PROIECT

DIMENSIONAREA SI CALCULUI UNEI INSTALATII DE SEPARARE PRIN DISTILARE

A AMESTECULUI BINAR ETANOL-APA

TEMA PROIECTULUI

Să se efectueze calculul şi dimensionarea unei instalatii de separare prin distilare a amestecului binar etanol-apă, având o capacitate de producţie de 45 l/h, cu o concentraţie iniţială de 6 % etanol în amestec, până la o concentraţie finală de 90 % etanol.

2

CUPRINS

Memoriu justificativ ...............................................................................................pag. 4

I.1. Distilarea. Rectificarea ......................................................................................pag. 5

I.2. Echilibrul lichid- vapori .....................................................................................pag. 5

I.3. Metoda McCabe Thiele .....................................................................................pag. 8

I.4. Eficienţa talerelor- numǎrul de talere reale .......................................................pag. 8

I.5. Refluxul coloanei de distilare ...........................................................................pag. 9

I.6. Distilarea plǎmezilor fermentate .......................................................................pag. 9

I.7. Condensarea ......................................................................................................pag. 11

II.1. Tehnologia fabricarii alcoolului .......................................................................pag. 13

II.2. Schema tehnologica de obţinere a alcoolului...................................................pag. 14

II.3. Descrierea instalatiei.........................................................................................pag. 16

III.1.Date initiale de proiectare………………………………………………….....pag. 17

III.2. Bilanţul de materiale pentru fermentator.........................................................pag 18

III.3. Coloana de distilare..........................................................................................pag.21

III.3.1. Bilanţul masic al colanei de distilare……………………………………….pag.25

III.3.2. Bilanţul termic al coloanei de distilare……………………………………...pag.25

III.3.3. Aflarea numarului de talere ...........................................................................pag. 29

III.4. Calculul de dimensionare al coloanei de distilare ...........................................pag. 29

IV. Dimensionarea condensatorului………………………………………………pag. 34

IV.1. Calculul coeficientului total de transfer de căldură……………………….….pag. 35

V. Diagrama Sankey………………………………………………………………..pag. 41

VI.Bibliografie………………………………….……………..…………………....pag. 54

3

MEMORIU JUSTIFICATIV

Acest proiect are drept scop rectificarea unui amestec binar de etanol-apă plecând

de la o concentraţie de 6 % alcool în tescovină şi ajungând la concentraţia de 90 % în

alcoolul brut.

Pentru realizarea operaţiei de distilare în vederea obţinerii concentraţiei de 90 %

alcool, am ales următoarele etape şi instalaţii de separare:

de la 6% alcool în plămada fermentată până la 30% în instalaţia de distilare continuă

tip INDIS 400;

de la concentraţia de 30 % la 90 %, separarea are loc într-o coloană de concentrare.

Tescovina fermentată este introdusă pe la partea superioara a coloanei INDIS şi

este preîncălzită. Aburul se introduce pe la baza coloanei de distilare. Coloana de distilare

este prevăzută cu talere, iar tescovina se scurge prin aceasta cu o viteză constantă, în

contracurent cu aburul folosit în procesul de încălzire.

Între coloana INDIS şi coloana de concentrare, avem un condensator pentru a

transforma vaporii în lichid, fără ca acesta să fie subrăcit. Distilatul astfel obţinut va intra

in coloana de concentrare la temperatura optimă, fără ca acesta să mai fie preîncălzit.

Deoarece avem nevoie de a îmbogăţi compusul uşor volatil, o parte se refluxează în

coloană pentru a ajunge la concentraţia dorită de alcool etilic.

Pornind de la datele iniţiale de proiectare şi folosind formule găsite în literatura de

specialitate, am dimensionat blaza, coloana şi condensatorul.

4

NOŢIUNI TEORETICE

I.1. Distilarea. Rectificarea

Distilarea – operatia de separare a componentilor unui amestec omogen de

lichide, pe baza diferentei de volatilitate a componentilor.

Operatia de distilare este o operatie dubla, compusa din:

1. Fierberea partiala a amestecului;

2. Condensarea vaporilor.

In rectificare, perechea de operatii ( fierbere – condensare ) se repeta de mai

multe ori.

Rectificarea = distilarea repetata

Separarea prin distilare este cu atat mai usoara si mai completa, cu cat diferenta

dintre volatilitatile componentilor este mai mare ( cu cat raportul volatilitatilor este mai

departat de unitate ). Separarea si conditiile separarii depind de relatiile dintre proprietatile

fazei lichide si a fazei de vapori ale sistemului ( echilibrul lichid-vapori ).Alcoolul de

tescovină este o băutură alcoolică obţinută prin distilarea tescovinei după faza de

fermentaţie.

I.2. Echilibrul lichid - vapori

Un lichid pur ( format dintr-o singură substanţă ) fierbe la temperatura la

care presiunea de vapori a substanţei este egală cu presiunea sub care se face fierberea.

Temperatura rămâne neschimbată în timpul fierberii dacă presiunea este mentinută

constantă; compoziţia lichidului şi compoziţia vaporilor sunt identice şi nu variază în

timpul fierberii.

Într-un lichid format din mai multe substanţe ( mai mulţi componnţi ), fierberea

începe când suma presiunilor parţiale ale componenţilor este egală cu presiunea sub care

se face fierberea. Temperatura se schimbă ( creşte ) în timpul fierberii ( sub presiune

5

constantă ). Compoziţia lichidului este diferită cu excepţia compoziţiilor azeotrope de

compoziţia vaporilor, aceştia fiind mai bogaţi în componentul sau componenţii mai

volatili. Compoziţia lichidului şi compoziţia vaporilor variază în timp, îmbogăţindu-se în

componentul sau componenţii mai greu volatili.

Dimensionarea coloanelor cu talere, în sensul determinării numărului de talere

reale necesare, se realizează prin două metode:

- dimensionarea la echilibru, adică determinarea numărului de

echilibre, de talere teoretice, necesare realizării separării cerute.

Numărul de talere reale se determină considerând abaterea exprimată

ca eficientă a talerului sau eficienţa globală a coloanei;

- dimensionarea pe baza cineticii transferului de masă, metodă care

determină concentraţiile şi temperaturile de fierbere pe fiecare taler

şi nemijlocit, numărul de talere reale N.

-

Variante ale operatiei de distilare:

o Distilarea simpla;

o Distilarea fractionata;

o Antrenarea cu vapori;

o Rectificarea;

o Distilarea azeotropa;

o Distilarea extractiva;

o Distilarea adsorbtiva;

o Distilarea moleculara.

Prin fierbere, un amestec lichid, omogen, multicomponent, degaja vapori.

Datorita presiunilor de vapori diferite ale componentilor, compozitia fazei de vapori este

diferita de compozitia fazei lichide din care provine. In timpul fierberii vaporii degajati

sunt, in general, mai bogati in componenti usor volatili, faza lichida imbogatindu-se in

componenti greu volatili.

6

In cazul unui amestec binar: in faza de vapori trece preponderent componentul

cu temperatura de fierbere (TF) mai mica = componentul usor volatil

Componentul cu TF mai mare = componentul greu volatil, se concentreaza

preponderent in faza lichida.

Vaporii scosi in afara spatiului de degajare si condensati intr-un condensator

de suprafata = distilat.

Lichidul nevaporizat din aparatul de fierbere = reziduu.

Functie de gradul de separare a componentilor amestecului initial, de debitele

de operare, de destinatia fractiilor separate:

Distilare simpla (diferentiala);

Distilare extractiva;

Antrenare cu vapori;

Distilare moleculara;

Rectificare.

Rectificarea = distilare simpla repetata

Se utilizeaza pentru separarea majoritatii amestecurilor total miscibile cu

comportare ideala.

Amestecurile azeotrope – pana la punctul de azeotropie – se supun si ele

rectificarii

Scopul rectificarii:

Obtinerea unor produse cat mai pure;

Obtinerea unor produse cat mai concentrate:

Separarea este cu atat mai completa cu cat numarul distilarilor si condensarilor

este mai mare.

7

I.3. Metoda McCabe-Thiele

Metoda grafică McCabe – Thiele (metoda simplificată de determinare a

numărului de talere teoretice, din grupa tehnicilor de dimensionare de echilibru) pentru

determinarea numărului de talere teoretice, necesare realizării unui anumit grad de

separare într-o coloană de rectificare, utilizează diagrama de echilibru şi ecuaţiile

dreptelor de operaţii.

1. Se traseaza, la scara, curba de echilibru a amestecului binar care trebuie

separat;

2. Se fixeaza pe abscisa punctele xW, xF si xD;

3. Se traseaza linia de operare a zonei de concentrare, stiind ca aceasta

intersecteaza diagonala in punctul D de abscisa x = xD si are ordonata la

origine y0 = xD/(R + 1);

4. Se traseaza linia de operare a zonei de epuizare stiind ca aceasta

intersecteaza diagonala in punctul W de abscisa x = xW si ca cele doua

drepte se intersecteaza intr-un punct de abscisa x = xF;

5. Pornind din D se duce o paralela la axa x care intersecteaza curba de

echilibru in punctul (1), a carui abscisa, x1, da compozitia pe primul taler.

6. Din (1) se coboara o verticala pana la linia de operare, fixand punctul de

coordonate (x1, y2) care da compozitia fazelor intre talerul (1) si talerul

(2).

7. Se continua constructia in trepte pana la depasirea punctului de abscisa x =

xW.

8. Numarul punctelor de intersectie dintre liniile orizontale si curba de

echilibru = numarul talerelor teoretice ale coloanei pt. realizarea separarii

impuse.

I.4. Eficienţa talerelor - numărul talerelor reale

Se deosebesc trei noţiuni de eficienţă, care sunt următoarele:

8

- eficienţa globală care este egală cu raportul dintre numărul talerelor ideale

şi numărul talerelor reale u care se realizează separarea. Valoarea eficienţei

globale variază între 60-90%;

- eficienţa talerului, exprimă raportul dintre îmbogăţirea vaporilor pe talerul

real şi îmbogăţirea vaporilor pe talerul ideal;

- eficienţa locală se referă la un punct oarecare de pe taler; se deduce din

considerarea transferului de masă.

I.5. Refluxul coloanei de rectificare

Refluxul optim se găseşte între refluxul minim şi refluxul total. Este

refluxul cel mai convenabil din punct de vedere economic, concretizat prin costul unei

tone de produs, ca sumă a elementelor preţului de cost. În literatura de specialitate se

prezintă calculul refluxului optim din punct de vedere economic.

I.6. Distilarea plămezilor fermentate

Plămada fermentată este un amestec apos de diferite substanţe aflate în soluţie sau

în suspensie, unele dintre ele fiind substanţe nefermentescibile provenite din materiile

prime şi auxiliare, iar altele produse ale fermentaţiei alcoolice.

Din materiile prime rămân în soluţie în plămada fermentată cantităţi mici de zahăr

rezidual, dextrine nezaharificate, acizi organici, grăsimi, substanţe azotoase neasimilate

de drojdie, săruri minerale, iar în suspensii coji şi proteine coagulate.

În timpul fermentaţiei alcoolice se formează ca produse principale alcoolul etilic, şi

dioxidul de carbon, iar ca produse secundare: aldehide, esteri, alcooli superiori, alcool

metilic, glicerina ş.a.

De asemenea, plămada fermentată mai conţine drojdii şi eventual microorganisme

de contaminare.

9

Distilarea se realizează prin încălzirea până la fierbere şi fierberea plămezilor

fermentate în instalaţii speciale, prin care alcoolul etilic şi alţi componenţi volatili trec în

faza de vapori şi sunt apoi condensaţi prin răcire cu apa.

Pentru a înţelege mai bine procesul de separare a alcoolului din plămadă prin

distilare, se poate asimila plămada fermentată cu un amestec binar miscibil format din

alcool etilic şi apă, având o concentraţie alcoolică egală cu a plămezii fermentat.

Separarea alcoolului etilic din acest amestec se bazează pe diferenţa de volatilitate dintre

acesta şi apă.

Astfel, alcoolul etilic este mai volatil decât apa, având o temperatură de fierbere de

78,39°C, în timp ce temperatura de fierbere a apei este de 100°C la presiune atmosferică.

Întrucât separarea componentelor din amestec prin distilare se face în ordinea

volatilităţii lor, distilând mai întâi cei cu volatilitate mai ridicată, deci cu temperatura de

fierbere mai scăzută, înseamnă că vaporii rezultaţi prin fierberea amestecului de alcool şi

apă vor fi mai bogaţi în alcool etilic, iar amestecul supus distilării se va epuiza treptat în

alcool.

Pentru a obţine un produs cu un conţinut ridicat în alcool sunt necesare distilări

repetate şi odată cu creşterea conţinutului în alcool al lichidului supus distilării se

relaizează o concentrare din ce în ce mai redusă până în momentul în care se ajunge la

aşa numitul punct azeotropic, din care nu se mai poate realiza în continuare o concentrare

prin distilare.

Pentru amestecul de alcool etilic şi apă, acest punct azeotropic corespunde unei

concentraţii alcoolice de 97,17% vol.

Din acest motiv, pe calea distilării repetate se poate obţine un alcool cu

concentraţie maximă în alcool de 97,2% vol.

În afară de alcool şi apă prin distilarea plămezii fermentate trec în distilat şi alte

substanţe volatile conţinute, cum ar fi aldehide, esteri, alcooli superiori, acizi volatili,

alcool metilic, ş.a. care îi conferă un gust şi un miros neplăcut, astfel încât se obţine aşa

10

numitul alcool brut, care trebuie purificat în continuare prin operaţia de rafinare. Reziduul

fără alcool rezultat de la distilare este numit borhot.

I.7. Condensarea

Ca operaţie, condensarea are un sens mai larg decât trecerea fazei vapori în fază

lichidă, în condiţii izobar – izoterme.

Condensarea industrială nu se limitează numai la schimbarea de fază, iar în cazul

amestecurilor de vapori nu se menţine temperatura constantă în timpul schimbării de

fază.

Scopul operaţiei de condensare este trecerea fazei vapori în faza lichidă pentru

îndepărtarea fazei de vapori din sistem.

Cu faza vapori din sistem se elimină şi gazele necondensabile, ceea ce are

importanţă în cazul operaţiilor efectuate sub depresiune.

Transformarea vaporilor în lichid are drept scop recuperarea unor substanţe

volatile, recuperarea vaporilor secundari, eliminarea vaporilor din anumite spaţii.

Ţinându-se seama de schimbul de căldură care se stabileşte între vaporii ce

condensează şi agentul de răcire folosit, condensarea poate fi realizată prin mai multe

metode:

- condensare cu schimb direct de căldură – operaţia de condensare se

realizează prin barbotarea vaporilor în apa rece utilizată ca agent de răcire;

- condensare cu schimb indirect de căldură – operaţia de condensare se

realizează ca urmare a cedării căldurii de condensare a vaporilor printr-o

suprafaţă, agentul de răcire.

Aparatele în care se realizează condensarea se numesc condensatoare. Acestea se

împart în două grupe după felul cum decurge condensarea şi răcirea vaporilor şi anume:

- condensatoare de suprafaţă sau indirecte;

- condensatoare de amestec sau directe.

11

În condensatoarele de suprafaţă transferul de căldură se realizează prin intermediul

unei suprafeţe de schimb de căldură, într-un aparat de construcţia schimbătoarelor de

căldură.

În condensatoarele de amestec vaporii care trebuie condensaţi ajung în contact

direct cu agentul care trebuie să preia căldura.

Condensatoarele de amestec se utilizează în cazurile în care vaporii care trebuie să

fie condensaţi nu au valoare industrială sau lichidul rezultat prin condensare nu este

miscibil cu apa utilizată ca agent pentru preluarea căldurii şi se pot separa după

condensare prin decantare lichid – lichid.

Condensatoarele de suprafaţă sunt întrebuinţate în special în cazul în care se

urmăreşte recuperarea lichidului obţinut prin condensare.

Dacă vaporii care trebuie să fie condensaţi sunt formaţi din doi sau mai mulţi

componenţi ( ex. alcool etilic – apă ) condensarea amestecului la presiune constantă nu se

poate realiza la o temperatură unică, deoarece vor începe să acţioneze legile echilibrului

lichid – vapori pentru amestecul respectiv.

La început va condensa amestecul mai sărac în component volatil decât vaporii şi

vaporii se vor îmbogăţi în component volatil.

Avem o condensare parţială prin care se obţine condensat de altă compoziţie decât

a vaporilor din care provin.

Dacă se continuă condensarea pană se condensează toţi vaporii, se realizează o

condensare totală şi dacă condensatul se colectează împreună, el are aceeaşi compoziţie

cu vaporii din care a provenit.

Condensarea parţială se aplică industrial la aparatele de distilare şi rectificare în

industria spirtului şi a băuturilor, unde se urmăreşte obţinerea unui condensat mai sărac în

component volatil care se întrebuinţează cu reflux extern în coloanele de rectificare.

12

II. Tehnologia fabricării alcoolului din tescovină

Distilarea şi rectificarea îşi găsesc aplicaţii în industria fermentativă pentru

obţinerea de băuturi alcoolice naturale tari şi a spirtului. În realizarea acestui

proiect, am pornit de la tehnologia fabricării alcoolului din tescovină.

Alcoolul de tescovină este o băutură alcoolică obţinută prin distilarea tescovinei

după faza de fermentaţie.

Tescovina reprezintă subprodusul cu ponderea cantitativă dominantă existentă în

industria vinicolă. Aceasta este constituită din resturile solide separate din: mustuiala

nefermentată sau din vin, mustuiala fermentată, respectiv pieliţe, seminţe, resturi de

ciorchini şi must.

Tescovina rezultată de la prelucrarea strugurilor poate fi: tescovină dulce şi

tescovină fermentată. Prima rezultă de la prelucrarea strugurilor albi, iar a doua de la

vinificaţia în roşu. Din prelucrarea completă a tescovinei dulci se pot obţine: alcool din

tescovină, seminţe(din care se pot extrage ulei şi tanin), tescovina epuizată şi tartrat de

calciu(folosit la obţinerea acidului tartric). Tescovina dulce, rezultată de la prelucrarea

strugurilor albi, este constituită din particule solide separate de mustuială prin presare,

fiind alcătuită din pieliţe, seminţe, fracţiuni şi resturi ale ţesuturilor miezului.

În principiu, tescovina conţine aceleaşi substanţe chimice ca şi strugurii, însă în

proporţii diferite. Tescovina dulce conţine pe lângă pieliţe şi seminţe, şi o anumită

cantitate de must, iar tescovina fermentată o cantitate relativ redusă de vin explicat prin

procesul aplicat şi precipitatelor formate din tartraţi polifenoli, proteine, săruri minerale,

substanţe pectice etc.

13

DROJDIE

CO2

II.1. Fig.1. Schemă tehnologică de fabricare a alcoolului din tescovină

14

APĂ TESCOVINĂ

RECEPŢIE

SPĂLARE

SOLUŢIE DE DIFUZIE

PRESARE

ALCOOL BRUT

FERMENTARE

DISTILARE

FILTRARE

SOLUŢIE ZAHARATĂ

SEMINŢE+PIELIŢE

Ac 23oCD1=Ri+D2

91,9oC

93,75oC

Ri

W1(1%) 99,9oC

Ab 125oC

Abuzat 125oC

D2(30%) 84,7oC

Ab125oC

W2(1%) 99,9oC

Ar 18oC

Ac 23oC

Pp

RPf (6%)

D3=R+AB

Ar 18oC

AB(93%)78,27oc

Abuzat 125oC

C C

O O

L N

O D C

A E E

N N

Ă T

R

A

R

E

C

O I

L N

O D

A I

N S

Ă

II.2. Alegerea şi descrierea instalaţiei tehnologice de distilare

Pentru realizarea operaţiei de distilare în vederea obţinerii concentraţiei de 95% etanol, plecând de la datele iniţiale de proiectare am ales următoarele etape şi instalaţii de separare:

De la 6 % alcool în plamada fermentată până la 30 % - separarea are loc în instalaţia de distilare continuă tip INDIS 400(fig.4).;

De la concentraţia de 30 % la 90 % - separarea are loc într-o coloană de concentrare;

15

Fig.3. Schema instalaţiei de distilare alese

Plămada fermentată este introdusă pe la partea superioara a coloanei INDIS şi este preîncălzită. Aburul se introduce pe la baza coloanei de distilare. Coloana de distilare este prevăzută cu talere, iar plămada se scurge prin aceasta cu o viteză constantă, în contracurent cu aburul folosit în procesul de încălzire. Pe măsură ce coboară în coloană, plămada se epuizează în alcool, la baza acesteia se obţine epuizatul fără alcool numit borhot. În acelaşi timp, vaporii din coloana se concentrează treptat în alcool şi prin condensare cu componenţi mai puţin volatili, rezultă alcoolul brut care se captează în vârful coloanei de distilare sau plămadă. Acest alcool are o concentraţie de 30% masic.

16

Fig.4. Instalaţia INDIS 400

1-Coloană, 2-electromotor, 3-conducte de legătură, 4-blază, 5-deflegmator cu filtru, 6-condensatoare, 7-pompă pentru materia primă, 8-racord alimentare abur, A-materia primă,

B- apă, C- alcool, D-borhot epuizat.

Particularităţi constructive ale instalaţiei

Coloana de distilare: - 18 talere conice şi clopot; - sistem de curăţire a talerelor- raclor metalic acţionat de axul central care se roteşte cu turaţie constantă de 1,57 rot/min Pompă de alimentare cu materie primă - cu piston cu debit variabil. Filtru cu inele ceramice (Rasching). Grup de condensatoare – schimbătoare de căldură tubulare

Caracteristici tehnice:

Productivitate - 350-450 hl/24h; Tărie produs finit, alcool 25-30 %;Consum abur (1,2-2 bar) 800 kg/h;Consum apă ( 15o C) 6 m3/h;Putere instalată 1,87 kW;Motoreductor principal: tip M l12/RB 2357 10, clasa 3;

- putere motor 0,33 CP;- raport transmisie 1,872 (i);

Turaţia axului central 1,57 rot/min;Pompa de terci: tip DOFIN 125x60-1/100 F;

- putere motor 1,5 kW;- debit la 30 Mca 0,1-4,32;

Masa netă: 2765 kg;Dimensiuni de gabarit:

- lungime 5500 mm; - lăţime 2600 mm;- înălţime 13400 mm.

Racorduri:- intrare abur Dn 15 mm; - intrare terci Dn 50 mm;- intrare apă în coloană Dn 15 mm;- intrare apă în condensator Dn 50 mm;- ieşire apă de la condensator Dn 65 mm;

- intrare apă la filtru Dn 25 mm;- intrare apă la sifon Dn 25 mm;

17

- orificii de descărcare Dn 100 mm; - ieşire produs finit Dn 50 mm.

III. Date iniţiale de proiectare

1. Concentraţia iniţială a amestecului etanol-apă: ci = 6 %2. Concentraţia finală a etanolului:cf = 90 %3. Debitul de etanol obţinut în urma operaţiei de separare: Gv = 450 hl/24h

III.1. Bilanţul de materiale pentru fermentător

Date iniţiale:

VD1 = 450 hl/24h = 0.00052 m3 /s = 45 000 * 10

-3

24 * 3 600= 0.00052 m 3

/s

ρD1 = 818 kg/m3

mD1 = ρD1 * VD1 = 0.00052 m3/s * 818 kg/m3

V1=R1+D1

F1

6%;93,75oC

Abur Abur uzat

W(0.01) 97,65oC

R1

D1(30%) 84,7oC

Ar 18oC

Ac 23oC

18

mD1=0,4253 kg/s

xF1 = 6 % masic

xD1 = 30 % masic

xW1 = 0.01 % masic

Determinarea concentraţiei componentului mai volatil exprimatǎ în fracţii molare în amestecul iniţial, distilat şi reziduu.

Bilanţ de masă

mF1 = mD1 + mW1

mF1 . 0,06 = 0,4253 . 0,30 + mW1 . 0,0001

(mD1 + mW1) . 0,06 = 0,1275 + mW1 . 0,0001

(0,4253 . 0,06 ) + ( 0,06 . mW1)= 0,1275 + mW1 . 0,0001

X F1 = XF1

Met

+ ( 1 - XF1 )Mapa

Met

XF1

= 0.06

46+ ( 1 - 0.06 )

18

46 0.06

= 0.0242

XD1 = X D1

Met+

( 1 - XD1 )Mapa

Met

XD1

= 0.346

+ ( 1 - 0.3 )18

460.20

= 0.1434

XW1 = XW1

M et+ ( 1 - X )

M apa

W1

MetXW1

= 0.0001 46 +

( 1 - 0.0001 )18

460.0001

= 0.00004

19

0,0255 + 0,06m W1 = 0,1275 + 0,0001mW1

mW1 ( 0,06 – 0,0001 ) = 0,1275 – 0,0255

mW1 = 1,7028 kg/s

mF1 = mD1 + mW1 = 0,4253 + 1,7028 = 2,1281 kg/s

a)Calculăm Q

=>

debitul de abur - 0,2083 kg/s=m

h”=2718 kj/kg pt 125°C (anexa 9)

h’=525 kj/kg (anexa 9)

Q = m × (h”-h’) = 0,2083 × (2718-525)= 456,80 kW/s

b)Calculam (pentru aburul ce circulă prin serpentină)

dint = 25 mm = 0,025

dext = 29 mm = 0,029 m

Dint = 0,6m

h = 0,025 m pasul spirei

= 939 kg/m (anexa 8)

=0,222·10 Pa·s (anexa 8)

= 68,6·10 W/ (m·K) (anexa 8)

20

Gvabur =

v =

Re = - regim turbulent

g = 0,142 m/s

t = 125-99,9 = 25,1oC

r = 4230J/kgK

H lungimea spirei = 10m

c)Calculam (pentru distilatul ce circulă prin vas)

(anexa 3)

(anexa 6)

λ =0,532 W/m·K (anexa 7)

21

c (amestec 30%)=4170+2,9*t=4457,1 kj/kg·k (anexa 3)

Gvamestec =

v =

d = =0,571 m

- regim turbulent

Nu pentru regim turbulent se calculeaza conform relaţiei:

unde n=0,4 pentru încălzire

Pr = = =5,671

Nu

Nu =1191,54

=1110,156

d)Calculam k

=85,32 W/m2·K

22

e)Calculam aria

Lungimea unei spire

l =

III.2. Coloana de distilare

În aceastǎ coloanǎ de distilare se va separa amestecul etanol-apǎ care are următoarele caracteristici:

V2=R2+D2

F2 (30%)

84,7oC

Abur

120oC

Abur uzat 120oC

W2(0.01%)

96,65oC

R2

D2(90%);78,27oC

Ar 18oC

Ac 23oC

23

mF2 = mD1 = 0,4253 kg/s

Ci2 = 30% masic

Cf2 = 90 % masic

Cw2 = 0,01 % masic

Determinarea concentraţiei componentului mai volatil exprimatǎ în fracţii molare în amestecul iniţial, distilat şi reziduu.

XW2 = XW2

Met

+ ( 1 - XW2 )

Mapa

Met

Xw 2

= 0.0001

46+

( 1 - 0.0001 )

18

460.0001

= 0.0000022

0.05552= 0.00004

unde: Met – masa molecularǎ a etanolului;

Mapǎ – masa molecularǎ a apei;

- concentraţia în alcool etilic exprimata în fracţie de masǎ;

- fracţia masicǎ a amestecului iniţial;

– fracţia masică a distilatului;

xF2=

xF2

Met+

1 - xF2 ( )

Mapa

=

0.3

46+

( 1 - 0.3 )

18

46 0.3

= 0.0043 + 0.0444

0.0065 = 0.1434

Met

xF2

D2X = X D2

Met + ( 1 - XD2 )

Mapa

MetXF2

= 0.9046

+ ( 1 - 0.90 )18

460.90

= 0.02020.024 = 0.8416

24

– fracţia masică a rezidiului.

III.2.1. Bilanţul masic

mF2 = mD2 +mW2 mD2 = mF2 - mW2

0,4253 * 0,30 = ( mF2 – mW2 ) * 0,90 + mW2 * 0.0001

0,1275 = 0,3955 – mW2 * 0,90 + mW2 * 0,0001

0,1275 – 0,3955 = - mW2 * 0,90 + mW2 * 0,0001 / ( -1 )

0,3955 – 0,1275 = mW2 * 0,90 – mW2 * 0,0001

0,268 = mW2 ( 0,90 – 0,0001 )

0,268 = mW2 * 0,9299

mD2 = mF2 - mW2 = 0,4253 – 0,2882 = 0,1371 kg /s

mD2 = 0,1371 kg/s

III.2.2. Bilanţul termic pentru coloana a II a

Ah’’A + F2HF2 = HD + WHW +qR + Ah’

A

A) Debitul de vapori în coloană

mV = mD + mL

mL = R . mD

93% mD2 ( 0,1371) kg/s

100% x

mw 2 = 0.2680.9299

= 0.2882

25

x = 0,1474 kg/s

B) Reflux:

R = a . Rmin

Rmin =

yF2 = 0,493 ( anexa V )

Se alege: a = 2 R = 2 . 0,9971 = 1,9942 ≈ 2 kmol/kmol

Gmapă = x – mD2

Gmapă = 0,1474 – 0,1371 = 0,0103 kg/s

mV = mD + mR

mR = R . mD

n = a * nD2

n = 2 . 0,0032 = 0,0064 kmol

MR2 = 0.90 * 46 + 0.06 *18

M = 42,78 + 1,08 = 43,86

mR2 = nR2 * MR2 = 0.0064 + 43,86 = 0,2807

X = 100 * 0.137190

Rmin = 0.8416 - 0.4930.493 - 0.1434

= 0.34860.3496 = 0.9971

mD2 = 0.1474

46= 0.0032 kmol

26

mV = x + mR2 = 0,1474 + 0,2807 = 0,4281 kg/s

Căldura evacuată de apa de răcire

h`D = 222 + 3,6 * 2 = 229,2 kj/kg

h``D = 1147 + 17,6 * 2 = 1182,2 kj/kg

rD = h’’D – h’D = 118,2 – 229,2 = 953 kj/kg

qR = mV * rD = 0,4281 kg/s * 953 kJ/kg = 407,979kJ/s

Cantitatea apei de rǎcire

a = (mD + mR)

a =

mv = 0,4281 kg/s

rD = 407,979 kJ/kg

cm = 4182 . 10-3 kj/kg . K

t1 – t2 = 23 – 18 = 5 + 273 = 278 K

a = 0.1502 kg/s

Ecuaţia dreptei de concentrare

a = 0.4281 kg/s * 4182 * 10 -3 * 278407,979

a = 0.4281 kg/s * 1162.596407 Kj/kg

kj/kg

27

y = 0.66x + 0.2805

y0 = 0,2805

Ecuaţia dreptei de epuizare

În care F’ este numǎrul de kmol de lichid de alimentare pentru 1 kmol de distilat. Se calculeazǎ din ecuaţia de bilanţ de materiale.

Ecuaţia dreptei devine:

y` = 0,8994x – 0.000004

III.3.3. Numărul talerelor reale

Alegem: Eg = 0.25

III.4. Calculul de dimensionare al coloanei a II a

Diametrul coloanei

y = 22 + 1

x + 2 + 1

1 0.8416

F` = XD2 - XW2

XF2 - XW2= 0.8416 - 0.00004

0.1434 - 0.00004 = 0,6982

y` = 2 + 0,6982 3 x + 1 - 0,6982

3* 0.00004

Nr = nt

Eg = 80.25 = 32

28

Debitul de vapori în colană:

Gvvap =

Zona de concentrare:

y’med = R / R+1 * xmed + y0’

y`med = 0.66 * x`med + 0.2715

y`med = 0.66 * 0.479 + 0.2715

y`med = 0.58514

Zona de epuizare:

x`` med = 0.0719

y``med = 3.7958 * x``med – 0.000625

y``med = 3.7958 * 0,0719 – 0.000625

y``med = 0.2722

Temperaturi medii ale vaporilor:

Pentru:

T`med = 354,48 K

y’’med = 0,2722 T’’med = = 102,35 + 273

T’’med = 375,35 K

X m̀ed = X F2 + XD2

2 = 0.1434 + 0.84162 = 0.492

x`m̀ed = xF2 + xw 2

2= 0.1434 + 0.00004

2

29

Masa molară medie a vaporilor

M`med = y`med . 46 + ( 1 – y`med )

M`med = 0.58514 * 46 + ( 1 – 0.58514 )

M`med = 26,916 + 0.41486

M`med = 27,33 kg/kmol

ρ`med = M`med * T0 / 22.4 * T`med

ρ`med = 27,33 * 273 / 22.4 * 354,48

ρ`med = 0.9396 kg /m3

M``med = y``med * 46 + ( 1 – y``med )

M``med = 0.2722 * 46 + ( 1 – 0.2722 )

M``med = 12,5212 + 0.7278

M``med = 13,249

ρ``med = M``med * T0 / 22,4 * 375,35

ρ``med = 13,249 * 273 / 22.4 * 375.35

ρ``med = 0.4301 kg/m3

Densitatea medie a vaporilor în coloană:

Temperatura la vârful coloanei la: xD2= 0.8607 T1 = 78,27˚C ( anexa 4 )

Temperatura in blaza la: xW = 0,00004 T2 = 120ºC ( anexa 4 )

Densitatea apei:

pvad = p` m̀ed + p m̀ed

2= 0.4301 + 0.9423

2= 0.6862kg/m 3

30

Viteza vaporilor în coloană

C = 0,032 în cazul talerelor cu sită

Rezultǎ cǎ blaza este rezistenţǎ termicǎ.

Înălţimea coloanei

Numărul real de talere este n = 8, din care avem :

- 5 talere în zona de concentrare;- 3 talere în zona de epuizare.

Ht = (n-1) . H’

n = ntEg = 8

0.25= 32

31

unde, eficienţa eg = 0,25 – 0,8; am ales eg=0,25.

Ht = ( 32 – 1 ) . 0,2 = 6,2 m

unde: Ht = distanţa dintre talerul superior şi inferior; n – numărul de talere în coloană; H’ – distanţa dintre talere; nt – numărul de talere teoretice; Eg – eficienţa globală = 0,5. Se alege distanţa dintre talere H’ = 200mm

Calculul hidraulic al talerului sită

Se calculează rezistenţa hidraulică a talerului în partea superioară şi inferioară a coloanei cu ecuaţia :

a) Partea superioară a coloanei Rezistenţa hidraulică a talerului uscat:

- coeficient de rezistenţă a talerelor cu sită uscată

Sr = 0,08S

w0 = 1.1319 m/s

w1 - viteza vaporilor în orificiul talerului

w 1 = 1.13198

= 0.1414 m/s

32

ΔPu = 0,0122 Pa

Rezistenţa hidraulică datorită tensiunii superficiale

- tensiunea superficială a coloanei la temperatură medie

do = diametrul orificiilor talerelor

do = 4 mm = 4 . 10-3m

Rezistenţa stratului de lichid pe taler

hz = înălţimea plăcii deversoare

hz = 30 . 10-3m

hd = grosimea stratului de lichid asupra plăcii deversoare

hd = 50 . 10-3 m

b) Partea inferioară a coloanei:

ΔPu = 0.0122 Pa

33

)

ΔPl = 42.38 Pa

ΔPt =0.0122 + 42.38 + 120.5 = 162.8922 Pa

IV. Dimensionarea condensatorului

(B.M.): mv + mAr = mAruz + (mD + mR)

(B.T.): Qv + QAr = QAruz + (QD + QR)

mvh’’v + mArCpAr TAr = mAruzCpAruzTAruz + (mD + mL)h’v

mArCpAr(Tf – Ti) = mv(h’’v – h’

v)

rD = h’’v – h’

v = 1182,2 – 229,2 = 953 kJ/kg

mv = 0,4281 kg/s

CpAr = 4182 J/kg * K = 4182 * 10-3 kJ/kg. K ( tabelul 8 )

mAr = 1,63 kg/s

mArCpAr(Tf – Ti) = 1,63 * 4182 * 5

mArCpAr(Tf – Ti) = 34107,75 J/s

mArCpArTf - mArCpArTi = 33395,28 J/s

1,63 * 4182 * 23 – 1,63 * 4182 * 18 = 33995,28

IV.1. Calculul coeficientului total de transfer de căldură

34

- temperatura medie a amestecului

a)Calculăm vapori

dext = 0,05 m

dint = 0,05 – 0,004 = 0,046 m

Dint = 0,4m

h = 0,025 m pasul spirei

( anexa 5 )

(anexa 6 )

Gvvap =

v =

Re = regim laminar

35

Pentru condensarea în film pe ţevi verticale în regim laminar se utilizează forma lui Nu pentru regim laminar.

g = 9,81 m/s

t = 78,27 – 20 = 50,27oC

r = 925280J/kgK

( anexa 7 )

H lungimea spirei = 10m

b) Calculul coeficientului parţial de transfer termic al lichidului ce circulă

prin vas

dech =

Gvapă =

v =

Re =

Pr =

36

Nu = 0,008 . Re0,9 . Pr0,43

Nu = 0,008 . (223,55)0,9 . (6,94)0,43

Nu = 0,008 . (49974,60)0,9 . 2,30

Nu = 0,008 . 16938,47 . 2,30

Nu = 311,66

Calculǎm coeficientul total de transfer termic :

K=

unde,

- 1 = coeficientul parţial de transfer termic prin convecţie de la fluidul cald la perete, (W/m2 K);

- 2 = coeficientul parţial de transfer termic prin convecţie de la perete la fluidul rece, (W/ m2 K);

- = grosimea peretelui ţevii, (m);

- = conductivitatea termica a materialului din care sunt construite ţevile (W/ m K);

- = 46.5 W/m K (conform anexei pentru oţel);

- = 0.002 m (conform anexei pentru oţel);

k =

37

Lungimea unei spire

l =

n =

d =(d +d )/2

d =(0,05+0,048)/2

d =0,049

n=1,338/(3,14·0,049·2)

n=4 nr. de ţevi

Prescurtări şi simboluri utilizate în calcule

Material NotaţieTescovină T

Masa distilatm D1

Densitarea distilatului ρD1

Fracţia masicǎ a amestecului iniţial XF1

Fracţia masică a distilatului XD1

Fracţia masică a rezidiului XW1

Coeficient total de transfer de cǎldurǎ, (W/ m2 K);

K

38

Suprafaţa de transfer termic, (m2) ; A

Diferenţa medie de temperaturǎ, (˚C); T

Reziduu W1

Coeficientul parţial de transfer termic prin convecţie de la fluidul cald la perete,

(W/m2 K);1

Coeficientul parţial de transfer termic prin convecţie de la perete la fluidul rece,

(W/ m2 K); 2

Grosimea peretelui ţevii, (m);

Conductivitatea termica a materialului din care sunt construite ţevile (W/ m K);

Reynolds Re

Nusselt Nu

Prandtl Pr

Distilat 25% alcool (vapori) D1

Distilat 25% alcool (lichid) D2

Reziduu (coloana de concentrare) W2

Distilat 85% alcool (vapori) D3

Alcool brut (85% alcool) AB

Debitul volumic GV

Inaltimea placii deversoare hz

Coeficient de rezistenta ξ

Aria libera a talerului Sr

39

Tensiunea superficială σ

Diametrul orificiilor talerelor do

Inălţimea plăcii deversoare hz

Inaltimea talerullui H

Nr. de ţevi n

Lungimea ţevii l

Densitatea spumei ρs

Caderea de presiune in spaiu neudat ΔP

Aria libera a talerului Sr

Viteza vaporilor in orificiile talerului W1

40

Anexa1

ALIMENTARE

DISTILARE

CONDENSARE

RACIRE

REZERVOR

AMESTEC ET- APA

ETANOL

ABUR

ABUR

APA

APA

APA

APA

ETANOL

ETANOL

DIAGRAMA SANKEY PENTRU BILANT MASIC

41

42

43

Anexa 2

44

45

Anexa 3

46

Anexa 4

47

48

Anexa 4 (continuare)

49

Anexa 5

Densitatea soluţiilor alcool etilic – apă funcţie de concentraţie şi temperatură

Concentraţia în alcool, % masă

Densitatea ρ, kg/m3, la temperatura t, ºC

0 10 20 30 40 50 60 70 80

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

95

100

1000

985

976

965

949

929

907

884

860

835

822

806

999

984

973

960

942

922

899

876

852

827

813

798

998

982

969

954

935

914

891

868

844

818

804

789

996

979

964

948

928

906

883

859

836

809

796

781

994

975

959

941

920

898

874

850

826

800

786

772

988

971

953

935

912

889

865

841

817

791

777

763

983

964

947

927

903

880

856

831

807

781

767

754

978

957

939

918

894

871

846

822

797

772

760

744

972

951

932

910

885

862

837

812

787

762

748

735

50

Anexa 6

Vâscozitatea dinamică a soluţiilor alcool etilic – apă funcţie de concentraţie şi temperatură

Concentraţia în alcool, % masic

Vâscozitatea dinamică η·103, Pa·s, la diferite temperaturi t, ºC

0 10 20 25 30 40 50 60 70

10

20

30

40

45

50

60

70

80

90

100

3,215

5,275

6,900

7,150

7,010

6,625

5,715

4,720

3,648

2,691

1,776

2,162

3,235

4,095

4,355

4,310

4,174

3,787

3,268

2,663

2,048

1,480

1,548

2,168

2,670

2,867

2,867

2,832

2,642

2,369

1,998

1,601

1,221

1,328

1,808

2,203

2,374

2,387

2,368

2,232

2,025

1,738

1,422

1,101

1,153

1,539

1,849

1,941

2,007

2,001

1,906

1,744

1,519

1,270

0,997

0,896

1,144

1,353

1,455

1,478

1,475

1,426

1,328

1,181

1,022

0,824

0,725

0,896

1,038

1,116

1,138

1,136

1,109

1,044

0,950

0,835

0,695

0,602

0,728

0,826

0,887

0,902

0,904

0,887

0,841

0,778

0,695

0,590

0,509

0,606

0,677

0,724

0,736

0,739

0,727

0,696

0,648

0,589

0,506

51

Anexa 7

Conductivitatea termică a soluţiilor alcool etilic – apă funcţie de concentraţie şi temperatură

Concentraţia în alcool, % masic

Conductivitatea termică λ, W/(m·k), la diferite temperaturi t, ºC

0 10 20 30 40 50 60 80

5

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

–

0,504

0,447

0,401

0,348

0,293

0,251

0,215

0,190

0,196

0,159

0,502

0,523

0,473

0,426

0,384

0,343

0,305

0,272

0,243

0,217

0,191

0,565

0,536

0,483

0,434

0,389

0,343

0,305

0,267

0,238

0,209

0,180

0,582

0,553

0,497

0,444

0,389

0,347

0,301

0,264

0,230

0,201

0,172

0,594

0,565

0,507

0,447

0,394

0,347

0,301

0,259

0,226

0,191

0,159

0,607

0,578

0,515

0,457

0,397

0,347

0,301

0,255

0,217

0,184

0,151

0,623

0,590

0,528

0,460

0,402

0,347

0,297

0,251

0,213

0,175

0,138

–

0,636

0,579

0,532

0,482

0,423

0,381

0,346

0,319

0,290

0,174

52

Anexa 8

53

Anexa nr. 9

54

Concentraţia în alcool, %

masă

Capacitatea termică masică cm (J/kgK), la diferite temperaturi t, ºC

0 20 30 40 50 60 70 80

5

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

4310

4400

4350

4170

3940

9640

3350

3140

2810

2550

2260

4230

4270

4310

4270

4100

3850

3600

3350

3050

2760

2430

4230

4270

4310

4270

4100

3850

3600

3350

3100

2810

2510

4230

4270

4310

4270

4100

3890

3640

3350

3140

2850

2600

4270

4270

4310

4400

4190

4020

3850

3680

3220

2930

2720

4270

4310

4310

4440

4270

4100

3940

3770

3430

3140

2850

4270

4310

4310

4480

4350

4230

4100

3940

3640

3350

2970

4270

4310

4310

4520

4400

4310

4230

4100

3850

3560

3100

BIBLIOGRAFIE

55

1. Constantin Banu “ Manualul inginerului de industria alimentară “,

Vol I,II Ed. Tehnică, Bucureşti, 1998;

2. E. A. Bratu “ Operaţii unitare în ingineria chimică “, Vol. II,III;

Ed. Tehnică, Bucureşti, 1985;

3. Rodica Amarfi “ Probleme şi operaţii în industria alimentară “,

Ed. Tehnică, Bucureşti, 1998;

4. Lucian Gavrilă “ Fenomene de transfer “, Vol II

Ed. Alma Mater, Bacău, 2000.

56