Amestecarea Lichidului Pentru Sisteme Bifazice Total Miscibile

INTRODUCERE

Amestecarea este una dintre operatiile cele mai des folosite in industria chimica, atat ca operatie independenta in scopul obtinerii omogenitatii intr-un amestec, cat si ca un mijloc de a mari suprafata de contact in alte operatii, ca : absortia, extractia sau uscarea.

Amestecarea este operatia prin care se realizeaza o distributie cit mai intima intre fazele constituente. Amestecarea perfecta a mai multor componente poate fi definita drept starea in care volume infinitezimale ale amestecului, luate in oricare punct al sistemului, prezinta aceiasi compozitie si aceiasi temperatura.

In ingineria chimica termenul de amestecare, defineste operatia de dispersare prin miscare fortata a unui material in alt material, in general, indiferent de natura sau starea fizica a materialelor supuse amestecarii; se mai utilizeaza termenii de agitare (pentru amestecarea lichidelor cu viscozitate mica sau a lichidelor cu solide) si malaxare-pentru amestecarea lichidelor cu viscozitate mare, a pastelor sau a topiturilor. Operatia de amestecare se caracterizeaza tehnologic prin eficacitatea de amestecare (exprimata prin omogenizarea concentratiei, campul de temperatura, campul de viscozitate etc.) si economic, prin puterea consumata .

Scopul amestecarii este omogenizarea care se manifesta prin reducerea gradientilor de concentratie sau de temperatura, sau in mod simultan a ambilor, in interiorul sistemului agitat.

Amestecarea serveste pentru :

– accelerarea reactiilor cimice, biochimice sau biologice;

– omogenizarea amestecurilor;

– dizolvarea (solid-lichid si lichid-lichid miscibil);

– spalare (dizolvarea impuritatilor in lichide de spalare);

– procese fizice (floculare, cristalizare etc.);

– obtinerea de emulsii si suspensii;

– adsortie (decolorare cu carbune activ);

– imbunatatirea transmiterii caldurii.

In figura 1 sunt prezentate in functie de starea de agregare a materialelor de amestecat si structura produsului obtinut, varietatea amestecurilor omogene si eterogene intilnite in procesele de fabricatie ale industriei chimice. Amestecarea se realizeaza prin miscarea materialelor care urmeaza sa fie amestecate.

Amestecarea fluidelor, in functie de cele doua tipuri de miscare libera sau fortata poate fi:

amestecarea spontana, lenta, prin difuzie moleculara, provocata de diferenta de densitate a componentilor amestecului si / sau de diferenta de temperatura intre diferitele regiuni ale sistemului;

amestecare prin miscare (curgere) fortata .

Caracteristicile tehnologice si economice ale operatiei de amestecare depind de un numar mare de factori, dintre care cei mai importanti se refera la :

– propietatile materialelor care se amesteca (stare fizica, densitate, viscozitate, miscibilitate pentru fluide, densitate, umectabilitate, forma si granulometria particulelor pentru solide);

– conditiile de desfasurare a operatiei ( tipul amestecatorului, functionarea continua sau discontinua, marimea debitelor, respectiv a sarjelor, durata amestecarii, temperatura, presiunea, intensitatea agitarii, scopul amestecarii);

– propietatile produsului (densitate, vascozitate, grad de omogenizare).

Utilajele in care se realizeaza operatia de amestecare se numesc in general amestecatoare; se utilizeaza si denumirile de agitatoare si malaxoare pentru utilajele in care se desfasoara operatiile denumite corespunzator. Amestecarea se poate realiza continuu (se recomanda pentru omogenizarea gazelor si lichidelor de vascozitate mica) sau discontinuu (la amestecarea lichidelor de vascozitate mare, a pastelor, a topiturilor). La amestecarea continua, duratele de stationare a diferitelor portiuni de material in amestecator sunt diferite; acesta poate conduce, in cazul reactoarelor chimice ,la micsorarea conversiei (particulele de material, a caror durata de stationare este mai mica decit timpul necesar reactiei, ies din reactor nereactionate) sau la micsorarea productivitatii reactorului (particule care stau mai mult decat este necesar). Se obtin durate de stationare mai uniforme daca amestecarea se realizeaza in mai multe amestecatoare legate in serie.

Amestecatoarele din practica industriala se afla intre doua tipuri ideale extreme utilizate in modelarea matematica a reactoarelor :

– amestecatorul cu deplasare totala (materialele se deplaseaza de la intrare spre iesire cu viteza egala);

amestecatorul cu agitare ideala (omogenizarea materialelor intrate se realizeaza instantaneu).

2. PAREMATRII CE INFLUENTEAZA AMESTECAREA

2.1 Temperatura

Influenta temperaturii duce la modificarea propietatilor fizice ale substantelor. Odata cu cresterea temperaturii are loc cresterea vascozitatii.

Cresterea vascozitatii la o viteza constanta a amestecatorului duce la micsorarea criteriului lui Reynolds. Aceasta inseamna ca gradul de turbulenta din recipient scade.

Studii experimentale au abordat analiza influentei unor parametrii specifici bioreactoarelor cu amestecare mecanica (vascozitatea mediului, turatia agitatorului, viteza de aeratie) asupra timpului de amestecare. Pentru stabilirea efectului datorat prezentei biomasei in mediu, experimentele realizate pentru medii simulate aerate, in absenta fazei solide, au fost dezvoltate pentru lichide de fermentatie reale aerate, permitand, astfel, o analiza a eficientei amestecarii in bioreactoare in diferite conditii de operare si de mediu.

2.2 Influenta turatiei agitatorului

S-au utilizat culturi de bacterii Propionibacterium shermanii.

Pentru ape si medii simulate, in absenta fazei solide, timpul de amestecare scade initial cu cresterea turatiei, atinge o valoare minima, dupa care creste. Valoarea turatiei corespunzatoare minimului timpului de amestecare (turatie critica) depinde de vascozitatea aparenta a mediului si de viteza de aeratie. Aceasta evolutie este rezultatul modificarii mecanismului amestecarii in prezenta bulelor de aer odata cu cresterea turatiei.

In cazul culturilor de P. shermanii, timpul de amestecare scade initial cu turatia, atinge o valoare minima, dupa care creste usor, aceasta evolutie fiind mai putin pronuntata decat in cazul mediilor simulate aerate care nu contin faza solida. Variatia timpului de amestecare cu turatia agitatorului este produsa de modificarea importantei relative a amestecarii pneumatice si a celei mecanice. Astfel, la turatii reduse, contributia amestecarii pneumatice este mai importanta, cu atat mai mult cu cat amplasarea barbotorului diminueaza tendinta de depunere a biomasei. In aceasta situatie, cresterea turatiei agitatorului intensifica amestecarea. La turatii ridicate, timpul de retinere al bulelor in mediu creste, curgerea dispersiei gaz-lichid devine complexa, iar viteza sa de circulatie este inferioara celei create de amestecarea mecanica in medii neaerate.

Totusi, datorita vascozitatii mai reduse a suspensiilor de bacterii comparativ cu mediile simulate, aceste efecte sunt mai putin pronuntate. Valoarea turatiei critice este de 500 rpm, existenta minimului timpului de amestecare devenind mai evidenta la concentratii mai mari ale celulelor bacteriene si la viteze de aerare superioare (fig.2).

2.3 Influenta debitului de aer barbotat

Aerarea reduce timpul de amestecare a lichidelor de fermentatie din bioreactoarele cu amestecare mecanica, comparativ cu lichidele neaerate.

Influenta debitului de aer barbotat asupra intensitatii amestecarii depinde de vascozitatea mediului si de prezenta, cocentratia si caracteristicile fazei solide, precum si de turatia agitatorului. Dupa cum se observa din figura 3, pentru culturi de P. shermanii, pentru concentratii reduse ale biomasei, timpul de amestecare scade initial cu debitul de barbotare, atinge o valoare minima, dupa care creste. Valoarea debitului de aer corespunzatoare timpului de amestecare minim poarta

denumirea de debit critic si reprezinta limita pana la care amestecarea pneumatica a contribuit la amestecarea lichidului de fermentatie .

In suspensiile concentrate de biomasa cresterea vitezei de aeratie induce o crestere initiala a timpului de amestecare, cu atingerea unei valori maxime a acestui parametru, urmata de reducerea sa. Aceasta evolutie se datoreaza concentratiei ridicate a fazei solide care se adsoarbe pe suprafata bulelor si impiedica coalescenta acestora, bulele de dimensiuni mici, formate prin dispersia aerului de catre agitarea mecanica, avand un efect negativ asupra circulatiei mediului.

La debite ridicate de aer, energia disipata prin barbotarea aerului depaseste energia disipata prin agitare mecanica, ceea ce corespunde fenomenului de inecare. La atingerea punctului de inecare, viteza de deplasare a aerului creste puternic, simultan cu accelerarea circulatiei mediului, timpul de amestecare reducandu-se.

2.4 Influenta pozitiei agitatoarelor pe ax

In toate sistemele studiate, indiferent de conditiile de operare ale bioreactorului, cele mai mici valori ale timpului de amestecare au fost inregistrate pentru o distanta intre agitatoare egala cu diametrul acestora, d. Ordinea cresterii timpului de amestecare in functie de pozitia agitatoarelor pe ax este urmatoarea :

d << 0,5d < 1,5d < 2d (1)

Datorita depunerii biomasei o pozitionare a agitatoarelor catre regiunea inferioara a bioreactorului, la distante de 0,5d si d, usureaza amestecarea. In schimb, la distante reduse intre agitatoare (0,5d), aerul are tendinta de a se acumula si de a realiza coalescenta in jurul agitatoarelor, proces care se amplifica odata cu cresterea vascozitatii mediului, deci cu cresterea concentratiei biomasice. Acumularea aerului in jurul agitatoarelor reduce viteza de circulatie a mediului.

3. PROCEDEE DE AMESTECARE

Operația de amestecare a lichidelor se poate efectua prin mai multe procedee in funcție de proprietațile acestora și de condițiile impuse de procesul tehnologic.

3.1 Amestecarea prin difuzie moleculara

Fluidele miscibile între ele, introduse intr-un recipient, suferă o amestecare naturală intr-un anumit interval de timp. Aceasta amestecare se realizează prin miscarea particulelor de fluid datorita difuziunii moleculare sau transferului de masa prin convecție naturala; aceasta este provocată de densitațile diferite ale fluidului sau eventual de un gradient de temperatura în diferite regiuni sau, concomitent de catre ambele procese.

Amestecarea spontana nu prezintă o importanță prea mare pentru scopurile practice deoarece ea se desfășoară prea lent.

3.2 Amestecarea in conducte

Cel mai simplu proces de amestecare este cel care are loc în timpul transportului unor fluide miscibile printr-o conducta(„inline“ mixing). In acest caz, amestecarea se efectueaza în special prin difuziune turbulenta, deoarece in practica tehnica fluidul este pompat in conditii turbulente. Aceasta metoda de amestecare este adecvata atat gazelor, cat si lichidelor in miscare. Ea poate fi utilizata in cazurile in care teava prin care trece fluidul este suficient de lunga. Lungimea tevii prezinta o importanta speciala in cazul lichidelor, deoarece amestecarea lor se desfasoara mai lent.

La fel ca si pentru gaze, echipamentul cel mai simplu consta in legarea a doua conducte pentru a forma una singura, in care caz fiecare conducta contine un component lichid diferit. De obicei conducta imbinata are forma de Y.

Acest sistem este satisfacator atunci cand se aplica la lichide usor miscibile, atunci cand viteza de curgere este suficient de mare si cand conducta comuna este suficient de lunga, astfel incat lichidele care trec prin ea sa se amestece perfect.

3.3 Amestecarea in recipiente cu

circulatie produsa de pompe

Amestecarea prin jet este folosita atat pentru gaze cat si pentru lichide. In ambele cazuri, principiul este acelasi.

Jetul se foloseste, de obicei, pentru amestecarea lichidelor in combinatie cu pompa care extrage o parte din lichid prin rezervor si o recircula printr-o teava care are la capat o duza cufundata in rezervor.

Fluidul care trece printr-o duza intr-un spatiu marmestecarea in conducte

Cel mai simplu proces de amestecare este cel care are loc în timpul transportului unor fluide miscibile printr-o conducta(„inline“ mixing). In acest caz, amestecarea se efectueaza în special prin difuziune turbulenta, deoarece in practica tehnica fluidul este pompat in conditii turbulente. Aceasta metoda de amestecare este adecvata atat gazelor, cat si lichidelor in miscare. Ea poate fi utilizata in cazurile in care teava prin care trece fluidul este suficient de lunga. Lungimea tevii prezinta o importanta speciala in cazul lichidelor, deoarece amestecarea lor se desfasoara mai lent.

La fel ca si pentru gaze, echipamentul cel mai simplu consta in legarea a doua conducte pentru a forma una singura, in care caz fiecare conducta contine un component lichid diferit. De obicei conducta imbinata are forma de Y.

Acest sistem este satisfacator atunci cand se aplica la lichide usor miscibile, atunci cand viteza de curgere este suficient de mare si cand conducta comuna este suficient de lunga, astfel incat lichidele care trec prin ea sa se amestece perfect.

3.3 Amestecarea in recipiente cu

circulatie produsa de pompe

Amestecarea prin jet este folosita atat pentru gaze cat si pentru lichide. In ambele cazuri, principiul este acelasi.

Jetul se foloseste, de obicei, pentru amestecarea lichidelor in combinatie cu pompa care extrage o parte din lichid prin rezervor si o recircula printr-o teava care are la capat o duza cufundata in rezervor.

Fluidul care trece printr-o duza intr-un spatiu mare ia forma unui con, dispersandu-se pe masura ce creste distanta de la orificiu. Acest fenomen este provocat de urmatoarele cauze:

1. Fluidul care se descarca din ajutaj disloca fluidul aflat in recipient in fata orificiului.

2. Straturile de fluid adiacente jetului sunt antrenate intr-o miscare paralela cu curgerea, ca urmare a transferului unei parti a momentului jetului de lichid catre fluidul inconjurator. Acest transfer de moment se efectueaza prin tensiunea tangentiala dintre straturile cu viteza mare si cele stagnante (sau cu miscare mult mai lenta) ale fluidului din recipient si prin patrunderea turbulenta a elementelor de lichid din jet in fluidul inconjurator. In acest transfer de moment, produsul dintre masa si viteza fluidului in miscare este constant (daca se neglijeaza pierderile datorita frecarii interne).

Viteza fluidului antrenat de curent este mai redusa decat viteza acestui curent si fiecare strat de fluid aflat in miscare antreneaza straturile stagnante adiacente. Sectiunea transversala a curentului devine in consecinta, cu atat mai mare, cu cat este mai departe de orificiul ajutajului, iar viteza sa scade in orice sectiune transversala, perpendiculara pe directia de curgere, viteza scade catre periferia conului.

3. Atunci cand fluidul inconjurator este antrenat de curent, in locul sau initial se produce o scadere de presiune. Aceasta scadere provoaca aspirarea rapida a unei alte cantitati de fluid in acest loc si, de asemenea, o punere in miscare ca urmare a transferului de moment de la jet. Acest ciclu se repeta in mod permanent.

Antrenarea fluidului de curent duce la formarea unui strat limita turbulent la periferia conului, prin care se efectueaza amestecarea.

Sistemul cel mai simplu consta in amplasarea orificiului conductei de aspiratie la fund si al conductei de refulare la suprafata. Din punct de vedere al constructiei, sunt posibile diferite aranjamente ale utilajului bazate pe acest principiu. In figura 4 se prezinta o varianta in care conducta de refulare se termina cu un distribuitor deasupra suprafetei. Aceasta metoda este satisfacatoare, de exemplu la agitarea lichidelor cu greutati specifice diferite. Lichidul mai greu este aspirat de la fund de catre pompa si este pulverizat in picaturi foarte fine in lichidul mai usor aflat la suprafata.

Fig.4 Amestecare prin pompare

La amestecarea lichidelor prin recirculare, lichidul este refulat in mod frecvent in recipient prin intermediul unui ajutaj. Ajutajul imersat, din care iese un jet liber de lichid, produce un con in lichidul inconjurator care antreneaza lichidul invecinat. Spectrele de curgere produse de unul sau mai multe ajutaje au fost redate in figura5.

Fig.5 Spectre de curgere produse de cateva ajutaje

intr-un recipient circular.

In functie de raportul densitatilor ambelor lichide de amestecat, ajutajul este situat fie la fund si inclinat catre suprafata, fie la suprafata si inclinat catre fund. Mai intai in recipient se injecteaza intregul volum de lichid care trebuie adaugat, trecand prin ajutaj. Dupa adaugarea lichidului continutul recipientului este recirculat cu ajutorul unei pompe prin ajutaj.

Amestecarea cu jet este indicata pentru amestecare in recipiente mari in care trebuie sa se pompeze o cantitate mare de lichid.

Jetul antreneaza lichidul ca un injector, iar curentul astfel amplificat este condus printr-o conducta. La capatul deschis al conductei exista o șicană in forma unui sector sferic care deviaza curentul, astfel incat se agita lichidul din intregul recipient.

Injectoarele se folosesc mai frecvent pentru amestecarea a doua lichide intr-o conducta. Un component este injectat printr-un ajutaj in directia in care curge celalalt component. Randamentul de amestecare este intensificat prin faptul ca jetul de lichid care paraseste ajutajul antreneaza straturile invecinate de lichid curgand prin conducta principala. Randamentul amestecarii poate fi marit si mai mult prin adaugarea unei simple șicane (figura 6).

Fig.6 Amestecator tip injector cu șicana elicoidala

Dispozitivul cu injector poate fi utilizat si prin antrenarea celui de al doilea lichid in conducta. In figura 7 este reprezentata o schema a montajului cel mai simplu, bazata pe acest principiu.

Componentul lichid care curge prin conducta principala patrunde in zona de amestecare si trece de aici sub forma unui jet in difuzor si de aici in conducta, determinand prin aceasta curgerea celui de al doilea component lichid printr-o conducta auxiliara in zona de amestecare. Cantitatea de component auxiliar poate fi reglata cu ajutorul unei supape.

Fig.7 Antrenarea cu ajutorul Fig.8 Tub Venturi folosit ca

unui injector amestecator in conducta

Amestecarea cu ajutorul unui tub Venturi (fig.8) este analoga. Componentul lichid principal trece in drumul sau prin conducta, printr-un tub Venturi. Recipientul care contine solutia auxiliara este legat de conducta cu doua racorduri, dintre care unul se afla in fata tubului Venturi, iar celalalt in locul in care tubul are sectiunea cea mai mica. S-a proiectat o serie de dispozitive mai complicate bazate pe acest principiu, de exemplu un utilaj asigurand umplerea automata cu solutii auxiliare dintr-un vas dozator.

Amestecatorul cu ejector este un dispozitiv pentru agitarea in recipiente mari. Lichidul este pompat din recipient, iar partea de refulare a pompei este racordata la o conducta al carei capat se termina intr-un ajutaj in interiorul partii orizontale a unei conducte mari in forma de L. Jetul de lichid antreneaza lichidul inconjurator in conducta, acesta curgand din recipient prin gauri, in partea verticala a conductei. In apropierea suprafetei lichidului gaurile din partea verticala a conductei sunt mai apropiate. Aceasta are ca efect antrenarea lichidului intr-un mod aproximativ uniform din straturile individuale, care se afla la distante diferite de fund. In conducta principala, lichidul antrenat din diferite straturi este amestecat perfect prin turbulenta.

3.4 Amestecarea cu dispozitive mecanice rotative

Lichidele sunt amestecate mult mai frecvente in recipiente decat direct in conducte. Se pot proiecta recipiente de amestecare fie pentru o operatie continua, fie pentru o operatie discontinua.

Niciodata nu este posibil ca in intregul continut al recipientului, sa se atinga aceeasi intensitate a turbulentei. Turbulenta este mai putin intensa in special la pereti. Din acest motiv este de dorit ca periodic sa se treaca intreaga cantitate de lichid in recipient prin regiunile in care turbulenta este mai putin intensa. Aceasta se realizeaza prin circularea lichidului cu ajutorul dispozitivelor de amestecare rotative.

In consecinta, amestecarea intr-un recipient este influentata de doi factori importanti:

Gradul de turbulenta

Viteza de circulatie, care se exprima cel mai bine prin timpul necesar pentru o trecere a intregului continut prinr-o suprafata data (de obicei suprafata periferica descrisa de catre paletele agitatorului sau orificiul unui ajutaj ).

Amestecatoarele mecanice sunt folosite aproape exclusiv pentru lichide.

Amestecatoarele mecanice produc un anumit regim de curgere in lichid, iar dispozitivele folosite in acest scop sunt in cea mai mare parte agitatoare rotative.

In functie de modul in care agitatorul isi transmite momentul sau catre lichid, se deosebesc doua tipuri de utilaje :

1. Agitatorul isi transmite momentul sau prin tensiunea tangentiala, astfel incat transmiterea are loc in unghi drept fata de directia de miscare a agitatorului.

2. Agitatorul transmite momentul prin presiunea paletelor agitatorului exercitata asupra lichidului si prin urmare in directia curgerii.

Discul rotativ constituie un exemplu pentru primul grup. Lichidul adera la suprafata discului si imediat ce agitatorul a inceput sa se roteasca, acest strat de lichid se roteste cu el. Datorita actiunii vascozitatii, alte straturi adiacente intra in miscare pana ce curgerea se extinde in intregul continut al recipientului.

Cea de a doua metoda, adica transmiterea momentului prin presiunea directa a paletelor asupra lichidului este metoda intalnita cel mai frecvent, ea constituind procedeul cel mai important de amestecare a lichidelor. Din acest grup fac parte agitatoarele cu paleta, cu turbina si cu elice.

Paletele rotative exercita o presiune asupra lichidului, dislocand o parte din el in mediul inconjurator si initiand astfel miscarile de rotatie in lichid. Caderea de presiune care apare in spatele paletei antreneaza lichidul din mediul inconjurator. Dislocarea si antrenarea lichidului provoaca impreuna curenti turbulenti in jurul paletelor.

Odata cu cresterea vitezei de rotatie, lichidul dintre palete este supus si fortelor centrifuge, datorita carora el este refulat radial de la periferia rotorului. Aceasta mareste viteza de curgere a lichidului in rotor si in afara acestuia. Lichidul care este indepartat de la periferie, datorita fortei centrifuge, patrunde in lichidul inconjurator intr-un mod similar curgerii dintr-un ajutaj imersat. Aceasta inseamna ca si de aceasta data are loc un transfer de moment mediului inconjurator, care se manifesta printr-o marire a sectiunii transversale a curentului si printr-o pierdere treptata de viteza, odata cu cresterea distantei de la rotor.

Ansamblul acestor procese pune in miscare intregul continut al recipientului.

Spectre de curgere

Miscarea lichidului in recipientele cu amestecatoare mecanice se descrie prin spectrul de curgere care reprezinta suma liniilor de curent caracteristice din sistem.

In functie de tipul constructiv al elementelor dispozitivului de amestecare se deosebesc urmatoarele spectre de curgere a lichidului supuse amestecarii:

curgere tangentiala;

curgere radiala;

curgere axiala;

Spectrele reale de curgere sunt de fapt combinatii ale spectrelor anterioare, unul din ele fiind predominant (fig. 9).

Curgerea tangentiala in care lichidul curge paralel cu traseul descris de amestecator este indusa de amestecatoarele cu brate care se rotesc cu o viteza insuficienta pentru a produce o actiune sensibila a fortelor centrifuge. Efectul de amestecare este minim cand viteza de roatie a lichidului atinge o valoare practic egala cu cea a amestecatorului. In acest caz gradientul de viteza fiind neinsemnat nu se realizeaza distributia neuniforma a vitezelor si deci turbulenta.

Curgerea radiala este realizata de amestecatoarele cu rotor simplu sau tip turbina; sub actiunea fortelor centrifuge mari (la turatii mari) care depasesc rezistenta opusa curgerii de lichid din afara spatiului rotorului, lichidul este expulzat din rotor radial, spre perete, unde urca in partea superioara si coboara in partea inferioara, fiind apoi aspirat din nou de rotor.

Curgerea axiala in care lichidul curge paralel cu axa de rotatie a agitatorului, in curenti ascendenti si descendenti, are loc la amestecarea lichidelor tip elice.

a – curgere b – curgere c – curgere

tangentiala radiala axiala

Fig.9 Spectre de curgere

Amestecatoarele mecanice realizeaza amestecarea prin:

efectul local determinat de gradientii de viteza din lichid indusi de forta centrifuga variabila in directia razei;

efectul de innoire continua a lichidului in diferitele regiuni prin circulatia masei de lichid.

Gradientii de viteza sunt mai mari langa agitator decat langa peretele recipientului; diferentele sunt mai mari in recipientele mari decat in cele mici. La fluidele nenewtoniene gradientul de viteza in fluid este un factor determinant al procesului de amestecare. Agitatoarele rotative antreneaza lichidul in miscare de rotatie pe baza tensiunii tangentiale de la interfata dintre dispozitiv si lichid si a presiunii exercitate de dispozitiv asupra lichidului in directia curgerii. Componentele radiale si axiale ale vitezei de curgere favorizeaza amestecarea intensa in timp ce in cazul curgerii predominant tangentiala, amestecarea se realizeaza doar prin efecte locale in apropierea bratelor agitatorului. Cristeriul determinant al regimului de curgere a fluidului din recipient este criteriul Reynolds definit de relatia:

(2)

obtinuta prin inlocuirea in expresia lui Re a vitezei cu w=nd (n = turatia ,

d = diametrul agitatorului); deoarece Re este adimensional se ia aceeasi unitate de timp pentru n si η .

Se considera:

regim laminar Re< 1 ;

regim tranzitoriu 10 < Re<10000 ;

regim turbulent Re>10000.

Spectrele de curgere si intensitatea amestecarii pot fi modificate prin conditiile de montaj ale agitatorului.

Energia mecanica consumata la miscarea lichidului prin frecare interna (intre straturile de lichid cu viteze diferite) si externa (intre lichid si suprafetele solide ale dispozitivului de amestecare) se determina aplicand ecuatia lui Bernoulli. Pentru cazul simplificat al miscarii izoterme a lichidului, prin prelucrarea ecuatiei lui Bernoulli, se obtine relatia:

(3)

in care:

N – puterea de regim, W;

c – coeficient;

d – diametrul amestecatorului, m;

n – turatia amestecatorului, rps;

ρ – densitatea amestecului, kg/m3;

η – vascozitatea amestecului, Pa s.

3.5 Amestecarea in aparate tip coloana

Amestecarea prin miscare fortata a lichidelor se poate realiza si in coloane cu umplutura, coloane cu talere, coloane cu șicane. Amestecarea este favorizata de imbunatatirea contactului intre componentii amestecului si divizarea acestora in elemente de contact ale coloanelor

Pentru a imbunatatii procesul de amestecare, in conducta se monteaza șicane de constructie diferita. Acestea sunt obstacole situate astfel, incat lichidul sa fie fortat sa curga in jurul lor(fig 10). Aceasta mareste turbulenta locala si deci difuziunea turbulenta, astfel incat procesul de amestecare se accelereaza.

3.6 Amestecarea prin barbotare de gaz

In sistemul lichid de amestecat se introduc gaze sau vapori sub presiune, care induc miscarea lichidului strabatandu-l sub forma de bule. Agentii de barbotare uzuali sunt aerul comprimat, pentru lichide a caror vascozitate este mai mica de 0.2 Pa.s, aburul, cand lichidele sunt greu volatile si diluarea lichidului prin condensarea aerului nu este contraindicata pentru procesul tehnologic dat, precum si gaze tehnologice, cand amestecarea este o operatie auxiliara in procese de transfer de masa sau reactie chimica gaz-lichid. Posibilitatile de realizare:

injectare statica, prin tevi perforate fixe, cu ajutorul duzelor si injectoarelor montate in peretii recipientului, agitatoare tip Mammut si tip Pachuca;

injectare dinamica, prin tevi perforate, in miscare de rotatie, prin agitatoare tip elice poroasa (cu perforatii);

sistem combinat, injectare statica in zone de lichid puternic agitate (cu agitatoare mecanice, sau prin circulatia lichidului).

Un caz particular de injectare statica este barbotarea de gaz la suprafata lichidului aplicata in fermentatoarele aerobe (numite si aeratoare) a substantelor biodegradabile.

In unele cazuri, bulele de gaz se produc pe cale chimica prin descompunerea unei substante care se afla suspendata in stare fin divizata in lichid; se utilizeaza in acest scop biocarbonat de sodiu si aluminiu, azotat de amoniu, carbonat de calciu si diverse amestecuri de substante organice. Metoda de generare in sistem a gazului barbotor se utilizeaza la obtinerea elastomerilor celulari si a materialelor plastice expandate. Barbotarea gazului se poate realiza si pe cale biologica, ca urmare a procesului de fermentatie sau de degradare a substratului, datorita activitatii biomasei. Dispozitivele de barbotare a aerului in procesele biologice se numesc aeratoare.

In cazul in care fluidul barbotor reprezinta faza dispersata care participa la un transfer de masa (absorbtie gaz-lichid, extractie lichid-lichid) sau la o reactie chimica gaz-lichid, eficacitatea proceselor depinde de suprafata de contact dintre cele doua faze, problema constand in divizarea gazului in bule cat mai fine, si de turbulenta fazelor (crearea de viteze relative gaz-lichid necesare transferului intre faze). Diametrul, db, al bulei de gaz formate la un orificiu de diametru d, este cu atat mai mic cu cat viteza wg a gazului din orificiu este mai mare, conform relatiei:

(4)

Bulele de gaz se deplaseaza foarte lent in lichide; de exemplu in apa o bula de gaz cu db = 0,2 mm are viteza de aproximativ 2 cm/sec. In unele cazuri sunt necesare bule cu diametru mare ( db Є 0,5 ÷ 20 mm ) pentru a asigura o amestecare intensa (in aparatele de flotatie).

Amestecarea este efectul deplasasrii lichidului de catre bulele de gaz ascendente in amestecatoarele verticale, precum si a vartejurilor provocate de dilatarea bulelor in decursul miscarii ascensionale (deoarece in directia suprafetei libere presiunea hidrostatica scade) si a ciocnirilor bulelor de gaz care favorizeaza aparitia turbulentei. Eficacitatea amestecarii este in general slaba si se manifesta intr-o zona redusa.

Pentru intensificarea amestecarii in aparatele in care au loc procese gaz-lichid, se amplaseaza dispozitive interioare – talere perforate (sita), sicane, starturi granulare etc. pentru a mari suprafata interfazica si turbulenta fazelor.

Distribuitorul de gaz se amplaseaza astfel incat traseul bulelor de gaz sa fie cat mai lung posibil; orificiile distribuitorului de dimensiuni d0=3-6 mm

(d0 < 3mm, pericol de infundare) sunt dispuse elicoidal.

In principiu, amestecarea lichidelor cu ajutorul unui gaz se poate realiza intr-un recipient in doua moduri:

Prin barbotarea libera a aerului;

Prin barbotarea controlata de un tub de tiraj.

Amestecarea prin ridicarea libera a aerului este similara celei efectuate datorita unui ajutaj imersat. Un con de lichid turbulent se ridica vertical in lichid, pornind de la intrarea gazului in recipient si asemanandu-se cu un jet provocat de catre ajutajul imersat. Pentru a se include un volum maxim de lichid in con, racordul de iesire a gazului este amplasat deobicei la fundul recipientului (fig.11). Din acelasi motiv recipientele pentru amestecarea lichidelor cu ajutorul barbotarii libere a aerului sunt proiectate astfel incat sa contina o coloana inalta de lichid.

Regimul de curgere este generat in felul urmator: gazul patrunde in lichid in forma unor bule, iar bulele de gaz ascendente deplaseaza lichidul inspre partea superioara si spre partile laterale. Atunci cand o bula se ridica lent, liniile de curent din lichid au un caracter laminar. Odata cu cresterea vitezei, in spatele bulei se formeaza un vartej, iar lichidul din imediata sa vecinatate este antrenat de actiunea tensiunii tangentiale dintre suprafata bulei si lichid. In spatele bulei ascendente se produce o scadere a presiunii, care este egalata imediat prin antrenarea lichidului inconjurator in acest spatiu.

Dimensiunea bule rezulta din echilibrul dintre presiunea gazului din interiorul bulei si presiunea hidrostatica exterioara care corespunde inaltimii coloanei de lichid de deasupra bulei. In directia suprafetei libere presiunea hidrostatica scade, astfel incat in decursul miscarii sale ascensionale, volumul bulei se mareste.Aceasta dilatare provoaca aparitia unor noi vartejuri in lichidul inconjurator, iar traseele bulelor individuale devin foarte neregulate ca urmare a unor ciocniri mai frecvente. Vartejurile provocate prin dilatarea bulelor si ciocnirile lor favorizeaza aparitia difuziunii turbulente si amestecarii.

Racordul de admisie

a aerului

Fig.11 Spectrul de curgere in recipient,la

amestecarea prin barbotarea libera a aerului.

Intensitatea amestecarii nu scade odata cu cresterea distantei de la racordul de intrare a aerului catre suprafata libera, deoarece dilatarea bulei provoaca o turbulenta suplimentara in lichid. S-a demonstrat experimental ca intensitatea amestecarii creste in directia nivelului superior al lichidului. In aceasta privinta agitarea cu aer difera atat de cea relizata cu ajutorul unui ajutaj imersat, cat si de cea realizata cu ajutorul unor agitatoare mecanice.

Bula antreneaza o cantitate mai mare de lichid catre suprafata libera, astfel incat conul curentului cu viteza mare se extinde in directie ascendenta. In zona limitei superioare a conului, nivelul de lichid este convex (figura 11). Atunci cand gazul se desprinde de la suprafata, lichidul ridicat de acesta curge catre peretele recipintului si coboara catre fund, de unde este antrenat din nou in conul curentului principal. In acest fel, continutul recipientului este circulat prin zona turbulenta a conului.

Asadar, agitarea cu aer produce curgerea prin transferul momentului de la bulele de gaz la lichidul inconjurator. Energia necesara pentru acest proces este furnizata de comprimarea aerului inainte de introducerea acestuia in recipient. Desigur ca presiunea gazului trebuie sa fie mai mare decat presiunea hidrostatica a lichidului la racordul de intrare a gazului.

Energia transmisa de bulele in curs de dilatare catre lichidul inconjurator este egala cu energia care ar fi fost necesara pentru comprimarea izoterma a gazului de la volumul si presiunea la suprafata libera pana la volumul si presiunea gazului care patrunde la baza recipientului. Aceasta poate fi exprimata prin relatia:

(5)

in care N este energia transmisa de catre gaz, P1 este presiunea gazului la suprafata libera, P2 este presiunea gazului la fundul recipientului, Q1 este debitul volumetric al gazului la suprafata libera.

Presiunea gazului de la orificiul de intrare trebuie sa depaseasca presiunea gazului de la suprafata lichidului, cel putin cu inaltimea coloanei de lichid din recipient.

In figura 12 este reprezentat un sitem de amestecare care foloseste ascensiunea aerului controlata printr-un tub de tiraj. Tubul impiedica antrenarea lichidului din restul volumului din recipient, deoarece lichidul nu poate intra prin tubul de tiraj decat pe la fund. In consecinta, viteza de curgere in tubul de tiraj este mai mare decat in conul de curent produs printr-o ridicare libera a aerului si, chiar creste catre suprafata sub influenta energiei eliberate prin dilatarea bulelor. In consecinta intensitatea turbulentei din lichidul care curge dintr-un tub de tiraj creste si ea in directia suprafetei, care si in acest caz este convexa la capatul tubului de tiraj. Lichidul de la suprafata curge catre peretii recipientului si coboara catre fund unde este antrenat din nou in tubul de tiraj.

Racordul de admisie

a aerului

Fig.12 Spectrul de curgere in recipient, la amestecarea

prin barbotarea aerului, controlata de un tub de tiraj.

Viteza de circulatie a lichidului in recipient depinde pe de o parte de diametrul tubului de tiraj, iar pe de alta parte de debitul gazului care intra in recipient. Aceste corelatii sunt reprezentate grafic in figura 13. La debit constant de curgere a aerului, circulatia creste odata cu diametrul tubului de tiraj, insa, in acelasi timp, scade intensitatea turbulentei lichidului care curge prin tubul de tiraj. In consecinta, trebuie sa se stabileasca raportul optim intre:

un debit dat de aer si diametrul tubului de tiraj pentru atingerea unei curgeri turbulente in tub, necesare in vederea amestecarii, si

gradul maxim posibil de circulatie a lichidului in recipient.

Fig.13 Diagrama variatiei debitului volumetric de lichid in functie de

debitul volumetric de aer in cazul amestecarii prin barbotare cu tub de tiraj (densitatea lichidului = 1,6)

Amestecarea cu aer este deosebit de avantajoasa acolo unde aerul (sau alt gaz oarecare) ia parte la o reactie sau este de dorit deoarece favorizeaza dezvoltarea biologica a microorganismelor (de exemplu productia de penicilina). Aceasta metoda de amestecare este folosita pe scara mare si in instalatiile industriale, acolo unde aerul comprimat este ieftin (sau exista sub forma de produs rezidual). Daca amestecul contine particule care se depun cu usurinta, agitarea cu aer este avantajoasa si in acest caz, deoarece aerul ridica particulele respective catre suprafata. Conditiile sunt similare in cazul lichidelor nemiscibile cu densitati care difera foarte mult (de exemplu la rafinarea titeiului cu acidul sulfuric).

Amestecarea cu aer poate fi aplicata totusi numai la lichidele cu o vascozitate maxima de aproximativ 200 cP. Procedeul este foarte satisfacator in cazul rezervoarelor de depozitare mari, unde nu exista pericol de oxidare sau unde oxidarea si aerisirea constituie scopul principal al operatiei. Aceasta metoda de agitare este deosebit de adecvata pentru un mediu coroziv.

Un dezavantaj il constituie vascozitatea redusa a lichidelor amestecate si efectul de amestecare slaba.

La proiectarea agitatoarelor cu aer trebuie avut grija ca distribuitorul sau orificiul tubului sa fie amplasate astfel incat traseul bulelor sa fie cat de lung posibil. Combinarea cu un amestecator cu paleta este si ea avantajoasa. Dupa ce ies din ajutaj sau din orificiu, bulele de aer se ridica vertical prin lichid catre suprafata. Pentru realizarea unui efect de amestecare corespunzator este necesar ca curentul de aer sa fie indreptat prin amplasarea corespunzatoare a racordului sau de iesire. In rezervoarele adanci se obtine un efect de amestecare mai bun si un consum de aer mai mic; cu toate acestea, rezervoarele adanci necesita aer la presiuni mai mari decat recipientele putin adanci. Aceasta se datoreaza faptului ca bulele sunt comprimate de catre presiunea hidrostatica si se dilata in drumul lor catre suprafata.

Tipul cel mai simplu este agitatorul vertical cu aer, cu ridicare libera (fig.11).In cazul cand rezervoarele sunt ingropate in pamant, aerul este condus de la partea superioara printr-o conducta verticala ajungand in centrul rezervorului, deasupra fundului, care din nou are forma conica (fig. 14).

Forma conica a fundului asigura o distributie mai uniforma a aerului pe intreaga sectiune transversala a rezervorului. Pentru a imbunatati distributia aerului, orificiul conductei din apropierea fundului, poate avea tot o forma de trunchi de con, cu baza mai mare in apropierea fundului. Agitatoarele verticale cu aer sunt cele mai adecvate pentru recipientele adanci.

Fig.14 Agitator vertical cu aer

Agitatoarele orizontale cu aer constau fie din gratare, fie din tevi inelare cu gauri aranjate in mod diferit. Gratarul este situat in centrul recipientului sau excentric in apropierea peretelui, cu conditia ca gaurile sa fie laterale si sa predomine o agitare in directia orizontala. Tevile inelare sunt montate central.

Agitatorul cu aer, cu ridicarea aerului controlata de catre un tub de tiraj, prezinta cateva variante. Tubul de tiraj se afla in centrul recipientului. Intre fund si marginea sa interioara exista un interstitiu prin care se antreneaza lichidul. Orificiul de alimentare cu aer este situat la varful fundului de forma conica.

Tubul de tiraj patrunde de la fund pana aproape de jumatatea inaltimii rezervorului. Lichidul este antrenat din nou la partea inferioara a tubului de tiraj si apoi se ridica; dupa ce s-a ridicat si a iesit din tubul de tiraj, vana de lichid se largeste treptat formand un con.

In comparatie cu metoda de ridicare libera, jetul de lichid din tubul de tiraj curge mai intai cu o viteza mai mare si numai dupa aceea se largeste formand un con.

O alta varianta a unui agitator cu ridicarea aerului controlata de catre un tub de tiraj este aceea in care tubul de tiraj se ridica aproape pe intreaga inaltime a rezervorului, insa aerul este alimentat la circa 1/3 din adancimea utila de la suprafata. Lichidul se ridica cu aerul provenit de la sursa de aer, antrenand in acest fel o alte cantitate de lichid de la fund in tubul de tiraj.

Cu toate acestea, datorita efectului de ridicare a aerului tubul prin care circula lichidul nu trebuie neaparat sa se afle in interiorul recipientului. In figura 15 este reprezentat un agitator cu barbotare, bazat pe principiul pompei mamut. Aerul, condus la partea inferioara a conductei (B) legata cu rezervorul principal, se amesteca cu lichidul, formand un amestec cu greutate specifica mai mica. Amestecul de lichid si aer mai usor curge pe la partea superioara a conductei inapoi in recipient, activandu-se astfel circulatia.

Fig.15 Agitator tip mamut

4. TIPURI DE DISPOZITIVE MECANICE ROTATIVE

Procedeul de amesecare cu dispozitive mecanice rotative se numeste amestecare mecanica, iar dispozitivele se numesc si agitatoare. Este procedeul cel mai larg folosit in industric chimica pentru amestecare lichidelor miscibile, nemiscibile, newtoniene si nenewtoniene, datorita posibilitatilor variate in ceea ce priveste turatia si spectrul de curgere indus. Dispozitivul de amestecare este format din elemente de amestecare (bare, elice, rotoare, etc) montate pe un arbore orientat vertical sau inclinat (pozitie raportata la axul vertical al recipientului in care este montat dispozitivul) antrenat in miscarea de rotatie de un motor electric prin cuplare directa sau indirecta prin intermediul unui redactor de turatie. Se pot realiza intensitati variabile de amestecare prin modificare turatiei agitatorului. Operatia de amestecare poate avea loc continuu sau discontinuu, la presiunea atmosferica, sub presiune sau sub depresiune. Constructia utilajului, numarul si dispunerea amestecatoarelor sunt in functie de vascozitatea substantelor amestecate si de alte particularitati ale procesului care are loc simultan cu amestecarea.[]

In comparatie cu alte tipuri de reactoare, recipientele prevazute cu dispozitive mecanice de amestecare, trebuie sa faca fata unor cerinte multiple in domenii multiple de productie.

In majoritatea proceselor de amestecare se folosesc amestecatoarele standard cunoscute: amestecator elice, amestecator turbina deschisa (turbina disc), amestecator cu brate, amestecator cu ancora simpla sau dubla sau amestecator cu banda elicoidala).

Cazurile mai deosebite de amestecare pot fi rezolvate prin modificarea formelor de baza mentionate; astfel, dupa cum se poate vedea in figura 16, pornind de la amestecatorul cu elice (A) si de la amestecatorul cu brate (B), cercetatorii in domeniu au propus numeroase variante. Aceste amestecatoare, desi prezinta avantaje in cazuri speciale de utilizare in caomparatie cu formulele de baza din care au derivate nu pot fi universal utilizate.

Unele amestecatoare prezinta o micsorare a latimii bratelor de la centru catre exterior (fig.16,h). Aceasta forma prezinta avantajul ca viteza axiala a lichidului este egala pe intreaga suprafata maturata de bratele amestecatorului; de asemenea, la aceeasi putere specifica, efectul de pompare este mare.

Fig. 16 Tipuri de amestecatoare derivate din amestecatorul cu elice

si din amestecatorul cu brate.

Unghiul de inclinare al bratelor este un alt factor de influenta important pentru raportul dintre curentul de transport si puterea necesara amestecarii; acest raport a fost optimizat la tipul de amestecator din figura 16,h.

Un alt amestecator caracterizat printr-un puternic curent axial, este elicea MIL prezentata in figura 17; se observa si in acest caz latimea variabila a bratelor, precum si unghiul lor de inclinare.

Amestecatorul din figura 16,c are un puternic effect de transport si este utilizat mai ales in recipientele cu diametre mari ; bratele sale sunt rasucite atat de mult incat, dupa datele producatorului, asigura un efect de autocuratare.

Pentru substantele cu vascozitate medie se folosesc preferential amestecatoare cu diametru mare (figura 16,b,e,f-j,k-p) ; tipul de amestecator din figura 16,e poate fi folosit pana la vascozitatea de 106 mPa.s.

Fig.17 Elice MIL Fig.18 Amestecator MIG

Alte amestecatoare prezinta parti ale bratelor cu transport in sens invers (fig.16,e,m-p; fig.18; fig.19), in acest fel fiind accentuat efectul axial de pompare.

Fig.19 Amestecator INTERMIG Fig.20 Elice SABRE

Pentru reactoarele de mare capacitate, firma SEM a creat amestecatorul elice SABRE, cu dublu flux – axial si radial (fig.20). Printr-o proiectare hidraulica perfectionata, s-a reusit obtinerea unui consum energetic cu mult inferior tuturor celorlalte tipuri de amestecatoare cunoscute.

Eficacitatea procesului de dispersie gaz – lichid a fost considerabil imbunatatita prin folosirea „elicei poroase„ (fig.21). Solutia constructiva consta in alimentarea gazului din interiorul arborelui amestecatorului si divizarea sa in bule foarte fine prin traversarea unei grile cu perforatii speciale, care formeaza extradosul paletei. Finetea bulelor gazoase si omogenitatea dispersiei permit obtinerea unui randament foarte ridicat al operatiei de gazeificare.

Fig.21 Elice „poroase“. Fig.22 Raportul de rigiditate pentru un amestecator cu trei brate.

Un parametru care prezinta interes in legatura cu folosirea si proiectarea unui amestecator este raportul de rigiditate al bratelor. Aceasta notiune este ilustrata in figura 22, unde este prezentat raportul de rigiditate al amestecatorului din figura 16,h comparand proiectia bratelor lui, cu aria unui disc cu diametrul egal cu cel maturat de amestecator.

Pentru fluidele cu vascozitate scazuta, la care numarul Reynolds este in jur de 1000 sau mai mare , raportul optim de rigiditate este de aproximativ

15 – 30%. Pe masura ce vascozitatea fluidului creste (Re=200), spectrul de curgere axial al amestecatorului din figura 16,h devine din ce in ce mai mult radial, eficacitatea sa scazand; acelasi fenomen de scadere a eficacitatii amestecatoarelor axiale se observa si in cazul proceselor de dispersie a gazelor.

Aceasta observatie a dus la proiectarea amestecatorului din figura 23, pentru care raportul de rigiditate poate ajunge la 90% , fiind deosebit de eficient in domeniul fluidelor vascoase si pentru realizarea operatiilor de dispersie a gazelor in lichide.

Pe langa aspectele legate de hidrodinamica procesului de amestecare, la proiectarea unor noi tipuri de amestecatoare, firmele producatoare au in vedere si consideratii legate de economia de material si de tehnologia de fabricatie. Astfel, stabilitatea in functionarea amestecatorului cu elice a fost considerabil imbunatatita prin aceea ca bratele amestecatorului au fost prevazute cu „ voleti „ sau aripi anterioare (figura 16,d; figura 24). Elementele verticale de legatura ale acestor voleti au un efect stabilizator si reduc forta radiala rezultata.

Fig.23 Amestecator cu grad Fig.24 Amestecator

ridicat de rigiditate INTERPROP-EKATO

In figurile 25, 26 sunt prezentate alte doua tipuri de amestecatoare prevazute cu stabilizatoare, efectul fiind acela de a marii amortizarea sistemului, prin construirea unor suprafete care se opun miscarii laterale a arborelui amestecatorului.

Fig.25 Amestecator cu palete Fig.26 Amestecator cu inel

stabilizatoare verticale stabilizator

Amestecatorul din figura 27 face parte din seria INTERPROP produsa de firma EKACO ; forma sa ii asigura o curatire lesnicioasa, iar depunearea de crusta pe suprafata lui se face foarte greu. Efectul voletilor cu care este dotat si acest tip de amestecator consta in evitarea formarii de turbioane in spatele bratelor amestecatorului; turbioanele, prin variatia presiunii pe fata posterioara a bratelor ar provoca vibratii ale amestecatorului si un consum mai ridicat de energie.

Acest amestecator este recomandat in industria alimentara, in biotehnologie, in procesul de polimerizare etc. Cand este nevoie de un efect ridicat de transport fara crearea de turbulenta puternica ce ar putea distruge prin forfecare celulele care se dezvolta in astfel de reactoare.

Fig.27 Amestecator Fig.28 Amestecator din INTERPROP-EKATO materiale compozite

Necesitatea economisirii unor materiale de constructie scumpe, a condus la renuntarea, in anumite situatii, la folosirea otelurilor inoxidabile si la proiectarea amestecatoarelor din materiale compozite. Amestecatoarele si arborii din aceste materiale, prezinta avantajul unei rezistente ridicate la coroziune si al unui pret redus fata de cele din otel inoxidabil. Folosirea materialelor compozite face posibila de asemenea, proiectarea unor forme variate de amestecatoare, asa cum se poate vedea in figura 28.

Amestecatorul prezentat asigura un debit deosebit de ridicat de fluid si cea mai scazuta tensiune de forfecare, pentru un anumit nivel de putere necesara. Bratele sunt profilate dupa forma ideala a curentului de fluid, iar virfurile bratelor („proplet-uri“) elimina efectiv orice tendinta de recirculare a fluidului. „Proplet-urile“ pot adauga aproximativ 10% debitului, dar componenta radiala a vitezei este redusa cu 10%.

Formele de baza ale amestecatoarelor din materiale compozite au fost stabilite si majoritatea cercetarilor curente sunt dedicate tehnologiei de fabricatie a amestecatorului si arborelui. De asemenea, se fac studii asupra alegerii compozitiei potrivite a stratului de suprafata, necesar pentru a rezista la coroziune, temperatura si uzura de abraziune.

4.1 Amestecator cu brate

Se utilizeaza pentru:

transfer de caldura,

dizolvari,

omogenizari,

reactii chimice, pentru lichide cuvascozitati mici si medii,

preparari de suspensii usoare.

Schema amestecatorului cu brate este reprezentata in figura 29, iar principalele dimensiuni constructive sunt:

d (0,6…0,9)D

h (0,06…0,15)D

h1 (0,09…0,18)D

unde:

D – diametrul vasului de amestecare;

h1 – distanta de la amestecator la fundul vasului.

Fig.29 Amestecator cu brate.

Recomandari de montaj:

cu sau fara sicane;

se pot monta pe un arbore 1, 2 sau 4 perechi de brate, alternativ, la 90° una fata de alta;

bratele se pot monta in pozitie orizontala sau inclinata.

4.2 Amestecator cu elice

Se utilizeaza pentru:

dizolvari,

omogenizari,

reactii chimice pentru lichide cuvascozitati mici si medii,

preparari de suspensii usoare,

dispersii de gaze, emulsii.

Schema amestecatorului cu elice este reprezentata in figura 30.

d (0,22…0,42)D

h 0,8d

h1 (0,7…1,6)d

unde:

D – diametrul vasului de amestecare;

h1 – distanta de la amestecator la fundul vasului.

Fig.30 Amestecator cu elice.

Recomandari de montaj:

cu sau fara sicane;

in recipiente cu D>1200 mm se recomanda montarea unui difuzor.

4.3 Amestecator cu ancora

Se utilizeaza pentru:

transfer de caldura,

dizolvari,

omogenizari,

reactii chimice, pentru lichide cu vascozitati medii si mari,

preparari de suspensii grele,

cristalizari, (in special pentru evitarea formarii de cruste).

Schema amestecatorului cu ancora este reprezentata in figura 31, iar principalele dimensiuni constructive sunt:

d (0,83…0,98)D

h (0,4…0,6)d

h1 (0,02…0,05)D

s (0,06…0,08)d

unde:

D – diametrul vasului de amestecare;

h1 – distanta de la amestecator la fundul vasului.

Fig.31 Amestecator cu ancora.

Recomandari de montaj: in recipiente cu D>1200 mm se recomanda utilizarea ancorei duble.

5. CONCLUZII

Procesele tehnologice din industria chimica includ frecvent operatia de amestecare a doua sau mai multe lichide si gaze sau amestecarea lichidelor cu solide. Amestecarea este fie operatia principala, in scopul obtinerii unor sisteme omogene sau eterogene, fie ca procedeu de intensificare a operatiilor fizice, chimice sau biochimice prin marirea ariei suprafetei interfazice sau/si prin crearea conditiilor hidrodinamice favorabile.

Exista mai multe procedee de amestecare si o mare diversitate de aparate si dispozitive de amestecare datorita numarului mare de factori care influenteaza operatia, dintre care cel mai marcant este starea fizica a materialelor de amestecat, si a lipsei unei baze teoretice de corelare a acestora. Dificultatea alegerii tipului adecvat de procedeu si utilaj de amestecare precum si dimensiunii acestuia pe baza propietatilor componentilor si a produsului rezulta si din faptul ca nu se dispune de marimi care sa evalueze intensitatea si eficacitatea amestecarii.

Petru a obtine o amestecare eficace este necesar sa se realizeze in toate punctele sistemului gradienti de viteza mari, prin:

– crearea unor viteze cat mai diferite, ca marime si ca directie, in apropierea dispozitivului care produce amestecarea (efect de amestecare locala);

– punerea in circulatie lenta a intregii sarje de material, asigurind reinnoirea materialului in regiunile in care turbulenta este mai intensa.

Intensitatea amestecarii se evalueaza, in mod aproximativ, in functie de: puterea specifica (raportata la unitatea de volum) consumata de amestecare; viteza periferica a dispozitivului de amestecare la amestecarea cu dispozitive mecanice; consumul specific de agent de barbotare (raportat la suprafata libera a amestecato-

rului) in cazul amestecarii prin barbotare de gaz (tabel 1).

Tabel 1. Evaluare aproximativa a intensitatii amestecarii

Nu se dispune de corelari pentru exprimarea eficacitatii amestecarii. Metodele pentru determinarea intr-un caz dat a eficacitatii unui procedeu sau dispozitiv de amestecare sunt diferite in functie de marimile masurabile oferite de sistem; masurarea timpului necesar pentru egalizarea temperaturii sau a concentratiei in sistem; determinarea distributiei vitezei sau a liniilor de curent prin fotografierea unor indicatori formati din solide fine dispersate, izotopi radioactivi, lichide colorate etc.

B. CERCETARE

EXPERIMENTALA

Partea de cercetare a proiectului de diploma , cu tema „ Studiul experimental privind amestecarea lichid – lichid ” a avut urmatoarele obiective:

conceperea si realizarea unui stand experimental privind amestecarea lichidelor , cu posibilitatea varierii si masurarii parametrilor de operare specifici;

modalitatile de amestecare a lichidelor , precum si tipurile de amestecatoare utilizate in studiul experimental au fost cele , ipotetic , posibile a fi folosite in biotehnologii;

determinarea calitativa si cantitativa a influentei unor parametrii de operare asupra gradului de amestecare pentru tipurile de amestecatoare utilizate , precum si consumul de energie specifica;

prelucrarea sub forma unor relatii de calcul a datelor experimentale , care sa permita alegerea tipului de amestecator cel mai avantajos tehnologic (durata de amestecare) sau economic.

1. DESCRIEREA INSTALATIEI

EXPERIMENTALE

Studiul privind amestecarea lichidelor a necesitat conceperea si realizarea unui stand experimental, a carui schema este redata in plansa RA1 format din urmatoarele instalatii experimentale de laborator:

A. Instalatia experimentala pentru amestecarea lichidelor prin recirculare cu ajutorul unei pompe;

B. Instalatia experimentala pentru amestecarea lichidelor cu dispozitive mecanice rotative;

C. Instalatia experimentala pentru amestecarea lichidelor prin barbotare cu gaz.

INSTALATIA EXPERIMENTALA PENTRU AMESTECAREA LICHIDELOR PRIN RECIRCULARE CU AJUTORUL UNEI POMPE

Instalatia experimentala de amestecare prin recirculare cu pompa se compune din urmatoarele parti principale:

vas de amestecare (A1 , A2);

pompa peristaltica , inclusiv traseul de conducte (A3-A5);

dispozitiv pentru prelevarea probelor (A6).

In vasul de amestecare (A1) se introduc cele doua lichide de volum conoscut, evitindu-se amestecarea prin turnare.

Se noteaza nivelul de lichid pe indicatorul de nivel (A2) si se aleg puncte de prelevare a probelor.

Pompa peristaltica (A3) se pune in functiune dupa ce s-a reglat debitul la valoarea dorita si se porneste concomitent cronometrul.

Aspiratia are loc la baza vasului de amestecare, prin conducta A4, iar refularea se face diametral opus , imediat sub suprafata libera a lichidului, prin conducta A5.

Cind se ajunge la timpul stabilit se opreste pompa si se iau probe, cu ajutorul seringilor (A6), de la diferite inaltimi anterior stabilite.

Probele se introduc in refractometru si, in functie de indicele de refractie citit se determina concentratia lor pe baza curbei de etalonare.

Se repeta operatiile de la pornirea pompei pana cand se atinge concentratia constanta.

Se reia experimentul de mai sus pentru alte valori ale debitului recirculat.

INSTALATIA EXPERIMENTALA PENTRU AMESTECAREA LICHIDELOR CU DISPOZITIVE MECANICE ROTATIVE

Instalatia experimentala de amestecare cu ajutorul dispozitivelor mecanice rotative se compune din urmatoarele parti principale:

vas de amestecare (B1,B2);

dispozitive mecanice rotative , inclusiv sistemul de antrenare si sistemul de reglare a tensiunii (B7/a-c – B10);

siringi pentru prelevarea probelor (B6).

Dispozitivele mecanice rotative folosite pentru amestecarea lichidelor sunt de trei tipuri : cu brate (B7a) , elice (B7b) si ancora (B7c) .

Motoreductorul (B8) antreneaza dispozitivul de amestecare, realizand raportul de transmitere dorit.

Autotransformatorul (B10) variaza tensiunea curentului electric (<220V) pentru obtinerea diferitelor turatii.

Se introduce lichidul 1 de volum cunoscut in vasul de amestecare (B1) si se injecteaza un volum corespunzator de lichid 2 la fundul vasului de amestecare.

Se porneste agituvarul (B9) si concomitent cronometrul. Cind se ajunge la timpul stabilit se opreste amestecarea si se iau probe , cu ajutorul seringilor (B6), de la centru si de la peretele vasului de amestecare , la suprafata libera a lichidului.

Probele sunt introduse in refractometru si in functie de indicele de refractie citit se determina concentratia pe baza curbei de etalonare.

Se porneste agituvarul si se repeta succesiunea de operatii pana cand se atinge concentratia constanta.

Se reia experimentul de mai sus pentru alte valori ale turatiei amestecatorului. Turatiile agitatorului au fost determinate cu ajutorul stroboscopului in functie de pozitia acului indicator al autotransformatorului.

Similar se lucreaza cu amestecatorul de tip elice si cu amestecatoare de tip ancora.

INSTALATIA EXPERIMENTALA PENTRU AMESTECAREA LICHIDELOR PRIN BARBOTARE CU GAZ

Instalatia experimentala de amestecare prin barbotare de gaz se compne din urmatoarele parti principale:

vas de amestecare (C1);

distribuitorul de gaz (C11/a,b) inclusiv traseul de alimentare si elementele de masura si reglare (C11/a,b – C15);

seringi pentru prelevarea probelor (C6).

Se introduce lichidul 1 de volum cunoscut in vasul de amestecare (C1) si se injecteaza lichidul 2 de volum cunoscut pe fundul vasului.

Ca faza gazoasa s-a utilizat aerul atmosferic. Debitul de gaz impus s-a masurat cu rotametrul pentru gaze (C13), fiind reglat cu ajutorul ventilului cu ac (C14) al compresorului (C15).

Odata cu aparitia primelor bule de gaz se porneste cronometrul. Se inchide ventilul si cu ajutorul seringilor (C6) se preleveaza mici cantitati de lichid de la centrul si de la peretele vasului, imediat sub suprafata libera a lichidului.

Se determina indicele de refractie al probelor cu ajutorul refractometrului si se stabilesta concentratia acestora din curba de etalonare.

Se repeta procedura anterior descrisa pana la atingerea concentratiei constante.

Se reia experimentul de mai sus pentru alte debite de gaz.

Similar se lucreaza cu barbotorul tip teava (C11b).

2.CONDITII DE LUCRU

Studiul experimental al amestecarii a doua lichide miscibile s-a realizat cu sistemul acid acetic-apa.

Cele doua lichide sunt perfect amestecate cand in toate punctele sistemului concentratia este aceeasi. Cu ajutorul refractometriei s-a obtinut curba de etalonare IR = f (c), pentru solutii de acid acetic in apa cu concentratii cuprinse intre 0 si 10 procente volumetrice (fig.1).

Fig.1 Etalonare pentru sistemul acid acetic – apa

Determinarile s-au efectuat la temperatura t=20 0C si presiune atmosferica.

Propietatile fizice ale celor doua lichide pure la temperatura de 20 0C si presiune atmosferica sunt redate in tabelul 1.

Tabel 1. Propietatile fizice ale apei si acidului acetic la 20 0C si presiune atmosferica

Propietatile fizice ale solutiei de acid acetic 2,5% , la 20 0C si presiune atmosferica sunt:

am=1001,9 kg/m3 ,

am=1,05 cP .

Vascozitatea solutiei de concentratie 2,5 % s-a deteriminat din curba de variatie a vascozitatii in functie de concentratie (fig.2).

Fig.2 Variatia vascozitatii solutiei de acid acetic in functie de concentratie.

A. Amestecarea prin recircularea lichidului

Experimentele efectuate in cazul amestecarii prin recirculare cu ajutorul pompei au avut la baza un volum de lichid VL=200 cm3 din care 5 cm2 acid acetic. Concentratia obtinuta este de 2,5% volumetrica.

Debitele de lichid recirculat se incadreaza intre 0,40 si 2,60 cm3/s .Acestea s-au corelat cu turatiile pompei peristaltice prin masurarea volumului de lichid refulat in intervale de timp stabilite (tabelul 2).

Tabel 2. Etalonarea pompei peristaltice.

B. Amestecarea cu dispozitive mecanice rotative

Tipurile de dispozitive mecanice rotative utilizate sunt : cu brate , elice si ancora (fig.3 ). Dimensiunile constructive caracteristice sunt redate in tabelul 3 , in conformitate cu notatiile din figura 3.

Tabel 3. Tipuri de dispozitive mecanice rotative si caracteristici principale.

a b c

Fig.3 Amestecatoare mecanice: a – cu brate; b – elice; c – ancora.

Turatiile la care s-au utilizat amestecatoarele se incadreaza in intervalele:

200 – 650 rpm, pentru amestecatorul cu brate;

200 – 600 rpm, pentru amestecatorul elice;

150 – 350 rpm, pentru amestecatorul ancora.

Experimentele au avut la baza un volum de lichid VL=513 cm3 din care 13 cm2 acid acetic. Concentratia obtinuta este de 2,5% volumetrica.

C. Amestecarea prin barbotare de gaz

Dispozitivele pentru amestecarea prin barbotare utilizate sunt de doua tipuri: distribuitor tip disc si distribuitor tip teava, schitate in figura 4. Dimensiunile constructive caracteristice sunt redate in tabelul 4.

Tabel 4. Tipuri de barbotoare si caracteristici principale.

Fig.4 Amestecatoare cu barbotare: a – disc; b – teava.

Aria sectiunii libere de curgere a gazului se calculeaza cu relatia:

(1)

Aria totala a amestecatorului se calculeaza cu relatia 2 pentru amestecatorul disc si cu relatia 2’ pentru amestecatorul teava.

(2)

(2’)

Fractia sectiunii active se calculeaza cu urmatoarea relatie:

φ (3)

Debitele de aer utilizate pentru amestecarea prin barbotare se incadreaza in urmatoarele intervale:

40 – 210 l/h, pentru amestecatorul tip disc;

40 – 160 l/h, pentru amestecatorul tip teava.

3. REZULTATE EXPERIMENTALE

SI PRELUCRAREA LOR

Studiul experimental privind amestecarea a doua lichide miscibile a avut drept obiectiv principal determinarea influentei parametrilor de operare (debitul recirculat, turatia dispozitivelor mecanice rotative, debitul de gaz barbotat ) asupra timpului de amestecare.

In acest scop s-au determinat experimental urmatoarele marimi:

inaltimea lichidului, HL, in cm;

concentratia solutiei de acid acetic in apa, cA, in % volumetrice;

timpul de amestecare, , in s;

debitul de lichid recirculat de pompa peristaltica, Lv, in l/h;

turatia dispozitivelor mecanice rotative, n, in rpm;

debitul de gaz barbotat, Gv, in l/h.

Cu ajutorul marimilor masurate s-au calculat:

criteriul Reynolds pentru amestecare;

puterea, N, in W;

puterea specifica, Nsp, in kW/m3;

energia, E, in J;

energia specifica, Esp, in kJ/m3.

A. Amestecarea prin recircularea lichidului

Inaltimea totala a lichidului fiind de 4 cm, s-au prelevat probe pentru determinarea concentratiei de acid acetic de la diferite inaltimi ale stratului, h, masurate de la suprafata lichidului.

Rezultatele experimentale privind amestecarea cu ajutorul pompei sunt redate in tabelul 5.

Tabelul 5 .Rezultate experimentale privind amestecarea cu ajutorul pompei

In figura 5.a s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, in cele trei puncte considerate, pentru debitul de lichid recirculat de 0,40 cm3/s.

In figura 5.b s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, in cele trei puncte considerate, pentru debitul de lichid recirculat de 0,91 cm3/s.

Se constata ca la valori ale debitului de lichid mai mici de 1 cm3/s variatia concentratiei de acid acetic in punctul h=1cm are forma unei curbe descrescatoare pana la un anumit timp, apoi creste pana la atingerea concentratiei constante. Acelasi lucru se intampla si in punctul h=2cm, dar variatia este mai putin pronuntata. In punctul h=3cm variatia concentratiei de acid acetic cu timpul de amestecare are forma unei curbe descrescatoare pana la atingerea concentratiei constante.

In figura 5.c s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, in cele trei puncte considerate, pentru debitul de lichid recirculat de 1,74 cm3/s.

In figura 5.c s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, in cele trei puncte considerate, pentru debitul de lichid recirculat de 2,60 cm3/s.

Se observa ca pentru debite de lichid recirculat mai mari de 1 cm3/s variatiile concentratiilor de acid acetic in functie de timp au forma unor curbe descrescatoare, apoi cresc pana la atingerea concentratiei constante.

In figura 6 s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de inaltimea lichidului, la diversi timpi de amestecare, putandu-se observa modul de variatie la diferite adancimi ale stratului de lichid. Distributia celor trei curbe este justificata prin faptul ca acidul acetic s-a aflat initial in partea superioara a lichidului.

In figura 7 s-a reprezentat grafic variatia timpului de amestecare perfecta in functie de debitul de lichid recirculat.

Se observa ca timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea debitului de lichid recirculat. Scaderea duratei de amestecare totala este mai semnificativa pentru valori mai mici decat debitul critic de 2,5 cm3/s.

Puterea de regim necesara amestecarii prin recircularea lichidului cu ajutorul pompei se calculeaza cu relatia:

(4)

in care:

LV – debitul de lichid recirculat, in m3/s;

g – acceleratia gravitationala, in m/s2;

ρ – densitatea amestecului, in kg/m3;

∆h – inaltimea lichidului, in m.

W

Energia se calculeaza conform relatiei:

(5)

in care:

– puterea de regim, in W;

– timpul de amestecare perfecta, in s.

J

Tabel 6. Rezultate experimentale si prelucrarea lor pentru amestecarea prin recirculare.

Pentru a obtine relatia de variatie a timpului de amestecare perfecta in functie de debitul de lichid recirculat se propune, conform cu graficul, urmatoarea ecuatie dimensionala:

(6)

in care:

– timpul de amestecare perfecta, in s;

– debitul de lichid recirculat, in m3/s;

– coeficienti.

Prelucrarea datelor experimentale prin metoda celor mai mici patrate conduce la determinarea coeficientilor si , iar relatia 6 devine:

(7)

cu abatere <15%.

B. Amestecarea cu dispozitive mecanice rotative

Folosirea amestecatorului cu brate a condus la rezultatele experimentale redate in tabelul 6. In functie de turatie s-au inregistrat duratele de timp la care s-a atins amestecarea perfecta, dar si concentratiile premergatoare.

Tabel 6. Rezultate experimentale privind amestecarea cu un dispozitiv cu brate.

In figura 8.a s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centru si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului cu brate la turatia de 235 rpm.

Se observa ca variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Cresterea este mai pronuntata la centrul vasului, langa amestecator, unde se atinge mai repede concentratia constanta.

In figura 8.b s-a reprezentata grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centru si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului cu brate la turatia de 345 rpm.

Se observa ca variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Concentratia constanta se atinge mai repede la centrul vasului, langa amestecator.

In figura 8.c s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centrul si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului cu brate la turatia de 470 rpm.

Variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Se observa ca la aceasta turatie are loc inversarea celor doua curbe, concentratia constanta atingandu-se mai repede la peretele vasului.

In figura 8.d s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centrul si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului cu brate la turatia de 620 rpm.

Se observa ca la turatii marii variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare este aceeasi la centrul si la peretele vasului, concentratia constanta atingandu-se la acelasi interval de timp.

In figura 9 s-a reprezentata grafic variatia timpului de amestecare perfecta in functie de turatia amestecatorului, sub forma unei curbe descrescatoare.

Se observa ca timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea turatiei. Pentru valori mai mari decat turatia critica (n=700 rpm) variatia timpului de amestecare devine nesemnificativa.

Folosirea amestecatorului tip elice a condus la rezultatele experimentale redate in tabelul 7. In functie de turatie s-au inregistrat duratele de timp la care s-a atins amestecarea perfecta, dar si concentratiile premergatoare.

Tabel 7. Rezultate experimentale privind amestecarea cu un dispozitiv tip elice.

In figura 10.a s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centru si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip elice la turatia de 215 rpm.

In figura 10.b s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centru si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip elice la turatia de 350 rpm.

Se observa ca variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Concentratia constanta se atinge mai repede la centrul vasului, langa amestecator.

In figura 10.c s-a reprezentata grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centrul si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip elice la turatia de 500 rpm.

Variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Se observa ca la aceasta turatie are loc inversarea celor doua curbe, concentratia constanta atingandu-se mai repede la peretele vasului.

In figura 10.d s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centrul si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip elice la turatia de 590 rpm.

Se observa ca variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Concentratia constanta se atinge mai repede la centrul vasului, langa amestecator.

In figura 11 s-a reprezentat grafic variatia timpului de amestecare perfecta in functie de turatia amestecatorului, sub forma unei curbe descrescatoare.

Se observa ca timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea turatiei. Pentru valori mai mari decat turatia critica (n=350 rpm) variatia timpului de amestecare devine nesemnificativa.

Folosirea amestecatorului tip ancora a condus la rezultatele experimentale redate in tabelul 8. In functie de turatie s-au inregistrat duratele de timp la care s-a atins amestecarea perfecta, dar si concentratiile premergatoare.

Tabel 8. Rezultate experimentale privind amestecarea cu un dispozitiv tip ancora.

In figura 12.a s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centru si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip ancora la turatia de 185 rpm.

In figura 12.b s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centru si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip ancora la turatia de 250 rpm.

Se observa ca variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Concentratia constanta se atinge mai repede la peretele vasului decat in centrul acestuia, langa amestecator.

In figura 12.c este reprezentata grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centrul si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip ancora la turatia de 290 rpm.

Variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Concentratia constanta se atinge mai repede la peretele vasului decat in centru, langa amestecator.

In figura 12.d este reprezentata grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la centrul si la peretele vasului, in cazul utilizarii amestecatorului tip ancora la turatia de 330 rpm.

Se observa ca variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare are forma unei curbe crescatoare. Concentratia constanta se atinge mai repede la peretele vasului decat in centru, langa amestecator.

In figura 13 este reprezentata grafic variatia timpului de amestecare perfecta in functie de turatia amestecatorului, sub forma unei curbe descrescatoare.

Se observa ca timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea turatiei. Pentru valori mai mari decat turatia critica (n=400 rpm) variatia timpului de amestecare devine nesemnificativa.

Pentru amestecare criteriul de similitudine hidrodinamica Reynolds are forma:

(6)

in care:

– turatia amestecatorului, in rps;

– diametrul amestecatorului, in m;

– densitatea amestecului, in kg/m3;

– vascozitatea amestecului, in P.

In tabelul 9 sunt redate redate valorile criteriului Reynolds, ale puterii, puterii specifice si energiei specifice pentru utilizarea celor trei tipuri de amestecatoare la diferite turatii.

Tabel 9. Rezultate experimentale si prelucrarea lor in vederea obtinerii consumului de energie.

Puterea de regim necesara amestecarii este:

(7)

in care:

– puterea de regim, in W;

– diametrul amestecatorului, in m;

– turatia amestecatorului, in s-1;

– densitatea amestecului, in kg/m3;

– vascozitatea amestecului, in P;

– constante specifice fiecarui tip de amestecator.

Tabel 10. Valoarea constantelor si pentru amestecatoare.

Intrucat amestecatorul si recipientul nu corespund conditiilor de similitudine date in coloanele 3,4,5 ale tabelului 10 puterea necesara amestecarii se calculeaza cu relatia 7 amplificata cu un factor de corectie K dependent de tipul amestecatorului.

Amestecator cu brate:

K (8)

in care:

D – diametrul recipientului, in mm;

d – diametrul amestecatorului, in mm;

H – inaltimea de lichid, in mm;

h – latimea paletei, in mm.

K

Relatia pentru calculul puterii de regim devine:

(9)

W

Amestecator cu elice:

K (10)

K

pentru Re < 3×103 (11)

pentru Re > 3×103 (12)

W

Amestecator cu ancora:

(13)

W

Puterea specifica se calculeaza raportand puterea de regim la un volum de 1 m3. Pentru aceasta se foloseste conditia D=H si raportul experimental D/d=2,1.

=> m

=> m

Aducerea la scara de 1 m3 necesita transformarea relatiei 7 prin eliminarea diametrului experimental si introducerea diametrului corespunzator volumului de 1 m3.

Amestecator cu brate:

(14)

kW/m3

Amestecator cu elice:

(15)

kW/m3

Amestecator cu ancora:

(16)

kW/m3

Energia specifica consumata se calculeaza cu relatia:

(17)

kJ/m3

In figura 15.a s-a reprezentat variatia energiei specifice in functie de turatia amestecatorului cu brate, sub forma unei drepte crescatoare.

In figura 15.b s-a reprezentat variatia energiei specifice in functie de turatia amestecatorului cu elice, sub forma unei curbe crescatoare.

In figura 15.c s-a reprezentat variatia energiei specifice in functie de turatia amestecatorului cu ancora, sub forma unei drepte crescatoare apoi descrescatoare.

Pentru a obtine relatia de variatie a timpului de amestecare perfecta in functie de criteriul Reynolds se propune, conform cu graficul, urmatoarea ecuatie dimensionala:

(18)

in care:

– timpul de amestecare perfecta, in s;

Re – criteriul Reynolds;

– coeficienti.

Prelucrarea datelor experimentale prin metoda celor mai mici patrate conduce la determinarea coeficientilor si , iar relatia 18 devine:

(19)

cu abatere <16%, pentru amestecatorului cu brate ;

(20)

cu abatere <17%, pentru amestecatorului cu elice ;

(21)

cu abatere <13%, pentru amestecatorului cu ancora.

C. Amestecarea prin barbotare cu aer

In tabelul 11 sunt redate rezultatele experimentale obtinute pentru utilizarea barbotorului tip disc.In functie de debitul de aer s-au inregistrat duratele de timp la care s-a atins amestecarea perfecta, dar si concentratiile premergatoare.

Tabelul 11. Rezultatele experimentale privind amestecareas prin barbotare cu

dispozitiv tip disc.

In figura 16 s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare in cazul utilizarii unui dispozitiv de amestec tip disc.

In figura 16.a s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentrul debitul de gaz barbotat de 40 l/h.

In figura 16.b s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentru debitul de gaz barbotat de 80 l/h.

In figura 16.c s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentru debitul de gaz barbotat de 160 l/h.

Se observa ca aceste variatii au forma unor curbe crescatoare, cu deosebirea ca la peretele vasului concentratiile – la aceleasi intervale de timp – sunt mai mari decat langa amestecator. Amestecarea perfecta se atinge mai repede la peretele vasului.

In figura 16.d s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentru debitul de gaz barbotat de 210 l/h.

Se observa ca la aceasta valoare a debitului de gaz variatia concentratiei de acid acetic in timp este aceiasi in toate punctele sistemului.

In tabelul 12 sunt redate rezultatele experimentale obtinute pentru utilizarea barbotorului tip teava.In functie de debitul de aer s-au inregistrat duratele de timp la care s-a atins amestecarea perfecta, dar si concentratiile premergatoare.

Tabelul 12. Rezultate experiment privind barbutarea printr-un dispozitiv tip teava.

In figura 17 s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare in cazul utilizarii unui dispozitiv de amestec tip teava.

In figura 17.a s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentru debitul de gaz barbotat de 40 l/h.

In figura 17.b s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentru debitul de gaz barbotat de 80 l/h.

Se observa ca pentru debite mai mici de 100 l/h aceste variatii au forma unor curbe crescatoare, cu deosebirea ca la peretele vasului concentratiile la aceleasi intervale de timp sunt mai mari decat langa amestecator. Amestecarea perfecta se atinge mai repede la peretele vasului.

In figura 17.c s-a reprezentat grafic variatia concentratiei de acid acetic in functie de timpul de amestecare, la perete si la centrul vasului, pentru debitul de gaz barbotat de 160 l/h.

Se observa ca pentru debite mai mari de 100 l/h variatia concentratiei de acid acetic in timp este aceeasi in toate punctele sistemului.

In figura 18 s-a reprezentat grafic variatia timpului de amestecare in functie de debitul de aer barbotat. Variatia are forma unei curbe descrescatoare: timpul de amestecare scade o data cu cresterea debitului de aer barbotat, indiferent de dispozitivul de amestecare utilizat. Se constata ca barbotorul tip disc este mai eficient – in cazul dat – datorita geometriei (suprafata libera mai mare) si orientarii gazului.

Ecuatia de putere pentru gazul barbotat este:

(1)

in care:

– debitul de gaz, in m3/s;

– presiunea gazului la iesirea din sistemul lichid, in N/m2;

– presiunea aerului la fundul vasului, in N/m2.

Energia se calculeaza cu relatia:

in care:

– puterea, in W;

– timpul de amestecare perfecta, in s.

J

Energia specifica este:

J/m3 KJ/m3

Rezultatele prelucrarii datelor experimentale in vederea obtinerii energiei specifice pentru cele doua tipuri de barbotoare, la diferite debite sunt redate in tebelul 13.

Tabelul 13. Rezultate experimentale si prelucrate in vederea aprecierii consumului energetic

Pentru a obtine relatia de variatie a timpului de amestecare perfecta in functie de debitul de lichid recirculat se propune, conform cu graficul, urmatoarea ecuatie dimensionala:

(23)

in care:

– timpul de amestecare perfecta, in s;

– debitul de gaz barbotat, in l/h;

– coeficienti.

Prelucrarea datelor experimentale prin metoda celor mai mici patrate conduce la determinarea coeficientilor si , iar relatia 23 devine:

(24)

cu abatere <11% , pentru barbotorul tip disc si

4. CONCLUZII

Studiul experimental privind amestecarea lichid – lichid a permis enuntarea urmatoarelor concluzii:

instalatiile experimentale concepute si realizate pentru studiul amestecarii lichidelor miscibile au permis determinarea influentei parametrilor de operare asupra eficientei amestecarii, reprezentata prin durata de amestecare totala;

pentru caracterizarea intensificarii amestecarii s-a ales durata de amestecare pentru care se atinge concentratia finala in toata masa de lichid;

amestecarea prin recirculare se caracterizeaza prin:

timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea debitului de lichid recirculat pana la o valoare critica de 2.5 cm3/h dupa care variatia este nesemnificativa;

energia consumata pentru amestecarea unui volum de 200 cm3, cand debitul de recirculare a variat intre 0,4 si 2,6 m3/s, se incadreaza in limitele ( 3 – 7 ) x 10-2 J;

prelucrarea datelor experimentale a condus la obtinerea relatiei de variatie a timpului de amestecare in functie de debitul recirculat (ec.6);

– amestecarea cu dispozitive mecanice rotative se caracterizeaza prin:

timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea turatiei, indiferent de tipul de dispozitiv folosit, pana la o turatie critica de 400, 350, 250 rpm pentru amestecatorul tip brate, elice, respectiv ancora;

utilizarea dispozitivelor la aceeasi turatie conduce la durate de amestecare perfecta crescatoare in urmatoarea ordine: tip ancora, tip brate, tip elice;

energia consumata pentru amestecare, cand turatia a variat intre 150 si 650 rpm, se incadreaza in urmatoarele intervale: 17 – 71 kJ/m3 in cazul utilizarii amestecatorului tip brate, 11 – 96 kJ/m3 in cazul utilizarii amestecatorului tip elice si 2 – 6 kJ/m3 in cazul utilizarii amestecatorului tip ancora;

prelucrarea datelor experimentale a condus la obtinerea relatiei de variatie a timpului de amestecare in functie de turatia dispozitivului rotativ (ec.6);

amestecarea prin barbotare se caracterizeaza prin:

timpul de amestecare perfecta scade odata cu cresterea debitului de gaz barbotat indiferent de tipul de dispozitiv folosit pana la o valoare critica de 160 l/h dupa care variatia este nesemnificativa;

energia consumata pentru amestecarea unui volum de 513 cm3, cand debitul de gaz a variat intre 40 si 210 l/s, se incadreaza in urmatoarele intervale: 0,2 – 2,0 J in cazul utilizarii barbotorului tip disc si 2,2 – 2,7 J in cazul utilizarii barbotorului tip teava;

prelucrarea datelor experimentale a condus la obtinerea relatiei de variatie a timpului de amestecare in functie de debitul de gaz barbotat (ec.6);

alegerea modalitatii de amestecare depinde atat de consumul specific de energie cat si de restrictiile impuse de procesul tehnologic in care este inclusa operatia de amestecare;

studiul experimental se recomanda a fi continuat si pentru alte lichide (densitate, vascozitate) sau sisteme (lichid – solid solubil, lichid – solid insolubil).

1.PROCEDEE DE FABRICATIE

Acidul formic a fost obtinut pentru prima oara in secolul al XVII-lea din furnicile rosii prin distilare cu apa.[5]

Pe plan mondial se cunosc mai multe procedee de obtinere:

1. Se trateaza acidul sulfuric cu formiat de sodiu in doze mici astfel incat temperatura sa nu depaseasca 45°C.Acidul formic este purificat prin distilare.

2HCOONa + 2H2SO4 → HCOOH + 2Na2SO4

La randul sau formiatul de sodiu se poate obtine pe doua cai:

prin barbotare de monoxid de carbon in hidroxid de sodiu;

folosind in loc de hidroxid de sodiu lapte de var si sulfat de sodiu.

2. Prin oxidarea partiala a substantelor organice:

-oxidarea fractiilor gazolinei cu punct de fierbere intre 20-60°C cu aer la temperatura si presiune obtinand un amestec de acizi organici C1-C4;

-oxidarea catalitica a uleiurilor „nafta” cu aer, obtinand de asemenea un amestec de acizi C1-C4;

-oxidarea butanului cu aer la temperatura si presiune obtinand un amestec de acid formic si acid acetic;

-oxidarea energica a metanolului:

CH3OH + [O] CH2O HCOOH

metanol formaldehida acid formic

-oxidarea reziduurilor organice recuperate de la alte tehnologii (reziduuri de la fabricarea caprolactamei) ape mume ramase de la pasta de lemn, a parafinei solide si a altor reziduuri de la distilare;

-prin piroliza lemnului (sau prafului de celuloza).

3. Metode de fermentatie. Prin fermentarea hidratilor de carbon (celuloza, glucoza, amidon) cu diverse bacterii.

4. Alte metode:

-hidroliza cloroformului:

CHCl3 + 3HOH [CH(OH)3] HCOOH + H2O

-acidul cianhidric hidrolizeaza in prezenta acizilor minerali formand acid formic si sarea de amoniu a acidului mineral.

-izonitrilii in prezenta acizilor diluati se hidrolizeaza repede, transformandu-se in amina primara si acid formic :

R–N≡C + 2H2O → R–NH2 + HCOOH

In ultimii ani au fost studiate si propuse procedee moderne de fabricare a acidului formic avand ca materii prime dioxidul de carbon si apa conform reactiei:

CO2 + H2O → HCOOH + ½O2

a) In cadrul laboratorului RCA Laboratories a fost pus la punct procedeul de reducere electrochimica a solutiilor apoase de dioxid de carbon.

Cercetarile de laborator s-au facut utilizand densitati de curent de ordinul a cativa mA pe cm2. Eforturile cercetatorilor la scara pilot se concentreaza pentru mentinerea unei eficiente faradice inalte de circa 90% si o eficienta energetica globala de circa 60% concomitent cu cresterea densitatilor de curent catre 100mA/cm2.

b) Un alt procedeu foarte promitator este cel care utilizeaza fotocatalizatori. Acest procedeu transforma solutii apoase de dioxid de carbon in metanol si acid formic in prezenta radiatiilor de o anumita lungime de unda si a unor catalizatori sensibili la acestea cum ar fi TiO2.

Randamentele de transformare obtinute sunt insa mici, dar cercetatorii sunt foarte increzatori in acest procedeu.

-prin incalzirea rapida a acidului oxalic, peste 200°C, acesta se descompune in acid formic si dioxid de carbon. Reactia este favorizata de prezenta glicerinei si este folosita ca metodaq de laborator.[5]

-prin reactia Canizzaro (1853) prin agitarea formaldehidei foarte bine cu o solutie concentrata de hidroxid de sodiu[5]:

2CH2O + HO¯ → CH2OH + HCOO¯H

2. JUSTIFICAREA PROCEDEULUI ALES

Acest procedeu a fost ales pentru ca este economic, materiije prime si auxiliare sunt usor de procurat, nu sunt importate, la preturi accesibile; formiatul de sodiu este fabricat in sectie; se preteaza usor automatizarii.

Din proces nu rezulta produsi secundari toxici, sulfatul de sodiu fiind folosit in industria celulozei si a colorantilor.

Acidul formic obtinut prin acest procedeu are o calitate corespunzatoare utilizarii lui in tabacarie pentru decalcefierea porilor, in industria chimica pentru diferite sinteze si in alimentatie ca antiseptic pentru amestecurile de conservare a sucurilor de fructe.

3. ASPECTE PRIVIND REACTIA DE SINTEZA

Reactia de sinteza a acidului formic este reactia dintre formiatul de sodiu – sarea sodica a acidului formic si acidul sulfuric.

2HCOO-Na+ + H2SO4 NaSO + 2HCOO-H+

Este o reactie de dezlocuire prin care acidul sulfuric, care este un acid tare, pune in libertate acidul formic, care este un acid slab, din sarea sa de sodiu.

Din punct de vedere termodinamic este o reactie exoterma. Acest lucru reiese si din calcularea caldurii de reactie (a entalpiei de reactie) cu ajutorul entalpiilor de formare ale reactantilor si produsilor de reactie:

Hr = νj H)p – ν2 H)r

Hr = – 23,58 kcal/mol

Temperatura de reactie este de 45°C si de aceea masa de reactie, avand in vedere cantitatea de caldura degajata, trebuie racita in permanenta cu sola.

Se lucreaza la presiune atmosferica.

Reactia decurge fara variatie a numarului de moli si este ireversibila.

Deoarece formiatul de sodiu mai contine ca produse secundare hidroxid de sodiu si carbonat de sodiu au loc urmatoarele reactii:

2NaOH + H2SO4 → Na2SO4 + 2H2O

Na2CO3 + H2SO4 → Na2SO4 + CO2 + H2O

4.DESCRIEREA PROCESULUI TEHNOLOGIC

Procesul tehnologic de obtinere a acidului formic a carui schema tehnologica este redata in plansa RA2 cuprinde urmatoarele etape principale:

Sinteza acidului formic;

Purificarea acidului formic.

La randul sau formiatul de sodiu se poate obtine pe doua cai:

– prin barbotarea monoxidului de carbon in hidroxid de sodiu topit;

– folosind in loc de hidroxid de sodiu lapte de var si sulfat de sodiu.

A. SINTEZA ACIDULUI FORMIC

Acidul sulfuric 98% este alimentat cu ajutorul pompei centrifuge PC102 in vasul de stocare VS101 – prevazut cu un indicator de nivel LI101 ce blocheaza motorul pompei la atingerea nivelului maxim – si cu un termometru TI101. Vasul de stocare VS101 este prevazut cu serpentina exterioara de incalzire cu abur de 3 ata pentru a evita congelarea acidului sulfuric in timpul iernii. Acidul sulfuric este trimis apoi cu pompa PC102 la vasul de masura VM103 care este prevazut cu un prea-plin (conducta retur la vasul 101). Pentru siguranta s-a mai montat un vas pentru dozarea acidului sulfuric VD103A.

Formiatul de sodiu uscat din lada de colectare a uscatoarelor este transportat printr-un jgheab, cade pe cantarul C104, iar cu ajutorul snecului SD105 se dozeaza in reactorul RA106/a-d.

Reactia de acidulare este exoterma si dozarea reactantilor se face treptat in patru faze.

In timpul dozarii temperatura masei de reactie se mentine la maxim 45°C. In cazul depasirii acestei valori, circuitele automate TC102 vor opri motorul snecului dozator si vor inchide ventilul automat aflat pe conducta de alimentare cu acid sulfuric in reactorul de acidulare RA106/a-d.

In tot acest timp se mentine agitarea si racirea in sola la –20°C pentru a preveni descompunerea violenta a acidului formic in CO2 si H2O. Pentru masurarea temperaturii solei este montata pe conducta tur si retur cate o termorezistenta normala cu domeniul de masurare cuprins intre ±50°C.

Conducta de acid sulfuric este introdusa in vas la o distanta de 15 cm fata de fundul vasului si pe conducta este montata o lanterna de observatie pentru vizualizarea curgerii in fir subtire a acidului sulfuric.

La inceputul unei sarje in vasul de reactie trebuie sa existe o zestre de circa 1000 l de suspenspensie de acid formic pentru fluidizarea masei de reactie.

Dozarea materiilor prime se face continuu, urmarind concomitent ca temperatura sa nu depaseasca 45°C .

Durata unei sarje este de 12 h cu o rezerva de 4h necesara pentru analiza masei si efectuarea eventoalelor corectii.

La terminarea sarjei continutul in acid sulfuric trebuie sa fie de maxim 2%, iar in formiat de sodiu maxim 1%.

PRELUCRAREA ACIDULUI FORMIC

a) Distilarea acidului formic

Suspensia de sulfat de sodiu 60% in acid formic, aflata in reactorul RA106/a-d este alimentata cu ajutorul pompei centrifuge PC202/a-d in vasul tampon VT207A.

Pe refularea pompei este montat un manometru cu membrana PL202.

Distilarea are loc sub vid, la 380-500 mmHg, realizat cu pompa de vid PV209/a,b pe intreg traseul.

Coloana de distilare este prevazuta cu manta de incalzire prin care circula abur de 10 barr. Pe conducta de abur a distilatorului D208/a-c se gasesc montate manometrele de uz general PI208 pentru masurarea presiunii.

Procesul este discontinuu; se alimenteaza distilatul periodic citind inaltimea de suspensie adaugata din vasul V207A. Se alimenteaza cu volumul corespunzator a 10 cm la intervale de 45 minute.

Vaporii de acid formic trec apoi in separatorul de praf 211 unde barboteaza in acid formic lichid de concentratie 86-94% retinandu-se astfel praful de sulfat de sodiu antrenat.

Separatorul este prevazut cu manta de incalzire cu abur de 5 bar pentru evitarea condensarii exagerate a vaporilor de acid formic care trec in faza de condensare.

Suspensia rezultata in separatorul de praf se introduce periodic in procesul de sinteza in reactorul RA106/a-d.

Pe conducta de iesire a vaporilor de acid formic din separatorul de praf se masoara presiunea cu ajutorul unui manometru PI211.

Sulfatul de sodiu de la capatul opus al distilatorului se colecteaza cu ajutorul snecurilor S205 in buncarele B210/a,b apoi se determina cantitativ pe cantarele C204/a,b si este ambalat.

b) Condensarea acidului formic

Condensarea are loc in trei condensatoare tip KOROBOH din grafal legate in serie.

Vaporii de acid formic din separatorul S312 trec in condensatorul C313 racit cu apa cu temperatura de 50°C. In cel de-al doilea condensator C314 racirea se face cu apa avand temperatura de 28°C, iar in cel de-al treilea cu sola de 0°C.

Vaporii de acid formic circula in contracurent cu agentul de racire. Temperatura apei calde la iesire din primul condensator are temperatura de 60°C, iar apa retur din al doilea condensator iese cu 38°C. Temperatura solei retur este de 5°C.

Acidul formic lichid care se colecteaza in vasul de stocare VS301 este alimentat cu pompa PC302/1 in vasul de masura VM303 sau in vasele de omogenizare VO315/a,b.

c) Absorbtia si neutralizarea vaporilor de acid formic

Vaporii de acid formic necondensati trec prin coloanele de absorbtie CA416,417 care sunt stropite cu apa din vasul de stocare VS401.

Stropirea coloanelor cu apa se face cand termometrul manometric de la condensatorul C414 (TI414) indica o crestere rapida a temperaturii la circa 100°C.

Acidul formic diluat la 40% este colectat in vasul de stocare VS418 apoi cu pompa PC 402/a este trimis in vasele de stocare VS419/a,b.

Vaporii neabsorbiti in apa trec prin separatorul de picaturi SP420 si apoi in vasul de absorbtie VA421 in hidroxid de sodiu 30-40%. Nivelul in vas este urmarit cu ajutorul indicatorului LI421. Temperatura in vasul 223 este indicata de termometrul TI420.

Pe tot traseul : distilare – absorbtie – neutralizare se urmareste vidul creat cu pompele de vid cu inel de apa 422/a,b.

d) Ambalarea acidului formic si a sulfatului de sodiu

Acidul formic se ambaleaza in bidoane din polietilena de 20 sau 60 kg.

Ambalarea sulfatului de sodiu se face in saci de polietilena de 50 kg.

5. MATERII PRIME SI AUXILIARE

Formiatul de sodiu

Formiatul de sodiu se prezinta ca o substanta solida, de culare alba, sub forma de cristale sau praf puternic higroscopic, cu masa moleculara M=68 kg/kmol.

Punctul de topire este de 530C; este usor solubil in apa cu reactie slab alcalina.

Se intrebuinteaza ca materie prima la fabricarea acidului formic cu urmatoarea compozitie:

HCOONa – min. 90 %;

Na2CO3 – max. 8 %;

NaOH – max. 0,2 %;

umiditate – max. 0,5 %.

Acidul sulfuric

Acidul sulfuric este un lichid incolor, fare miros si vascos cand este concentrat. In stare pura cristalizeaza la 10,4 0C.

Densitatea este de 1,98g/cm3 pentru o concentratie de 98%.

Acidul de 98% fierbe la 3300C si daca este diluat prin incalzire distila.

Presiunea de vapori este de 1mmHg la 1460C.

Acidul sulfuric de concentratie 98% solidifica la o temperatura de -30C.

Punctul de topire este de 10,50C.

Din cauza energiei foarte mari de reactie, la dizolvarea in apa se toarna acidul peste apa si nu invers, sub agitare energica si racire.

Este foarte avid de apa, provoaca arsuri puternice si este recomandat sa fie transportat in conditii ce asigura absenta apei.

Masa moleculara este 98 kg/kmol.

Materiale auxiliare:

Apa tehnologica

Utilizata la racitoarele din grafit in cazul lipsei solei; pentru cresterea nivelului de apa la pompele de vid, pentru efectuarea curateniei la fiecare loc de munca, spalare utilaje si aparate.

Utilitatile:

Aburul

In instalatia de obtinele a acidului formic se utilizeaza abur de 3,5 si 10 bar.

Aburul de 10 bar este livrat de centrala termica si este folosit la distilare.

Aburul de 3 bar este obtinut din abur de 7,5 bar si redus prin grupurile de reducere a presiunilor.

Tot cu abur de 3 bar se incalzeste vasul separator de picaturi pentru a evita condensarea exagerata a vaporilor de acid formic si se obtine apa calda si preincalzita necesara condensarii; mai este folosit la incalzirea rezervoarelor si depozitelor de produse lichide pentru a evita congelarea lor.

Apa de condens

Condensul recuperat din instalatia tehnologica si apa de condens ce vine de la statia de condens este necesara stropirii coloanelor de absorbtie.

Apa recirculata

Apa recirculata este furnizata de la turnul de racire si folosita la condensatorul de racire din grafit si preincalzitor.

Sola

Sola este o solutie de CaCl2 si este folosita ca agent frigorific la reactoarele de sinteza a acidului formic pentru mentinerea unei temperaturi de reactie de 45 0C si la racirea acidului formic in racitor, unde se foloseste sola de 00C.

Sola are urmatoarele caracteristici:

continut de sare in solutie: 29,97%;

densitatea: 1386 kg/m3;

vascozitatea: kg/m3;

temperatura de congelare: -550C;

conductivitatea termica: 0,443 w/m grd;

caldura specifica: 0,39 kcal/kg grd.

Energia electrica

Pentru alimentarea cu energie electrica a consumatorilor la cota ±0,00m este amplasat un post de transformatoare 5,5/0,4 kW echipat cu trei transformatoare 1000 KVA dintre care functioneaza doua, al treilea fiind rezerva.

Transormatoarele sunt racordate la tensiunea de 0,5 kV.

Aerul instrumental

Aerul instrumental este furnizat de la sectia de compresoare cu o presiune de 5 atm si este utilizat pentru functionarea aparatelor pneumatice: cantar, supape de golire, a aparatelor de masura si control.

6. PRODUSE FINITE SI SECUNDARE

Acidul formic

Acidul formic este utilizat in industria textila unde a inlocuit, intr-o mare masura, alti acizi organici.

Conform STAS 4993-55 acidul formic tehnic se produce in trei calitati:

Calitatea I-a:

Acid formic min % 90;

Acid suluric max % 0,04;

Cloruri max % 0,2;

Fier max % 0,002.

Calitatea a II-a

Acid formic min % 86;

Acid sulfuric max % 0,04;

Cloruri max % 0,3;

Fier max % 0,003.

Calitatea a III-a

Acid formic min % 80;

Acid sulfuric max % 0,05;

Cloruri max % 0,4;

Fier max % 0,003.

Acidul formic este un lichid limpede, incolor cu miros intepator, patrunzator caracteristic, miscibil in orice proportie cu apa.

Este un acid relativ tare, constanta de aciditate fiind mai mare decat a omologilor sai.

Are urmatoarele proprietati fizice :

punct de topire: 8,4 0C;

masa moleculara: 46 kg/kmol;

punct de fierbere: 108 0C;

densitate la: 20 0C: 1,220 g/cm3;

25 0C: 1,213 g/cm3;

indice de refractie: 1,369;

vascozitate la 200C: 1,781cP;

caldura de vaporizare: 20,10 kcal/mol;

capcitate calorica: 98,78 J/mol K.

Sulfatul de sodiu ( produs secundar )

Sulfatul de sodiu este de calitatea a IV-a cu urmatoarele caracteristici conform STAS 2126-84 :

aspect: praf aglomerabil;

culoare: alb-cenusiu;

masa moleculara: 142 kg/kmol;

continut min %: 97;

umiditate max %: 0,5;

substante insolubile in apa max %: 0,5;

H2SO4 max %: 1,0;

NaCl max %: 1,2;

fier max %: 0,03;

acizi organici max %: 1,5;

densitate in stare netasata: 1,26 – 1,30 kg/dm3.

Sulfatul de sodiu este usor solubil in apa, cristalizeaza ca hidrati sub 32 0C.

La 8970C sulfatul de sodiu se topeste si se vaporizeaza la temperatura si mai inalta fara descompunere.

Este valorificat in industria hartiei, celulozei si a colorantilor.

7. BILANTUL DE MATERIALE

Bilantul de materiale este necesar pentru a se cunoaste consumul de materii prime in functie de produsii obtinuti in vederea evitarii pierderilor inutile. Ecuatia generala de bilant este :

Σmateriale intrate = Σmateriale iesite

Se intocmeste un bilant de materiale global pe toata instalatia si un bilant de materiale partial pentru fiecare utilaj in parte.

Pentru intocmirea unui bilant de materiale corect se utilizeaza schema operatiilor principale cu specificarea cantitatilor ce intra si ies pentru fiecare faza a procesului.

Datele de proiectare sunt :

capacitatea instalatiei: 3000 t/an;

durata unei șarje: 12 h;

timpul de functionare pe an: 8000 h;

numarul de șarje: Ns== 667 șarje/an.

Considerand capacitatea unei șarje 1000 kg, pe an vom avea:

NS= șarje/an.

Numarul de reactoare NR=reactoare.

Pentru 4 reactoare șarje

Capacitatea unui reactor kg/șarja

Capacitatea a 4 reactoare kg/șarja

Pentru o șarja cantitatile de materii prime si auxiliare folosite sunt :

4632 kg HCOONa;

3066 kg H2SO4;

225 kg apa pentru absorbtie;

440 kg NaOH 40 %.

Instalatia are si pierderi considerate ca fiind :

5,61 % la acidulare;

1,53 % la distilare;

8,96 % la absorbtie in NaOH.

Bilantul de materiale a fost facut pe:

tona de HCOOH,

șarja,

an.

7.1 Bilant de materiale total

pe sarja

pe an

7.2 Bilantul de materiale partial

Pe tona de acid formic

Bilantul de materiale pe reactorul de acidulare

HCOONa, 90% Suspensie Na2SO4

ACIDULARE

H2SO4, 98% Pierderi

Bilantul de materiale pe distilator

HCOOH vapori

Na2SO4 97 % solid

Suspendie DISTILARE

Pierderi

Bilantul de materiale la condensare

HCOOH lichid

HCOOH vapori CONDENSARE HCOOH vapori necondensati

Bilantul de materiale pe faza de absorbtie in apa

HCOOH vapori HCOOH 25-50 %

ABSORBTIE HCOOH vapori

Apa

Bilantul de materiale pe faza de absorbtie – neutralizare

HCOOH vap HCOONa

NaOH 40% Absorbtie – neutralizare

NaOH pierderi

HCOOH + NaOH HCOONa + H2O

Faza de omogenizare

Pe șarja

Faza de acidulare – bilant de materiale

Faza de distilare – bilant de materiale

Bilant de materiale la condensare

Bilant de materiale pe absorbtia apa

Bilant de materiale la neutralizare

Bilantul de materiale pe faza de omogenizare

8 BILANTUL TERMIC

Bilantul termic este o particularizare a legii conservarii energiei pentru cazul proceselor in care variatia energiei cinetice a energiei potentiale si a lucrului mecanic este nula sau neglijabil.

Pentru un sistem dat ecuatia generala

Σcalduri generate sau intrate + Σcalduri existente= Σcalduri iesite + Σcalduri ramase

8.1 Bilantul termic pe faze

a) Bilantul termic pentru reactorul de acidulare

In reactor are loc reactia de formare a acidului formic din formiat de sodiu si acid sulfuric.

2HCOONa + H2SO4 2HCOOH + Na2SO4

Din caldurile de formare ale substantei ce intra si ies din reactie sunt :

ΔHCOONa = -157,7 kcal/mol

ΔH2SO 4 = -193,92 kcal/mol

ΔNa2SO4 = -330,8 kcal/mol

ΔHCOOH = -101,05 kcal/mol

ΔHr = Σ (υj Δ, 290 )p – Σ (υj Δ, 298 )r

ΔHr = -23,58 kcal/mol

Reactia este exoterma, are loc cu degajare de caldura.

Caldura degajata se afla considerand ca HCOONa se consuma in totalitate.

mHCOONa = 4632 kg/șarja

Qdeg = n ΔHr = =-1606,2 103 kcal/șarja

Pentru a avea un regim izoterm in reactor atunci caldura degajata este caldura absorbita de sola.

Consideram ca in vas, datorita zestrei, mai exista o cantitate de caldura :

Qabs = Qdeg.+ Qsig.

Qfiguranta – 30% Qdeg. = -2,088 . (-1606,2-103) = – 4,82 . 105 kcal/șarja

Caldura absorbita

Qa = Qs + Qdeg.= -2,088 .106 kcal/șarja

Pentru un reactor debitul de caldura absorbita considerand timpul de reactie 12h va fi :

Qa =

Debitul de sola se calculeaza cu relatia :

Qa=

Cps = 2690 kJ/kg . grd = 0,64 kcal/kg . grd.

Pentru o șarja cantitatea de sala va fi :

ms= Gms . t . N = 4531,25 . 4 . 12 = 217,5 t/șarja

b) Bilantul termic pentru reactorul de distilare

F,xF,tF,cpF D,rD,tD

GA, tF Qp

GA,

W,cpw,tw,xw

Durata t=12h, N=3 distilatoare

Debitul de suspensie:

F = de suspensie

Debitul de vapori de acid formic

D= vapori acid formic

Debitul de Na2SO4

W=

Q1+Q2=Q3+ Q4+ Q5+ Q6

Q1 – debitul de caldura intrat cu alimentarea;

Q2 – debitul de caldura intrat cu aburul in manta;

Q3 – caldura cedata condensatorului;

Q4 – caldura iesita din manta cu condensul;

Q6 – pierderi = 5% caldura necesara.

Qnecesar= Qincalzire+ Qvaporizare

tabur 10 bar = 1800C

cR = x1cp1+ x2cp2 1- HCOOH

2- Na2SO4

Amestecul se incalzeste de la 40 la 980C

Qî= FcpF ( t – tF ) = 318,44 . 0,3424 . ( 98 – 70 ) = 6324 kcal/h

Qv= D . rD

Qv = 123,75 . 116 = 14,355 kcal/h

Qnec = 20679 kcal/h

Qp = 5% Qnec = 1033,95 kcal/h.

FcFtF + GArA = DrD + Wcwtw + Qp

GA = 31,4 Kg/h

Pentru cele trei distilatoare GA= 3 . 31,4 = 94,2 kg/h.

Pe șarja cantitatea de abut de 10 bar este :

mA = GA . t = 94,2 . 12 = 1130,4 kg/șarja

c) Bilantul termic pe condensator

Ga , tai=500C

VHCOOH L+V

Ga , tae=600C

Qc=Qa

V . rD = Ga ( tae – tai )

Ga=

Cpa = 1 kcal/kg

Debitul de vapori

V=

Ga = apa calda 500C

mH20,50o=Ga . t = 4306,5 . 12=51,678 t/sarja

d) Bilantul termic in racitor

Ga, cpa, ta1, 280C

D, t1’, cp D, t1’’, cD, 600C

1500C

Ga, cpa, ta2, 400C

D . cD(- ) = Ga cpa (ta2 – ta1)

= 0,9975 kcal/kg . grd

= 0,575 kcal/kg . grd

Ga=

Q=19212,2 kcal/h

m= Gat = 1605 . 12 = 19,3 t H2O/șarja

Bilantul termic in racitor

cs , t=00C

D, t1’, cp 600 D,cp t1’’= 250C

100C

D . cD(- ) = Gs cs (t2 – t1)

Gs= sola

Q = D . cD(- ) = 371,25 . 0,511 (60-25)= 6639,8 kcal/h

Bilantul termic in preincalzitor

Ga, cpa, t1’’

Ga, cpa , t2’ Ga, cpa , t2’’

Ga, cpa , t1’

Q = Gacpa (- )= Gara

Q = 94743 kcal/h

abur 3 bar

8.2 Bilantul termic pe an

Vom reda cantitatea de caldura transferata intr-un an prin utilaje si debitele si cantitatile de agent termic necesare intr-un an.

mag. term.= Ga.t . Nș . t = Gat . 667 . 12

9 CONSUMURI SPECIFICE

Consumurile specifice utilizat in bilantul de materiale si bilantul termic sunt exprimate de materiile prime,auxiliare si utilitati. Necesarul acestora pe legatura de acid formic sunt redate in tabelul de mai jos:

A – materii prime;

B – materiile auxiliare;

C – utilitati.

10. EFLUENTI INDUSTRIALI

Pe langa apele conventional curate care sunt evacuate la canalul colector al platformei ce le transporta la instalatia de epurare finala exista si ape impurificate organic sau anorganic.

Cantitatea de apa reziduala tehnologica evacuata este de 60 m3/zi. Compozitia este urmatoare :

Sulfat de sodiu 1,92 %

Acid oxalic 0,34%

Diverse 0,71%

Apele de spalare a produselor contin cantitati mici de acid formic, oxalic, formiati si oxalati de sodiu si calciu.

Se evacueaza la aceeasi canalizare cu apele tehnologice.

Suprafata totala a halelor de fabricatie care trebuie spalata este de 12000m3.

Necesarul de apa pentru spalare este de 60 m3.

Apele chimic impure (acide si bazice) sunt transportate printr-un sistem de canalizare comuna care asigura si neutralizarea pe parcurs.

Se evacueaza direct in canalizarea existenta a combinatului.

11. DIMENSIONAREA PRINCIPALELOR UTILAJE TEHNOLOGICE

11.1 Coloana de absorbtie

Bilantul de materiale. Echilibrul gaz-lichid

Vaporii de acid formic necondensati trec in coloana de absorbtie in apa.

G, Y2 L, X2

G, Y1 L, X1

Bilantul de materiale pentru componentul care se absoarbe :

N = Gg(y1- y2)= Ll (x1- x2) sau N = G(Y1- Y2)= L(X1- X2)

unde:

N – debit molar de gaz care se absoarbe, in kmol/h;

Gg – debit molar de gaze,in kmol/h;

y1 ,y2 – fractii molare in gaz ale componentului solubil la intrarea si iesirea din coloana;

Ll – debit molar de lichid,in kmol/h;

x1, x2 – fractii molare ale componentului solubil in lichid la intrarea si iesirea din coloana;

G – debit molar de inert,in kmol/h;

L – debit molar de lichid absorbant, in kmol/h;

X,Y – rapoarte molare ale solventului in faza lichida respectiv gazoasa;

Debitul minim de lichid absorbant :

Lm=

= concentratia de echilibru a componentului solubil in lichid la iesirea din coloana corespunzatoare concentratiei Y1 in gaz a aceluiasi component.

Debitul de lichid absorbant in conditiile de operare a coloanelor:

L=cLmin

Consideram ca:

– in coloana intra numai vapori de HCOOH deci Y1=1

– gazul care iese din coloana este alcatuit doar din vapori de HCOOH deci X2=0.

In urma absorbtiei se obtine solutie de HCOOH 40 %

X1 = = = 0,35

Consideram ca dreapta de echilibru descrisa de o ecuatie de forma

Y = mX cu m=1

Echilibrul gaz-lichid:

y1 ==0,5

Debitul de inert : G=Gv(1-y1)

Gv===0,82 kmol/h

G=0,41 kmol/h inert (vapori HCOOH neabsorbiti)

L==1,042 kmol/h

G(Y1-Y2)=L(X1-X2) → Y2=0,11

Din dreapta de echilibru valoarea corespunzatoare Y1 este =1.

Lmin = 0,3649 kmol/h

Determin ecuatie dreptei de operare:

G(Y1-Y)=L(X1-X)

Y=Y1-( X1-X)

Y=0,11+2,54X

Ecuatia dreptei de operare de panta =2,54

dreapta de echilibru Y=mX

dreapta de operare

Calculul diametrului coloanei

GVHCOOH=

la p=0,65 atm.

Gv=wvap . Ac=w .

Alegem viteza fluidului in coloana wt=0,02m/s

dc=

dstas=0,7m

Verificarea coloanei la innecare

Alegem umplutura :inelele Rasching cu urmatoarele caracteristici:

– material ceramic

– dimensiuni 25x25x2,5

– numarul de bucati 46000

– suprafata specifica σ = 184 m2/m3

– factorul filmului de gaz Rg =2,7

– factorul filmului de lichid Rl=0,8

– fractia de goluri ε=0,8

lg ηam = x1ln η1+ x2ln η2

ηamL = 1,95cP

f(R)=

f(R)=1,05 . 10-6

Din diagrama H – L→pentru f(R) corespunde Rd =2638,3

Valorile recomandate ale raportului sunt cuprinse intre limitele 0,4 – 0,7. Valoarea de 0,57 gasita se incadreaza intre aceste limite, deci coloana se verifica la inecare, deci datele de proiectare sunt corecte.

Determinarea inaltimii statului de umplutura

a) Calculul coeficientului partial de transfer de masa in filmul de lichid se face cu ajutorul relatiei criteriale

Shl = c ,

unde C= 0,06 , m = 0,78 , n= 0,5

Re=

ql = debitul specific de lichid pe unitatea de sectiune a coloanei [kg/m2 . s]

σ = suprafata specifica a umpluturii [m2/m3]

η = vascozitatea lichidului [Pa . s]

D = coeficientul de difuziune a vaporilor in filmul de lichid cm2/s

Pentru calculul coloanei la inecare Hoffing si Lockhardt se recomanda urmatoarea relatie:

unde :

w = viteza fictiva a celor doua faze [m/h]

ρ = densitatea celor doua faze [kg/m3]

Δρ = ρL-ρg [kg/m3]

η = vazcozitatea celor doua faze [Pa s]

σ = aria specifica a umpluturii [m2/m3]

ε = fractia de goluri

Calculul densitatii gazului la 200C si p = 0,65 atm.

,

,

,

,

η = vazcozitate, cP 0,8007

χ = parametru de asociatie = 2,6 pt H2O

VA = volumul molar de HCOOH la punctul de fierbere = 35,6 cm3/mol

D=2,24 . 10-9 m2/s

Sh = 0,006 . . =2 . 10-2

[kl ] = [m/h] ,

[D] = 2,24 . 10-9 . 3600=8,064 . 10-6 m2/h

l0 = lungimea caracteristica (m)

m

=4 . 10-3 m/h

h Δx

b) Calculu coeficientului partial de transfer de masa in filmul de gaz hg se face cu ajutorul relatiei van Krevelen si Haftizzer.

, unde c = 0,11

D = coeficientul de difuzie in filmul de gaz

ηg= vascozitate gaz cP

ρg = densitatea gazului kg/m3

D se calculeaza cu relatia :

T = temperatura absoluta 303K

P = presiunea totala 0,65 barr

V = volumul molar la punctul de fierbere cm3/mol

VA = 35,6 cm3/mol

VB = 18,9 cm3/mol

M = masa molara

D = 355 . 10-7 m2/s = 0,1278 m2/h

Sc = 0,3

Sh = 0,11 . 21,540,8 . 0,30,33 = 0,86

Sh=

dech = diametrul unei sfere care ar avea acelasi volum cu volumul elementului de umplutura

de = 0,815 du = 0,815 . 25 = 20,37 mm

kg =

kg = kmol/m2 h Δy

c) Determinarea ariei suprafetei de transfer de masa necesare

kg = coeficientul total de transfer de masa raportat la faza gazoasa

m = 1 =

Kg= 0,121 kmol/m2 h Δy

GH=

Se va reprezenta grafic functia :

Determinarea dimensiunilor de gabarit a coloanei de

absorbtie de umplutura

Se imparte stratul de umplutura in 4 straturi ( de 0,9 m) din care:

3 straturi de 0.9 m si cu distanta de 0,1 m intre straturi

un strat de 0.8 m si inaltimea deasupra umpluturii de 0,5 m

inaltimea portiunii de fund 0,8 m

inaltimea portiunii de capac 0,5 m

inaltimea corespunzatoare sistemului de alimentare cu

lichid 0,26 m

inaltimea de gabarit a coloanei de absorbtie este de 5860 mm.

11.2 SCHIMBATOR DE CALDURA PREINCALZITOR

a) Predimensionarea incalzitorului

Preincalzitorul 217 – apa este incalzita de la 280C la 500C utilizand abur de 5 barri la temperatura de 1550C.

Apa circula prin tevile schimbatorului iar prin manta

Ga – debit masic de apa Kg/h

Cpa – caldura specifica a apei Kcal/kg . grd

, – temperatura de intrare – iesire apa 0C

GA – debitul de abur kg/h

, – temperaturile de intrare – iesire

rA – caldura latenta de vaporizare a aburului [rA] kcal/kg

a.1Bilantul termic si determinarea debitului caloric si a debitului de agent termic

Q = GaCpa( – ) = GArA

Q = debit de caldura kcal/h

Ga= 4306,5 kcal/kg

ra = 502,75 kcal/kg

Cpa = 1kcal/kg . grd

= 500C

= 280C

Q = 94743 kcal/h

Ga = kg/h

Considerand pierderile de caldura GA=188,45 . 1,05=197,9

a.2) Determinarea fortei motoare

155

50

28

Δ= – = 155-28 = 127 0C

Δ=- = 155-50 = 105 0C

Δtm== 116 0C

a.3) Alegerea schimbatorului de caldura

Q = KA Δtm

Q = debit de caldura transferat kcal/h

K = coeficient total de transfer termic kmol/m2 h grd.

A = aria de transfer termic m2

Δtm = diferenta medie logaritmica de temperatura 0C

Propunem k=300 kcal/m2 h grd

Alegem schimbator de caldura tubular cu o trecere si fara șicane

d – diametrul tevii A – aria

t – pasul de asezare s – grosimea materialului

L – lungimea tevii n – numarul de tevi

σ – gorsimea tevii

b) Verificarea schimbatorului de caldura propus

Calculam Re = pentru o temperatura medie tm=39 0C

w– viteza medie a fluidului m/s

ρ – densitate fluid kg/m3

η – viscozitate fluid cP

d – diametrul tevii mm.

Ga = w At ρ

At – aria sectiunii de curgere

At = nA

w =

Pa s

w = 0,27 m/s

Re = 8325.13

Re > 7000 regim turbulent

Pr = cpa

Pr = criteriul Prandtl

0,6312 W/m grd, conductivitate termica apa

cpa = 1 kcal/kg grd = 4175,2 kJ/kg grd

ηa = 0.6705 cP

Pr = 44.4

α1 =coeficientul partial de transfer termic al apei

Nu = 0,023

Nu = → α 1 =

α 1 = 1717,6 W/m2 grd

Calculam α 2 pentru abur la condensare.

Folosim formula lui Nusselt pentru regimul de curgere pe care il determinam

H(t-tp) < H(t-tp)cr regim laminar

H(t-tp) > H(t-tp)cr regim turbulent

H(t-tp)cr = 2680

g = acceleratia gravitationala

H = inaltimea tevii

t = temperatura vaporilor

tp = temperatura peretelui

Consider tp = 1420C

ρA = 2,8975 kg/m3

ηA = 0,0236 cP = 0,683 W/m2 grd

H(t-tp)cr = 1.38 . 10-5

H(t-tp) = 3(155-142) = 39 > H(t-tp)cr

Calculam α 2 cu formula pentru regim turbulent.

= 22140,62 W/m2 grd

Verificam tp ptopus

g = α 2 (tc-tp) =

[1] [2] [3]

Eegalam [2]=[3]

[1]=[3]

rezulta

tp = 141,8 0C ε<0.2%

pentru δp= 2 mm

λp= 46,5 W/m2 grd (pentru otel)

La calculul K trebuie sa tinem cont si de rezistentele din crustele depuse pe peretii tevilor si mantalei.

rc2= 0,013 m2 grd/W

rc1 = 0,00043 m2 grd/W

Kc = 417 W/m2 grd = 359 kcal/m2 h grd

Calculam aria necesara de transfer termic:

Anec =

Adisp =

Anec < Adisp deci preincalzitorul a fost bine ales.

c) Dimensionarea mecanica a preincalzitorului

Calculul racordurilor

R1 Aleg w = 1,54 m/s

Gv = w . A = w

dstas = 0,032 m.

wrec = 1,71 m/s.

R2 w = 1,54 m/s

d2 = 0,032 m

wrec = 1,71 m/s.

R3 w = 25 m/s

dstas = 0.032 m.

R4 w = 25 m/s

d2 = 0,032 m

Calculul grosimii virolei

Alegem materialul pentru virola si capace K47.

pc – presiunea de calcul.

pc=43.1 daN/cm2

– limita de curgere la temperatura de calcul

=2300 daN/cm2

– limita de rupere la 200C

= 4600 daN/cm2

– limita de curgere la 200C [daN/cm2]

Et – modulul de elasticitate la temperatura de calcul [daN/cm2]

sp – grosimea de proiectare

C1 – adaos pentru conditiile de exploatare

C2 – adaos pentru rotunjire

Cr – coeficient de siguranta la rupere

Cc – coeficient de siguranta la curgere

=min =min[1533,33 ; 1916,66]

σa = 1533,33 daN/cm2

cc = 1,5 cr = 2.4

z = 0.7

c1 = vcoroz . nr. ani = 0,01 . 10=0.1 mm

Grosimea capacelor spc=4 mm.

Inaltimea partii cilindrice a capacelor h = 25 mm.

Calculul imbinarilor cu flanșe stranse cu suruburi

Ad – aria sectiunii transversale a unui surub, determinata la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru cm2

Aef – aria totala efectiva a sectiunii transversale ale suruburilor la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru cm2

Anec – aria totala necesara a sectiunilor transversale ale suruburilor determinate la fundul filetului

Aq – aria totala a sectiunilor transversale ale suruburilor determinata la fundul filetului sau in zona cmd necesar in conditii de strangere a garniturii cm2

A0 = aria totala a sectiunilor transversale ale suruburilor determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru necesara in conditiile de exploatare cm2

ad = distanta radiala dintre cercul de asezare a suruburilor si cercul pe care este repartizata forta FD, cm

aG = distanta radiala dintre cercul de asezare a suruburilor si cercul pe care este asezata forta FG , cm

aT = distanta radiala dintre cercul de asezare a suruburilor si cercul pe care este asezata forta FT , cm

B = latimea efectiva a garniturii , cm

B0 = latimea de strangere a garniturii , cm

Bmin= valoarea minima a latimii de strangere , cm

b0 = latimea de referinta a garniturii , cm

b = latimea eficace de calcul a garniturii , cm

D = diametrul interior al flansei , cm

D1 = diametrul esterior al flansei , cm

D2 = diametrul cercului de asezare a suruburilor , cm

D3 = diametrul cercului pe care este repartizata reactiunea garniturii

Dec = diametrul de contact simultan exterior , cm

Dic = diametrul de contact simultan interior al garniturii , cm

d = diametrul de contact simultan nominal al suruburilor , cm

F = forta totala rezultata din aplicarea presiunii pe arie daN

FG = forta totala de compresiune aplicata pe zona eficacede calcul a suprafetei de etansare daN

Fq = forta totale necesara pentru realizareapresiunii de stingere a garniturii daN

= efortul unitar admisibil pt materialul suruburilor la t=200C si la cea de calcul daN/cm2

σN = efortul unitar normal in directiile radiale daN/cm2

σT = efortul unitar normal in directiile tangentiale daN/cm2

h = grosimea talerului flansei cm

k = raportul dintre diametrul inr. Si ext al flansei

K1, KL, K3, = factori de forma ai flansei

KF, KV, = factori de forma pt flanse de tip integral

Kf = factori de corectie a efortului unitar in directie axiala

KM = factori de corectie ai Mc

L = lungimea gatului flansei cm

Mc = valoarea de calcul a momentului de incovoiere daN/cm2

MO = moment de incovoiere total care apare ij conditiile de exploatare daN/cm

MS = moment de incovoiere rezultat din actiunea fortei Ps daN/cm

m = coeficientul specific garniturii

n = nr de suruburi

Ps = forta de calcul din suruburi daN/cm

Pc = presiunea de calcul pt flansa daN/cm2

q = presiunea de stingere specifica a garniturii

Sg = grosimea ganiturii cm

Sp0 = grosimea de proiectare a gatului flansei la capatul dinspre elementul de recipient cm;

ΔP1 = grosimea de proiectare a gatului flansei cm

Δo = grosimea peretelui cm

T, U, I, Z = factori de forma ai flansei

Alegem flansa plata pentru sudare cu canal si pana de tip integral

pc = 235 daN/cm2

T= 1550C

Material pentru flansa R37

Material pentru piulite OLC25

N/mm2 = 1850 daN/cm2

= 3600 daN/cm2

= 4200 daN/cm2

= 620 daN/cm2

c1 = 1.5

c2 = 2.4

daN/cm2

daN/cm2

Garnitura este confectionata din cauciuc termaleabil cu insertie tip 8

b0 > 0.63*10-2

b= 0.79=2.68 mm

D3= Dec-2b = 18.3-2*0.268=17.764

Dec= d1=18.3 cm

Fq= п D3 b q = 2318.23 daN

FG= 2 п D3 b m p c = 280961.34 daN

FD = D2 p c = 47249.553 daN

FF = D32 p c = 58242.4 daN

FT = F-FD= 10992.847 daN

D= d2 = 160 = 16 cm

Ariile sectiunilor suruburilor

Aq =

A0 = cm2

Anec = max [Ag , A0] = A0

Ad = п d2 / 4 = 12 cm2

Aef = n*Ad = 8*12= 96 cm2

Aef>Anec

cm

Bmin < B0

Valoarea momentului de incovoiere pentru conditiile de strangere

daN

aG = cm

Ms = aG*ps = 45348.6 daN cm

Valoarea momentului de incovoiere pentru conditiile de exploatare

aD=

aT=

M0 = aDFD+aGFG + aTFT = 595492.74 daN cm

Mc = = 372866.76 daN cm

Mc=M0

Factori de forma ai flansei

L0 =

L/L0 = 0.11

K= D1/D = 1.56

sp1 / sp0 = 3

U = 4.99 ; T = 1.69 ; Y = 4.54 ; Z= 2.4 ; KF = 0.68 ; kv = 0.07; Kf = 1

KM =

K1=

K3 =

fA = daN/cm2

fR = daN/cm2

fT = daN/cm2

Conditiile impuse eforturilor unitare sunt:

fA≤ 1.5

fR,fT ≤

≤

≤

Aceste conditii sunt verificate deci flansa aleasa corespunde din punct de vedere al rezistentei mecanice.

Calculul grosimii tevii

Se alege material OLT 35 k

= 441 MM/m2

= 254 MM/m2

= 245 MM/m2

ptv = 235 daN/cm2

daN/cm2

→ δ=0.18 cm 2mm

Calculul placii tubulare

h=0.5= 30 mm

Em = modulul de elasticitate = 20.8 daN/cm2

δm = grosimea peretelui =φmm

Et = modulul de elasticitate al tevii = 20.9 daN/cm2

Δt = diametrul teava 2l mm

C2 = 20.3

11.3 Predimensionarea celorlalte utilaje

Reactorul de sinteza

Reactorul are coeficientul de umplere 0.75

aleg cf. STAS δm V=8m2 cu Di =1500 mm

H = 4.5 m

Vascozitatea suspensie e mare deci aleg un agitator cu 9 brate pentru a avea o amestecare buna.

Q = kAΔtm

Δtm =

Δtm = 57.160C

Propunem k = 45w/m2

A=0.144 m2

Vasul de distilare

Qced= Qmec =Qtransf = k1* Δtm

propunem k=15 kcal/m2*h*grd (conditii nefavorabile pentru transfer termic)

se aleg 3 distilatoare Ad=18 m2

A=пΔtm pentru D= 1000 mm

L==5.73 m

Predimensionarea conductelor poz.213

Δtm=23.64 0C aleg k=100 kcal/m2*h*grd

A=

Predimensionarea condensatorului poz. 214

Q=C*G*Δt = 0.7*390(79-40) = 10647 kcal/h

Δtm=25.42 0C

k=100 kcal/m2*h*grd

=

5) Predimensionare condensator poz. 215

Q=Gc(t2-ta)=0.7*390(40.5)=9555 kcal/h

Δtm=13.9 0C