separare data, metoda Gilliland coreleaza parametrii minimi (RDM si Nm) cu cei de operare (RD si N) intr-un grafic, unde raportul: KG = (N- Nm) / ( N+ 1) de pe ordonata (y) este exprimat in functie de raportul (RD- RDM) / (RD+1) de pe abscisa.

            Acest grafic a fost intocmit de Gilliland pe baza a 37 de perechi de valori rezultate din analiza a opt sisteme care au acoperit un domeniu larg al conditiilor de operare:

-         separari de amestecuri formate din doi pana la 11 componenti;

-         conditii termice ale alimentarii de la lichid rece pana la vapori;

-         presiuni de operare intre 45 bar si vid;

-         volatilitati relative ale componentilor cheie intre 1,2 si 4,05;

-         ratii minime de reflux intre 0,5 si 7;

-         numar minim de talere intre 0,5 si 7.

            Pentru toate aceste cazuri, graficul lui Gilliland da rezultate bune, eroarea maxima fiind de 7% fata de N.

            Calculul numarului de talere prin metoda Gilliland decurge astfel:

           

            a) se calculeaza Nm cu relatia lui Fenske;

            b) se calculeaza RDM;

            c) se estimeaza un R operativ optim (Ropt= Copt ∙ RDM ) (de obicei Copt = 1,151,25);

            d) se calculeaza raportul: (RD – RDM) / (RD + 1); iar din grafic se citeste raportul: (N- Nm ) / ( N + 1) = KG                                                       (14)

            e) se calculeaza numarul de talere la 100% eficienta de separare:

            Nt = (Nm + KG ) / ( 1- KG )                               (15)

1.5. Diametrul coloanei de fractionare

            Pentru marirea transferului de masa, coloanele industriale de fractionare sunt prevazute cu diferite dispozitive interne de contractare a celor doua fluxuri in contracurent. Desi exista o varietate a acestor dispozitive, ele se pot  grupa in doua categorii: dispozitive de tip taler si dispozitive tip umpluturi, iar, in functie de tipul dispozitivului utilizat, coloanele de fractionare se impart si ele in coloane cu talere si coloane cu umplutura.[4,131].

            In principiu, un taler reprezinta o placa orizontala perforata, pe care se mentine un anumit nivel de lichid prin care barboteaza fluxul de vapori ascendent.

            Prin montarea talerelor in etaje, lichidul curge din taler in taler fie prin aceleasi orificii prin care circula si vaporii, fie prin asa - numitele deversoare.

            De aceea, in functie de modul de curgere a lichidului de la un taler superior la unul inferior, talerele se impart in doua categorii: talere cu curgere transversala a lichidului sau talere cu deversor si talere cu curgere in contracurent a lichidului.

            Talerele din prima categorie sunt cele mai utilizate in practica industriala ca urmare a performantelor superioare.

            Deversorul cu care este prevazut talerul poate fi circular sau de tip coarda in functie de debitul de lichid.

            Dintre talerele prevazute cu deversor, cele mai cunoscute si utilizate sunt: talerele cu clopotei, talerele sita si talerele cu supape.

            Talerul cu clopotei este cel mai vechi si cunoscut tip de taler, dar in timp talerele cu clopotei au fost  inlocuite de talerele sita si de talerele cu supape. [4,133].

            Principalele cauze ale acestei inlocuiri sunt:

            a) costul mult mai ridicat al talerelor cu clopotei (de 23 ori fata de talerul sita);

            b) tendinta de colectare a paticulelor solide si a murdariei;

            c) gradientul mare de lichid pe taler.

            Capacitatea coloanelor cu clopotei este determinata de doi factori: viteza vaporilor ascendenti si viteza lichidului descendent. Acesti factori sunt limitativi.

            O viteza excesiva a vaporilor prin coloana produce antrenarea mecanica a lichidului de pe talere si continuarea produsului de varf cu componenti mai grei ( deci scaderea eficacitatii talerelor).

            Daca viteza depaseste o anumita limita, cunoscuta sub numele de viteza maxima admisibila sau viteza de inecare, antrenarile devin asa de mari incat deversorul nu mai poate asigura scurgerea lichidului, iar coloana se ineaca.

            Criteriul antrenarii mecanice a fost propus pentru prima data in stabilirea vitezei maxime admisibile de Sonders si Brown. Forma finala a corelatiei a fost redata de cei doi autori prin expresia:

            Vma = c [ ( ρ/ ρ)- 1]                                 (16)

unde:  vma  reprezinta viteza maxima admisibila a vaporilor in sectiunea libera a coloanei Ac , m/s;

            ρ, ρ-densitatea lichidului resprectiv a vaporilor Kg/ m³;

            c- factor sau coeficient de capacitate sau de viteza, m/s.

            Experimental, autorii au gasit ca valoarea lui c este o functie de distanta dintre talere S (de obicei 0,..0,65 m) si de tensiunea superficiala [4,135].

            a) Diametrul coloanei dupa sarcina maxima de vapori

            Pentru calculul diametrului coloanei se apeleaza la ecuatia continuitatii:

            Vmax. = va ∙Ac =va ∙(π ∙D²c /4)                             (17)

unde: Vmax. reprezinta debitul maxim de vapori, m³/s.

           

            Va = viteza admisibila sau de operare  a vaporilor, m / s.

            Ac = aria sectiunii libere a coloanei, m²

            Dc = diametrul coloanei, m        [4,138].

           

            Deoarece exista pericolul ca in orice moment coloana sa se inece, in calcul se foloseste o fractiune din vma  numita factor de  inecare(FF) a carei valoare depinde de:

            - exactitatea relatiei;

            - forma relatiei dintre eficacitatea talerului si apropierea de punctul de inecare a coloanei;

            - flexibilitatea ceruta pentru coloana.

            In acest caz, viteza admisibila a vaporilor din coloana va fi data de relatia:

            Va = FF ∙ vma                                                                     (18)

            Se recomanda valori FF egale cu 0,90,95      [7,442].

           

            b)Diametrul coloanei dupa sarcina maxima de lichid

            Intrucat lichidul de pe taler se gaseste intr-o agitare intensa, alimentarea deversorului nu se face cu lichid clar, ci cu o spuma.

            De aceea, viteza lichidului in deversor, respectiv timpul de stationare al acestuia, trebuie astfel ales incat sa permita separarea a celor doua faze.

            In caz contrar, spuma din deversor nu mai asigura inchiderea hidraulica si o parte din vapori vor circula spre  talerul superior direct prin deversor, ceea ce diminueaza eficacitatea talerului; in plus, vaporii din spuma respectiva vor fi antrenati spre  baza coloanei o data cu lichidul, ceea ce va conduce la impurificarea produsului de baza [4,139].

            Cunoscand viteza lichidului in sectiunea de deversare, se poate calcula aria de deversae din ecuatia continuitatii:

                        L= vd ∙ Ad                                                        (19)

unde: L reprezinta debitul maxim de lichid, m³/ ;

            vd = viteza lichidului in deversor, m/s;

            Ad = aria de  deversare, m²

            Pentru o proiectare corecta a unei coloane cu talere cu clopotei se calculeaza mai intai diametrul coloanei dupa sarcina maxima de vapori si apoi se verifica dupa sarcina maxima de lichid.

            In cazul in care se folosesc deversoare circulare, experienta arata ca aria de deversare nu trebuie sa depaseasca 1015% din sectiunea coloanei.

            Daca totusi din calcul rezulta o arie  Ad mai mare, inseamna ca diametrul coloanei va fi dictat de sarcina de lichid. In acest caz din conditia:

            A                                    (20)

rezulta diametrul coloanei dupa sarcina maxima de lichid [7,443].

1.6. Inaltimea coloanei de fractionare

 

Inaltimea unei coloane este data de numarul de talere si de distanta dintre talere:

                        H = hvf  + ( Ntp – 1) ∙ d + hB                       (21)

Unde: Ntp – numarul de talere practice;

            d – distanta dintre talere, m;

            hB – inaltimea zonei din baza, m;

            hvf – inaltimea  zonei de varf,m.  [6,89]

1. Calculul coloanei de fractionare a benzinei nafta [1]

            Coloana va fi proiectata pentru a fractiona 980,000 t/an (122,5 t/h ) de benzina nafta in 3 produse:

-         fractia C6  va iesi pe sus, ca produs de varf

-         fractia C8+ va iesi ca produs de baza

-         produsul lateral lichid va fi fractia C7 – partea de mijloc a alimetarii.

Tabelul 1.

Masele moleculare si densitatile parafinelor

Component

M, Kg/Kmol

ρ,Kg/m3

C5

72

635

C6

86

660

C7

100

685

C8

114

710

C9

128

730

C10

142

740

Tabelul 2.

Calculul curbei PRF pornind de la curba STAS a benzinei nafta, cu ajutorul metodei Edmister- Okamoto

% vol.

tSTAS(0C)

tSTAS(0C)

tPRF(0C)

tPRF(0C)

0

51

20

36

11

10

71

21

35

47

30

92

17

27

82

50

109

18

26

109

70

127

38

44

135

90

165

5

6

179

100

170

185

            Acest calcul s-a facut cu ajutorul figurii 2.2.58. , [3].

Tabelul

Temperaturi de taiere a pseudocomponentilor, pe curba PRF.

Compon.

Parafine, 0C

Naftane, 0C

Domeniul pe curba PRF, 0C

Temperaturi de taiere pe PRF, 0C

C5

9,4 – 36,1

80,5

9,4 – 49,4

45

C6

50 – 68,8

87,7

41,1 – 80,5

76,6

C7

79,4 – 98,3

103,3

72,7 – 103,3

101,1

C8

99,4 – 125,5

105 – 131,6

99,4 – 131,6

127,7

C9

123,8 – 150,5

141,1 – 156,6

123,8 – 156,6

152,7

C10

148,8 – 173,8

170,5 – 181,1

148,8 – 181,1

201,6

            In functie de curba PRF a benzinei nafta si a temperaturilor de taiere pe curba PRF, putem determina procentul volumic din fiecare pseudocomponent astfel:

Tabelul

Relatiile de pseudocomponenti

Comp.

Puncte de taiere pe PRF,0C

% vol.

Randament volumetric - % vol.

C5

45

9,5

9,5

C6

76,6

27

17,5

C7

101,1

44

17

C8

127,7

64,5

20,5

C9

152,7

78

13,5

C10





186

100

22

            Conform tabelului  randamentele volumetrice ale celor 3 fluxuri sunt:
           

            (C5 – C6) se separa la 76,6 0C : η = 0 – 27 %vol

                        C7 se separa la 101,10C : η = 27 – 44%vol

            (C8 – C10) : η = 44 – 100%vol. (fig. 1.)

Taierea intre fractiile C6 si C7

            Conform tabelului  se observa faptul ca domeniul de distilare pe curba PRF a fractiei C6 este  (41,1 – 80,5 )0C. Deci:

-         initialul fractiei C7 = 76,6 –(80,5 – 76,6) = 730C, temperatura ce corespunde la 25%vol.

-         Finalul fractiei C6 = 80,50C, care corespunde la 29,25%vol.

 

Taierea intre fractiile C7 si C8

            Intervalul de distilare pe curba PRF a lui C8 este ( 99,4 – 131,6) 0C. Deci:

-         finalul fractiei C7 = 101,1 + (101,1 – 99,4) = 1030C, temperatura care corespunde la 45,5 % vol.

-         Initialul fractei C8 = 99 0C. (43 %vol).

Tabelul 5.

Taierea alimentarii in pseudocomponenti

Compon.

(Kg /h).103

m3 /h

Kmol /h

C5

11,6375

18,3267

161,6319

C6

21,4375

32,481

248,2732

C7

20,825

30,4014

208,25

C8

25,1125

35,3697

220,285

C9

16,5375

22,6541

129,1992

C10

26,95

36,4189

189,7887

TOTAL

122,5

175,6518

1158,428

                        Separarea componentilor cheie se determina grafic, astfel:

Separarea intre (C6 si mai usoare) si fractia laterala

 

            Aceasta este o separare intre fractia C6 (drept component cheie usor) si fractia C7 (component cheie greu ). Considerand temperatura de taiere de 76,6 0C, observam ca finalul fractiei ( C6 si mai usoare) este de 80,5 0C si initialul fractiei laterale este 73 0C. Pornind de la aceste  3 temperaturi, fractiile C6 si C7 se vor determina astfel:

            a) Intervalul de suprapunere de pe curba PRF se intinde de la temperatura finala a lui C6 (80,5 0C – 29,25 % vol.) la temperatura initiala a lui C7 ( 73 0C – 25%vol. ).

            b) Punctul de taiere intre (C6 si mai usoare) si fractia laterala este punctul de taiere intre C6 si C7. acesta este 76,6 0C – 27%vol.;

            c) C7 in fractia  (C6 si mai usoare) este volumul cuprins intre punctul de taiere si temperatura finala a produsului, adica (76,6; 80,5) 0C.

            Acest volum este : 29,25 – 27 = 2,25 % vol.

            Astfel, procentul din C7 care ramane in produsul de varf este: 2,25/17 = 0,1324 %.

            Prin diferenta, procentul din C7 ce se regaseste in fractia laterala este:

                        14,75 / 17 =0,8676 %

            d) C6 in fractia laterala este volumul cuprins intre punctul de taiere de pe PRF si initialul fractiei C7, adica (73; 7,66) 0C.

            Acest volum este: 27 – 25 = 2 %

            C6 in fractia laterala = 2 / 17,5 = 0,1143

            C7 in (C6 si mai usoare) = 15,5 / 17,5 = 0,8857

Taierea intre fractia laterala si produsul din baza

            Aceasta este o separare intre fractia C7 (component cheie usor ) si fractia C9 (component cheie greu).

            Distributia componentilor cheie intre fractia laterala si blaz se face identic cu cea a componentilor C5,C6. In acest caz finalul fractiei laterale este 103 0C ( 45,5 % vol.), punctul de taiere este 101,1 0C (44 % vol.)si initialul produsului din baza este 99,4 0C (43 % vol.).

            Astfel, C8 in fractia laterala =

                                                = 45,5 – 44 =1,5 % vol.              

                                                =1,5 / 20,5 = 0,0732 % vol.

            C7 in produsul de baza = 44 – 43 = 1% vol.

                                                 =1 / 17 = 0,0588 % vol.

            Facand diferenta, obtinem:

            C7 regasit in fractia laterala =

                                    = 16/17 =0,9412 % vol.

            C8 regasit in produsul din baza =

                                    = 19/20,5 = 0,9268 % vol.

Tabelul 6

Bilantul material (molar) al pseudocomponentilor

Flux

Alimentare

(Kmol / h)

Produs de varf (D)

Fractie laterala (S)

Produs de baza (W)

Comp.

161,6319

161,6319

C5

C6

249,2732

220,7813

28,4919

C7

208,25

27,5723

168,4326

12,2451

C8

220,285

16,1249

204,1601

C9

129,1992

129,1992

C10

189,7887

189,7887

TOTAL

1158,428

409,9855

213,0494

535,3931

Tabelul 7.

Bilantul material (Kg) al pseudocomponentilor

Flux

Alimentare

(Kmol / h). 103

Produs de varf (D)

Fractie laterala (S)

Produs de baza (W)

Comp.

11,6375

11,6375

C5

C6

21,4375

18,9872

2,4503

C7

20,825

2,7572

16,8433

1,2245

C8

25,1125

1,8382

23,2743

C9

16,5375

16,5375

C10

26,95

26,95

TOTAL

122,5

33,3819

21,1318

67,9863

1.1 Proprietatile benzinei nafta si ale fluxurilor de produse ale coloanei.

 

Tabelul 8.

            a) Benzina nafta

            Calculul curbei VE si PRF cu ajutorul metodei Edmister – Okamoto ( fig.2.)

 

% vol.

tSTAS

(0C)

tSTAS

(0C)

tVE

 (0C)

tVE

 (0C)

tPRF

(0C)

tPRF

(0C)

0

51

20

7

78

36

11

10

71

21

13

85

35

47

30

92

17

8

98

27

82

50

109

18

8

106

26

109

70

127

38

22

114

44

135

90

165

5

5

136

6

179

100

170

141

185

 

Tabelul 9.

 

b) Produs de varf – (C6 si mai usoare) (fig.)

 

Temperatura de taiere este 76,6 0C (27 % pe curba PRF)

% vol.

tVE

(0C)

tVE

 (0C)

tPRF

(0C)

tPRF

(0C)

0

1,5

44

9

11

10

4

45,5

19,5

20

30

2

49,5

13,5

39,5

50

3

51,5

10

53

70

2,5

54,5

9

63

90

5

57

4,6




72

100

62

76,6

c) Fractia laterala : C7  (fig.)

Temperatura de taiere este 101,1 0C ( 44% pe curbe PRF )

 

Tabelul 10

% vol.

tVE

(0C)

tVE

(0C)

tPRF

(0C)

tPRF

(0C)

0

0,5

89,5

2,9

76,6

10

1

90

5,5

79,5

30

1

91

4,5

85

50

1

92

4,5

89,5

70

1,5

93

4,5

94

90

4

94,5

2,6

98,5

100

98,5

101,1

d) Produsul de baza : C8 – C10 ( FIG.5.)

Temperatura finala pe curba PRF este 185 0C.

Tabelul 11.

 

% vol.

tVE

(0C)

tVE

(0C)

tPRF

(0C)

tPRF

(0C)

0

1

132

7,4

101,1

10

3

133

14,5

108,5

30

3,5

136

16

123

50

8

139,5

25

139

70

5,5

147,5

18,5

164

90

4

153

2,5

182,5

100

157

185

            O alta metoda de determinare a curbei PRF din curba STAS este cea descrisa  in articolul [9].

            PRF (50) = 0,87180 [STAS(50)]1,0258

Unde : PRF (50) = temperatura la 50 % vol. Pe curba PRF (0F)

            STAS (50) = temperatura la 50 % vol. Pe curba STAS, 0F

Deci: PRF (50) = 0,87180. (228,2)1,0258 = 228,860 F

                                                                =109,360 C

Corelatia intre diferentele de temperatura pe curbele STAS si PRF este data de relatia:

            (∆ PRF)1 = A ( ∆ STAS)

Unde : (∆ PRF)1 = diferenta de temperatura pe curba PRF, 0F

            ( ∆ STAS)1 = diferenta de temperatura pe curba STAS , 0F

            A, B = constante, ce sunt date in tabelul urmator:

Tabelul 12.

Nr.

Crt.

Puncte de taiere

A

B

Temperatura max. Pe STAS: (∆ STAS)m, 0F

1.

100% – 90%

0,11798

1,6606

 -

2.

90% – 70%

3,0419

0,75497

100

70% – 50%

2,5282

0,82002

150

50% – 30%

3,0305

0,80076

250

5.

30% – 10%

4,9004

0,71644

250

6.

10% – 0 %

7,4012

0,60244

100

(∆ PRF)1 = 0,11798∙(41)1,6606 = 56,23 0F (13,46 0C)

(∆ PRF)2 = 3,0419∙(100,4)0,75497 = 98,717 0F (37,065 0C)

(∆ PRF)3 = 2,5282∙(64,4)0,82002 = 76,936 0F (24,96 0C)

(∆ PRF)4 = 3,0305∙ (62,6)0,80076 = 83,2 0F (28,44 0C)

(∆ PRF)5 = 4,9004∙ (69,8 )0,71644 = 102,62 0F (39,23 0C)

(∆ PRF)6 = 7,4012∙(68)0,60244 = 94 0F (34,44 0C)

PRF (0) = PRF (50) – (∆ PRF )4 – (∆ PRF)5  - (∆ PRF)6 =

              = 109,36 – 28,44 – 39,23 – 34,44 = 7,25 0C

PRF (10) =  PRF (50) – (∆ PRF )4 – (∆ PRF)5  =

                = 109,36 – 28,44 – 39,23= 41,69 ≈ 42 0 C

PRF (30) =  PRF (50) – (∆ PRF )4

                      = 109,36 – 28,44 = 80,92 ≈ 81 0 C

PRF (70) =  PRF (50) +  (∆ PRF )3

                      = 109,36 + 24,96 = 134,32 0 C

PRF (90) = PRF(50) + (∆ PRF )3 + (∆ PRF )2

                      = 109,36 + 24,96 + 37,065 = 171,385 0 C

PRF (100) = PRF(50) + (∆ PRF )3 + (∆ PRF )2 + (∆ PRF )1

                  = 109,36 + 24,96 + 37,065 + 13,46 = 184,845 ≈ 185 0 C

1.2.  Parametrii de regim ai coloanei de fractionare

Tabelul 13

 

Procente molare ale pseudocomponentilor

Comp.

XF

XD

XS

XB

C5

0,1395

0,3942

C6

0,2152

0,5385

0,1337

C7

0,1798

0,0673

0,7906

0,0229

C8

0,1902

0,0757

0,3813

C9

0,1115

0,2413

C10

0,1638

0,3545

TOTAL

1

1

1

1

Presiunea din vasul de reflux

 

            La temperatura de 60 0C (140 0F), presiunea fractiei (C si mai usoare ) este de 20 psia (1.36 at), conform ecuatiei (1).

Tabelul 14

Comp.

K1

K1 ∙ X

C5

1,7

0,67014

C6

0,57

0,306945

C7

0,23

0,01548

Total

-

0,9926

Presiunea de la varful coloanei

 

                        Pv = 20 + 5 =25 psia  (1,7 at ), conform relatiei (2).

Temperatura de la varful coloanei

           

            Temperatura fractiei C va fi 77 0 C (170,6 0 F), conform ecuatiei (3).

Tabelul 15.

Comp.

K1

(X  / K1 )

C5

2,2

0,1792

C6

0,84

0,6411

C7

0,36

0,1869

Total

-

1,007

            Pentru determinarea constantei K1 am folosit graficul din fig.6.

Presiunea de la baza coloanei

            Aceasta temperatura este 188 0 C (356 0 F), conform ecuatiei (4).

Tabelul 16.

Comp.

K1

K1 ∙ XB1

C7

2,6

0,0595

C8

1,53

0,5834

C9

0,8

0,193

C10

0,48

0,1702

Total

-

1,006

Presiunea si temperatura fractiei laterale

            pS = 26,5 psia (1,8 at)

            temperatura fractiei laterale la 26,5 psia este 118 0 C  (244,4 0 F).

Tabelul 17.

Comp.

K1

K1 ∙ xS1

C6



1,9

0,254

C7

0,92

0,7274

C8

0,5

0,0378

Total

-

1,01

Presiunea si temperatura din alimentare

            pf  = 27,5 psia (1,87 at )

            Temperatura fluxului de alimentare la 27,5 psia este 107 0 C (224,6 0 F).

Tabelul 18

Comp.

K1

K1 ∙ xf1

C5

3,5

0,4883

C6

1,46

0,3142

C7

0,68

0,1223

C8

0,35

0,0666

C9

0,14

0,0156

C10

0,06

0,0098

Total

-

1,01

1.  Ratia minima si ratia reala de reflux

            a)  Sectia de stripare

            Volatilitatea relativa a lui C7 fata de C8 este :

α= 1,7

Daca consideram ca exista doar binarul C7 – C8  in fractia laterala (S), alimentare (F) si produsul din blaz (W) fractia molara din C7 in acest binar se calculeaza astfel:

            xS = xR = 0,9126

            xF = 0,4859

            xW = 0,0566

            Pentru alimentare la punct de fierbere conform relatiilor (6, 7, 8, 11 ) avem :

            yFV  = 1,7∙ 0,4859 / ( 1 + 0,7 ∙ 0,4859)

                =0,6164

            m = (0,9126 – 0,6164 ) / ( 0,9126 – 0,4859)

                = 0,6942

            RDM = 0,6942 / (1 – 0,6942 ) = 2,27

            RD = 1,25 ∙ 2,27 = 2,84

            LS = RD ∙ S

            LS = 2,84 ∙ 213,0494 = 605,0603 Kmol /h.

Tabelul 19

Bilant material pe blaz si calculul lui VS – 1

Flux

F(Kmol/h)

LS

W

VS – 1= F + LS - W

Comp.

161,6319

161,6319

C5

C6

249,2732

80,917

330,1902

C7

208,25

478,3486

12,2451

674,3535

C8

220,285

45,7947

204,1601

61,9196

C9

129,1992

129,1992

C10

189,7887

189,7887

Total

1158,428

605,0603

535,3931

1228,0952

 

Tabelul 20.

 

Flux

F (Kg / h) ∙103

LS

W

VS – 1= F + LS - W

Comp.

11,6375

11,6375

C5

C6

21,4375

6,9589

28,3964

C7

20,825

47,835

1,2245

67,4355

C8

25,1125

5,2205

23,2743

7,0587

C9

16,5375

16,5375

C10

26,95

26,95

Total

122,5

60,0144

67,9863

114,5281

Temperatura fluxului VS – 1  este 120 0 C ( 248 0 F).

 

Bilant termic al talerului (S – 1)

Tabel 21.

 

Flux

Alimentare, % gr.

Produs de varf (D)

Fractia laterala (S)

Produs de baza (W)

Comp.

0,095

0,3486

C5

C6

0,175

0,5688

0,1159

C7

0,17

0,0826

0,7971

0,018

C8

0,205

0,087

0,3423

C9

0,135

0,2432

C10

0,22

0,3964

 

Tabelul 22.

Flux

LS  ( % gr.)

VS – 1 (% gr.)

Comp.

0,1016

C5

C6

0,1159

0,2479

C7

0,7971

0,5888

C8

0,087

0,0616

C9

C10

            Entalpiile fluxurilor reprezinta produsul dintre caldura specifica si temperatura, astfel avem:

            HF = 107 ( 0,645 ∙ 0,095 + 0,175 ∙ 0,615 + 0,17 ∙ 0,598 + 0,205 ∙ 0,580 + 0,135 ∙ ∙0,563 + 0,22 ∙ 0,545 ) = 62,64 Kcal / Kg.

                HW = 180 ( 0,69 ∙ 0,018 + 0,3432 ∙ 0,67 + 0,65 ∙ 0,2432 + 0,3964 ∙ 0,63 ) = 116,928 Kcal / Kg.

                HLs = 118 ( 0,1159 ∙ 0,629 + 0,7971 ∙ 0,612 + 0,594 ∙ 0,087 ) = 72,26 Kcal / Kg.

            HV = 120 ( 0,665 ∙ 0,1016 + 0,2479 ∙ 0,632 + 0,5888 ∙ 0,614 + 0,596 ∙ 0,0616 ) = 74,7 Kcal/ Kg.

                QF = F ∙ HF

                 = 122,5 ∙ 103 ∙ 62,64 = 7673,4 ∙ 103  Kg / h.

                QW = W ∙ HW

                        = 67,9863 ∙ 116,928 = 7949,502 ∙ 103 Kcal / h

                QL= LS ∙ HL

                        = 60,0144 ∙ 72,26 = 4336, 6405 ∙ 103 Kcal / h      

            QV  = V∙ H

  = 114,5281 ∙ 74,7 = 8555,249 ∙ 103  Kcal / h

            Sarcina refierbatorului este :

            QR  = (QV   + QW ) – ( QF + QL)

                  = (8555,249 + 7949,502 ) – (7673,4 + 4336,6405 ) ∙ 10 3  = 4494,711 ∙ 103 Kcal / h

            b)Sectia de concentrare

HS  = 118 ( 0,1159 ∙ 0,629 + 0,612 ∙ 0,7971 + 0,594 ∙ 0,087) = 72,26 Kcal / h

HD = 77 ( 0,605 ∙ 0,3486 + 0,5688 ∙ 0,580 + 0,57 ∙ 0,0826 ) = 45,2683 Kcal / Kg

QS = S ∙ HS

       = 21,1318 ∙ 72,26 ∙ 103 = 1526,9838 ∙ 103 Kcal / h

QD = D ∙ HD

     = 33,3819 ∙ 45,2683 ∙ 103 = 1511,1418 ∙ 103 Kcal / h

Sarcina condensatorului este:

QC = (QF+ QR ) – ( QD + QS + QW)

QC = (7673,4 + 4494,711 ) – (1511,1418 + 1526,9838 + 7949,502) ∙ 103 = 1180,484 ∙ 103  Kcal / h.

VN  = QC / 4,2

VN = 281,068 ∙ 103  Kg / h

LC = VN – D

LC = ( 281,068 – 33,3819 ) ∙  103  = 247,6861 ∙ 103  Kg / h

RD =

RD = 247,6861 / 33,3819 = 7,42 : 1

            Alimentarea sectiei de concentrare a coloanei de fractionare este fluxul VS – 1 , acesta gasindu-se sub forma de vapori. Fractia molara C6 in binarul  ( C6 – C7 ) se calculeaza astfel:

                                    XD = XR = 0,8889

                                    yF  = 0,3287 ( in VS – 1 )

                                    xW = 0,1447 ( in LS )

            Volatilitatea relativa a lui C6  fata C7 este :

            C6 / C7 = 2,33

           

            Pentru alimentarea in stare de vapori conform relatiilor ( 6, 9, 10 ), avem :

           

            xFV  = 0,3287 / ( 2,33 – 1,33 ∙ 0,3287 ) = 0,1737

            m = ( 0,8889 – 0,3287 ) / ( 0,8889 – 0,1737 ) = 0,7833

            RDM = 0,7833 / ( 1 – 0,7833 ) = 3,615 : 1

            RD/ RDM = 7,42 / 3,615 = 2,05 : 1

1. Numarul minim de talere teoretice

 

            A) Sectia de concentrare

 

Nm = ln ( 220,7813 ∙ 168,4326 ) / ( 27,5723 ∙ 28,4919) + ln 2,33 = 4,66

            B) Sectia de stripare

 

Nm = ln ( 168,4326 ∙ 204,1601 ) / ( 16,1249 ∙ 12,2451 ) + ln 1,7 = 10,64

1.5. Calculul numarului total de talere teoretice

 

 

            A) Sectia de concentrare

 

a) Nm = 4,66

b) RDM = 3,615

c) RD = 7,42

d) (RD – RDM ) / ( RD + 1) = 0,4519

    KG = 0,28

e) N t = ( 4,66 + 0,28 ) / ( 1 – 0,28 )  = 6,86 ( conform relatiei 15).

            B) Sectia de stripare

a) Nm = 10,64

b) RDM = 2,27

c) RD = 2,84

d) (RD – RDM ) / ( RD + 1) = 0,1484

    KG =0,49

e) N t = ( 10,64 + 0,49 ) / (1 – 0,49 ) = 21,82

Raportul KG  = ( N – N min ) / ( N + 1 ) se citeste din fig. 8.

1.6. Daimetrul coloanei de fractionare

            a) Dupa sarcina maxima de vapori

 

            Mesele moleculare ale fractiilor C5, C6, C7 sunt : 72, 86, 100 Kg / Kmol.

            Masa moleculara medie va fi :

M = 0,3942∙72 + 86∙0,5385 + 100 ∙ 0,0673 = 81,4234 Kg / Kmol.

            Densitatea vaporilor este :

            ρ=

                = = 4,82 Kg /m

Densitatea lichidului : ρ = 597 Kg / m  [4,162]

Conform relatiei (16), viteza maxima admisibila are valoarea :

           

            vma  = 0,048 (  - 1 ) 0,5 = 0,53 m/s.

            c = 0,048 functie          hs = 50,8 mm

                                                S = 0,6 m

            Conform relatiei (18):

           

            va = 0,93 ∙ 0,53 = 0,493 m/s

            VN = 281,068 ∙ 103 Kg /h = 3,4519 ∙ 103 Kmol/h

            VN =  = 16,19 m3 /s

           

            Debitul de vapori fiind mare, va fi nevoie de un tren de trei coloane cu diametrul de 3,7 m.

            VN =5,39 m3 /s

            Dc =   = 3,7 m, conform relatiei (17).

            b) Dupa sarcina maxima de lichid

            Masa moleculara medie este:

M = 81,4234 Kg/Kmol

Lc = 247,6861 ∙ 103 Kg/h = 3041,95 Kmol/h

Lc = 3041,95 = 0,115 m3/s

            Cu ajutorul relatiilor (19) si (20) putem determina:
            Lc = 0,1 ∙ Ad → Ad  =     = 1,15 m2

            Ad =                  ; Dc =3,1 m

1.7. Inaltimea coloanei de fractionare

            Numarul total de talere va fi:

            N t = (6,86 + 21,82 ) – 1 = 27,68

           

            Se scade un taler, deoarece talerul din partea superioara a sectiei de stripare este acelasi cu talerul din baza sectiei de concentrare.

            Luand o eficienta globala de 60 %, vom avea:

            N tp =    = 46 talere

            H = 1,0 + 46 ∙ 0,5 + 1,5 = 25 m, conform relatiei (21).







Politica de confidentialitate


Copyright © 2019 - Toate drepturile rezervate

Chimie




METODE DE DETERMINARE ELECTROCHIMICE DE ANALIZA IN INDUSTRIA ALIMENTARA
PROPRIETATILE PLASTIFIANTILOR
Electroliza si aplicatiile ei
ATOMUL
Proprietatile polietilenei
LUCRARE DE DIPLOMA: “SUBSTANTELE DE CONTRAST ORGANO-IODATE“
TEHNOLOGIE DE RECONDITIONARE SI PROTECTIE ANTICOROZIVA PENTRU CONDUCTE DE INCALZIRE SI TERMOFICARE PRIN PROCEDEUL TIP ,,TEKFLEX’’
PIGMENTI CU STRUCTURA SPINELICA
Obtinerea de materiale mixte prin tehnica sol-gel
CONSIDERATII PRIVIND UZURA DISCURILOR DIAMANTATE LA RECTIFICAREA OXIDULUI DE ZIRCONIU