Instalatie Acetona (1) [629370]

1
CAPITOLUL I
TEMA DE PROIECTARE

Să se proiecteze o instalație pentru fabricarea ac etonei având o
capacitate de producție de 40000 t acetonă/an

2

CAPITOLUL II
MEMORIU TEHNIC

3
În cadrul acestui proiect s-a conceput o instalați e de obținere a
acetonei, acest produs având o importanță deosebită în diferite domenii
industriale. Tehnologiile de fabricare a acetonei l a scară industrială sunt
foarte puține, cele mai importante fiind procedeul cumen și
dehidrogenarea izopanolului. În urma analizei criti ce a celor două procedee,
am optat pentru procedeul cumen deoarece produsele secundare rezultate
iși pot găsi căi de valorificare profitabile.
În acest procedeu materia primă de plecare este ben zenul și propena
care prin alchilare formează cumen, iar acesta prin oxidare și apoi
descompunerea hidroperoxidului de cumen format, duc e la obținerea
acetonei și fenolului.
Pentru procedeul ales s-au studiat : cinetica și t ermodinamica
principalelor reacții ce au loc, pentru a stabili f actorii ce influențează
procesul și a găsi condițiile optime de lucru.
Faza de alchilare are loc într-un reactor izoterm c u catalizator în
strat(acid fosforic) la temperatura de 220șC și pre siunea de 40÷50at. Faza
de oxidare se desfășoară la temperatura de 110÷120ș C, presiunea de
5÷6at. Ca agent de oxidare se folosește aer comprim at. Hidroperoxidul
rezultat în această etapă se supune mai întâi unei operații de concentrare
într-o coloană de distilare operată la vid. În urma concentrării rezultă
hidroperoxid de concentrație 70÷80%. Faza de scinda re a hidroperoxidului
are loc în cataliză acidă folosindu-se drept catali zator acid sulfuric
concentrat în canțități mici. Produsul rezultat la scindare este supus
rectificării pentru separarea componeților.
Proiectarea s-a realizat cu ajutorul calculelor teh nice și
termodinamice precum și prin calcularea bilanțului termic și de materiale.
Din bilanțurile termice și de materiale am calculat și consumurile specifice
de materiale și utilități. În continuare s-a trecut la elemente de

4automatizare și control al procesului, la posibilit ățile de valorificare a
produselor secundare și la studiul de fezabilitate.
Proiectul s-a finalizat cu norme de tehnică a secu rității muncii și
bibliografia care a stat la baza acestuia.

CAPITOLUL III
TEHNOLOGIA FABRICAȚIEI

3.1. Proprietățile produsului și domenii de utiliza re

Acetona este un derivat carbonilic alifatic din cl asa cetonelor. Alte
denumiri pentru acetonă sunt : propanonă sau dimeti lcetonă

Caracteristici:

Denumirea uzuală : acetonă

Formula brută : C 3H6O

Formula moleculară :

Formula 3D CH3 C CH3
O

5

Proprietăți fizice

Este un lichid incolor, volatil, cu miros eteric, s olubil în apă, alcool,
eter.

6
Tabelul 3.1. Proprietăți fizice [ 1] pag. 12
Proprietăți fizice Valori
Masa moleculară [g/mol] 58.07914
Punct de topire [șC] -95
Punct de fierbere [șC] 58.5
Indice de refracție la 20 șC 1.345 ± 0.02
Tensiunea superficiala la 20șC [N/m] (18.8 ± 3.0)∙10 -3
Densitatea la 20șC [kg/m 3] 791
Refracția molară la 20șC [cm 3] 15.97± 0.3
Volum molar la 20șC [cm 3] 75.1 ± 3.0
Polarizabilitatea la 20șC [cm 3] 6.33 ± 0.5 ∙ 10 -24
Compoziție C(62,24%) H(10,41%) O(27,55%)
Viscozitate la 20șC [Pa∙s] 3.31 ∙ 10 -4
Căldura specifică la 20șC [kj/kg∙K] 2.160
Căldura de vaporizare [kj/kg] 552.552
Conductivitatea termică la 20șC
[W/m∙K] 0.169

Proprietăți chimice [6] pag. 660

7
Reactivitatea grupei carbonil este mai mare în ceto ne decât în
aldehide
Nucleul aromatic micșorează reactivitatea grupei ca rbonil. Reactivitatea
variază astfel în seria aldehidelor și cetonelor :

H2CO>CH 3CHO>C 6H5CHO
CH 3COCH 3>C 6H5COCH3>C6H5COC6H5

Tipuri de reacții specifice acetonei

1. Reacții de adiție la grupa carbonil
Hidrogenarea acetonei cu sodiu metalic sau amalgan de sodiu, în
soluție apoasă, sau alcoolică sau eterică conduce l a alcool izopropilic.
Hidrogenarea se poate efectua și în prezența platin ei, paladiului sau
nichelului.

CH3 C CH3
O+H2CH3 C H CH3
OH
acetona alcool izopropilic

8Apa oxigenată reaționează cu acetona dând produși d e adiție mai
stabili decât hidrații

Reacție lui Baeyer și Villiger(1899 ). Prin tratarea acetonei cu acid
monopersulfuric, acid peracetic, perbenzoic, sau ch iar cu apă oxigenată, se
obține acetat de metil:
acetona CH3 C CH3
OO[]CH3 C O
OCH3
acetat de metil
Cetonele reacționează cu alcooli formându-se cetali . Cetalii se obțin
și prin reacția cetonelor cu ester ortoformic sau e sterul acidului silicic în
cataliză acidă :
acetona CH3 C CH3
OC HO CH2CH3
O CH2 CH3
O CH2 CH3+CH3 C CH3
O O CH2 CH3 CH2CH3+ C HO
O CH2CH3
ester ortoformic cetal formiat de etil

Cetonele reacționează cu 1,2-glicolii, care formeaz ă cetalii ciclici, cu
cicluri fără tensiune :
R
RC
COH
OH
RR
+CH3
C O
CH3R
RC
CO
O
RR
CCH3
CH3+ OH2

Cu etanditiol se obțin, din cetone, ditiocetali. Ac ești sunt importanți
fiindcă hidrogenați cu Ni-Raney dau hidrocarbura sa turată
corespunzătoare :

9CH3
C O
CH3+CH2
CH2S H
S H- H 2OCH3
CS
CH3SCH2
CH2H2CH3
CH2
CH3
Acidul cianhidric reacționează în cataliză bazică c u acetona(reacție de
adiție) cu formarea unei cianhidrine. Reacția este reversibilă :

CH3
C O
CH3+HCN CH3
COH
CH3C N

Bisulfitul de sodiu, în soluție apoasă concentrată, reacționează cu
acetona formând produși de adiție frumos cristaliza ți, „combinații
bisulfitice “:

Substanțele acestea sunt sărurile unor acizi sulfon ici, cu o grupă HO
în poziția α. Din cauza acestei grupe, acizii liber ii respectivi nu sunt stabili, ci
se descompun în aldehidă sau cetonă, bioxid de sul f și apă.
Pentaclorura de fosfor reacționează energic cu acet ona înlocuind
atomul de oxigen carbonilic prin doi atomi de clor. Intermediar se formează
un produs de adiție, care se descompune termic:

CH3
C O
CH3+ PCl 5CH3
CO
CH3PCl 4
Cl CH3
CCl
CH3Cl +POCl 3

2. Reacții de condensare CH3
COH
CH3SO 3Na CH3
C O
CH3+HSO 3Na

10 Condensările aldehidelor și cetonelor sunt catali zate de acizi și de
baze. După natura substanțelor care reacționează se utilizează baze
puternice, ca hidroxizii alcalini, sau mai slabe: c arbonați, bicarbonați,
amine. La fel și tăria acizilor variază după caz. S e lucrează fără dizolvanți
organici. În alcool se utilizează ca agent de conde nsare uneori metoxidul
sau etoxidul de sodiu. Câte o dată dau rezultate bu ne unele halogenuri
metalice (ZnCl 2, AlCl 3, CaCl 2), cu caracter acid sau formând complecși.
Condensările aldehidelor cu cetone sunt reversibile . În multe cazuri,
echilibrul se deplasează înspre produsul de conden sare și reversibilitatea
nu poate fi pusă în evidență; în alte cazuri, inver siunea reacției este însă
ușor de observat.
Acetona reacționează cu acetaldehida formând etili denacetonă iar cu
benzaldehida dă benzillidenacetonă(benzalacetonă), care poate reacționa
cu o nouă moleculă de benzaldehidă, spre a da diben zilidenacetonă:

CH3
C O
CH3+CH3 CH O CH3 CH
OHCH2C
OCH3-H 2OCH3 CH CH C
OCH3
+CH3
C O
CH3-H 2O
CHCHC C HCHCH
CH O
CHCHC C HCHCH
CH CH C
OCH3

CHCHC C HCHCH
CH O 2 +CH3
C O
CH3CHCHC C HCHCH
CH CH C
OCH CHCHCH
C CH
CHCH-2H2O
Cu catalizatori bazici (NaOH, sau Ca(OH) 2), la rece, acetonă dă un
produs de condensare de tip aldolic ( un cetol), di acetonalcoolul:

11 CH3
C O
CH3+CH3
C O
CH3CH3
COH
CH3CH2C
OCH3

Prin încălzirea diacetonalcoolului cu mici cantităț i dintr-un acid, el
pierde o moleculă de apă și trece în oxidul de mesi til. Oxidul de mesitil se
obține și direct, prin saturarea acetonei cu acid c lorhidric gazos. În acest caz
se mai formează și foronă , rezultată din condensarea oxidului de mesitil cu
o nouă moleculă de acetonă.
CH3
C CH
CH3C
OCH CCH3
CH3
Oxid de mesitil CH3
C CH
CH3C
OCH3
Forona
Vinilacetilena se condensează ușor cu acetona, în s oluție eterică în
prezență de KOH:

CH3
C O
CH3+C H C CH CH2CH3
COH
CH3C C CH CH2
Carbinolii astfel obținuți, dau prin tratare cu anh idrida acetică și o
urmă de acid sulfuric dienine , în timp ce catalizatorul mercuric de hidratare
a triplei legături îi transformă în dieno-cetone:

12 CH3
COH
CH3C C CH CH2H+
-H 2OCH2 CCH3
C C CH CH2
CH2 CCH3
C C CH CH2Hg 2+
CH3 CCH3
CH CO
CH CH2Dienina
Dieno-cetona
Hidroxilamina se condensează ușor cu acetona formân d o cetoximă:

CH3
C O
CH3+NH2 OHCH3
C N
CH3OH+OH2

Hidrazina se condensează ușor și dă, cu o moleculă de acetonă o
hidrazonă, iar cu 2 molecule o azină. În acest caz produșii de reacție se
numesc cetazine :
CH3
C O
CH3+NH2 NH2CH3
C N
CH3NH2+OH2
CH3
C N
CH3NH2+CH3
C O
CH3CH3
C N
CH3N CCH3
CH3+OH2Hidrazona
Azina

Cetazinele se formează mai greu decât aldazinele, d e aceea
condensarea cetonelor cu hidrazină se oprește, de m ulte ori, la stadiul
hidrazonei.
Prin piroliza acetonei rezultă cetena. R eacția se realizează, în
laborator, cu ajutorul unui reactor a cărui piesă e sențială este o spirală de
sârmă incandescentă cufundată în vapori de acetonă. Industrial cetena se

13 obține trecând vaporii de acetonă, prin tuburi de o țeluri aliate speciale, la
700șC.
CH3
C O
CH3CH2 C O +CH4

Domenii de utilizare
Acetona este utilizată :

ca dizolvant, de exemplu în cilindri de oțel pentru acetilenă
comprimată;

pentru mătase și lacuri de acetat de celuloză;

pentru lacuri și filme de nitroceluloză;

pentru fabricarea uleiurilor de uns de calitate;

servește ca materie primă pentru fabricarea diaceto nalcoolui și a
oxidului de mesitil (dizolvant), a cetenei, a metac rilatului de metil
(monomerul sticlei plexi), a cloroformului;

solventul ideal pentru îndepărtarea lacului de ungh ii, deoarece este
un solvent excelent pentru nitroceluloză, se usucă repede și are un
preț de cost scăzut. Prezintă, însă, dezavantajul c ă degresează
unghiile, efect ce este micșorat de prezență apei;

intermediar în multe sinteze organice.

3.2. Variante tehnologice [ 9] pag.112

Acetona se poate fabrica după următoarele metode:

14
oxidarea cumenului și scindarea hidroperoxidului de cumen la
acetonă și fenol;

oxidarea directă a unui amestec de propan și butan conducând la o
mare varietate de produse de oxidare, între care și acetonă;

oxidarea directă a propenei cu aer în prezența unui complex de
coordinație;

dehidrogenarea izopropanolului;

adiția apei la acetilenă;

distilarea uscată a lemnului;

distilarea uscată a acetatului de calciu, și anume a produsului brut (
calce cenușie ) obținut prin neutralizarea oțetulu i de lemn de la
distilarea lemnului;

prin descompunerea catalitică a acidului acetic cu diverși catalizatori
(carbonat de calciu, oxid de aluminiu, toriu, urani u, zinc, fer sau
mangan);

fermentarea zaharurilor provenite din cereale sau a melasei,

Caracteristicile tehnologiilor de obținere a aceton ei

1. Oxidarea fenolului și scindarea hidroperoxidului de cumen la fenol și
acetonă [ 3] pag. 119
Prima realizare industrială a acestui procedeu date ază din anul 1953,
avantajele sale tehnologice și economice au determi nat o puternică
extindere a sa, ajungându-se în prezent ca peste 95 % din acetonă să se
obțină pe această cale. Bineînteles că s-au dezvolt at mai multe tehnologii
bazate pe acest procedeu, toate având la bază trei faze principale:

15
obținerea izopropilbenzenului(cumen):
+ CH3 CH CH2CHCH3
CH3
H3PO 4

oxidarea cumenului la hidroperoxid:

CHCH3
CH3
+O2CCH3
CH3O
OH

scindarea hidroperoxidului la fenol și acetonă:

Alchilarea benzenului la cumen poate fi realizată practic în prezența
următorilor catalizatori: BF 3, BF 3+HF, AlCl 3 +TiCl 4, AlCl 3+H 3PO 4, silicat de
aluminiu, oxizi metalici (Zn, Ti, Co,), zeoliți etc . Cei mai activi sunt BF 3,
H3PO 4, și AlCl 3. Reacția poate fi realizată chiar și în absența ca talizatorilor la
350-500șC, 700atm, într-o țeavă de cupru.
Oxidarea izopropilbenzenului se realizează în scopu l obținerii
hidroperoxidului de cumen, care prin scindare condu ce la fenol și acetonă.
Procedeul din cumen pentru obținerea acetonei dețin e peste 70% din
producția mondială a acestui produs. CCH3
CH3O
OH
H+OH
+ CH3 C CH3
O

16 Oxidarea izopropilbenzenului se realizează cu ae r folosindu-se drept
catalizatori hidroperoxid de sodiu. Pentru a reduce perioada de inducție se
adaugă mici cantități de hidroperoxid sau alți cata lizatori ca rezinați de
mangan și cobalt, săruri de fier și nichel, formiat de sodiu, carbonat de
calciu. Reacția se poate conduce în emulsie apoasă sau în absența acesteia.
Când se lucrează în emulsie, procesul are loc la un pH=8,5÷10,5 în prezență
de emulgator(alchilsulfonați de sodiu). Oxidarea se realizează la 110-120șC,
4-5atm, în reactor, tip coloană cu talere și cu sis tem de preluare a căldurii
pentru fiecare taler.
Oxidarea este condusă până la o acumulare de hidr operoxid de cumen
în fază lichidă de 20-25%, după care amestecul de r eacție se fracționează la
un vacuum de 30mmHg și o temperatură de 85-92șC.
Izopropilbenzenul netrasformat se recirculă la ox idare. Hidroperoxidul
de cumen se supune descompunerii în prezența acidul ui sulfuric (conc).
Temperatura în reactorul de descompunere se menține între 40 și 60șC prin
recircularea amestecului de reacție print-un răcit or exterior.
Amestecul de reacție se supune apoi unui proces de fracționare,
separându-se acetonă, fenolul. Rezultă de asemenea rezidii(gudron)

Avantaje:

materii prime ușor de procurat;

produsele secundare rezultate au multe aplicații in dustriale;

costuri de fabricații mici în comparație cu profit ul obținut

randamente mari în produsele principale;

automatizarea procesului.
Dezavantaje:

condițiile de exploatare sunt severe;

17
2. Oxidarea directă a unui amestec de propan și butan conducând la o
mare varietate de produse de oxidare, între care și acetonă [9] pag.149
Fracția C 3-C4 se amestecă cu oxigen și apoi se preîncălzește pân ă la o
temperatură de 350-370șC și apoi se trimite în reac torul de oxidare.
Datorită faptului că reacțiile de oxidare sunt pute rnic exoterme,
temperatura în reactor urcă la 430-450șC. În urma p rocesului de oxidare
rezultă un amestec de reacție ce conține: alcooli p rimari (metanol, etanol,
propanol, butanol), alcooli secundari (izopropanol, izobutanol), aldehide
(formaldehidă, acetaldehidă, aldehidă propionică), cetone (acetonă,
metiletilcetonă), C 3-C4 nereacționați, CO, CO 2, CH 4 C2H6,C 2H4 (ca urmare a
reacțiilor de cracare). Separarea componentelor se realizează prin absorbția
într-o soluție de aldehidă formică și de asemenea î n apă. În prima coloană
de absorbție (spălare cu o soluție de 4% aldehidă f ormică ) se reține în
principal aldehidă formică, iar în a doua coloană ( spălare cu apă) se rețin
ceilalți componenți volatili. Excesul de hidrocarbu ri se poate recircula direct
în instalație, sau pentru evitarea acumulării de ga ze inerte (CO, CO 2), se
supune în prealabil unui proces de separare, fie pr in absorbție într-un ulei
sau prin adsorbție pe cărbune activ.
Dintr-un kg de hidrocarburi C 3-C4 rezultă: 200-300g CH 2O, 200-300g
CH 3CHO, 150-220g CH 3OH, 30-60g CH 3COCH 3, 200-250g amestec de
solvenți.
La baza primei coloanei rezultă o soluție de aldeh idă formică de 15-
25%. Aceasta mai conține acetaldehidă, produși vola tili, acizi
Purificarea soluție se realizează prin distilare ( separă aldehida
acetică), prin extracție cu solvenți (separă impur itățile organice) și prin
tratare cu rășini schimbătoare de ioni.
Se obține o soluție de 35-40% aldehidă formică. Am estecul de
componenți ușor volatili care se separă în a doua coloană se prelucrează

18 prin rectificare, distilare azeotropă, hidrogenare. Pentru separarea
metanolului se realizează o distilare azeotropă fol osind heptan.
Când nu se urmărește separarea cetonelor și a alde hidelor superioare
acestea sunt hidrogenate la alcooli primari și secu ndari în prezență de Ni,
catalizator, la 150șC și 27-54 at, în exces de hidr ogen.(figura 3.1.)

Fig . 3.1. Fluxul tehnologic al oxidării unui amest ec de propan și butan.
1-vas de amestecare; 2-preîncălzitor; 3-reactor de oxidare; 4-răcitor; 5-
coloană de absorție aldehidă formică; 6,8,10-pompe; 7-coloană de
absorbție compuși volatili; 10-coloană de desorbție .
I-fracția C 3-C4; II- oxigen tehnic 95% III-apă; IV- compuși volati li;
V- soluție aldehidă formică.
Avantaje:

se obțin alcooli primari și secundari inferiori.
Dezavantaje:

cantități mici de acetonă;

temperaturi de lucru ridicate;

necesită un control bun al temperaturii.

19 3. Oxidarea directă a propenei cu aer în prezența u nui complex de
coordinație [ 9] pag 163
Propilena se oxidează în fază gazoasă în prezență d e catalizatori, în
ideea obținerii acroleinei sau a acidului acrilic. Pentru obținerea acroleinei,
oxidarea propenei se conduce la 350-370șC, 10 atm, în prezența oxidului
cupros depus pe suport. Ca agent de oxidare se util izează oxigen, diluat cu
abur. Se lucrează la un timp de contact cuprins înt re 0,1 și 2 secunde,
obțînându-se un randament de 65-85%. Amestecul iniț ial cu care se
alimentează reactorul are compoziția: 2,64% C 3H6; 7,9% O 2; 68,5% H 2O
(procente volumetrice).
În timpul oxidării au loc șî reacții secundare pri n care se formează
CO 2, CO, acetaldehidă, acetonă, aldehidă propionică.
Separarea în stare pură a acroleinei din aceste am estecuri este
dificilă și de aceea amestecul de reacție se supune de regulă oxidării în
continuare pentru obținerea acidului acrilic.
În cazul în care oxidarea propenei are ca scop dir ect obțînerea
acidului acrilic, procesul se poate realiza într-un singur reactor la 400-500șC
în prezență de oxizi de molibden, dar randamentele sunt mici. Din aceste
considerente acidul acrilic se obține prin oxidarea propenei în două trepte,
în prima treaptă rezultă acroleină care apoi se oxi dează mai departe. Se
lucrează cu reactoare multitubulare cu catalizator în strat fix, compoziția
catalizatorului diferă pentru cele 2 trepte, dar am bii sunt pe bază de
molibden.

Avantaje:

se formează acidul acrilic intermediar la fabricare a sticlei plexi.
Dezavantaje:

20
cantități mici de acetonă;

temperatură și presiune de lucru ridicate;

reacție foarte exotermă.

4. Obținerea acetonei prin dehidrogenarea izopropan olului [ 9] pag.101
Acetona se poate obține prin dehidrogenarea izoprop anoloului:
CH3 CH CH3
OHCH3 C CH3
O+ H2

Și acest procedeu este în declin deoarece actualmen te cea mai mare
parte (peste 70%) din acetonă rezultă ca produs sec undar la fabricarea
fenolului prin oxidarea cumenului.
Procesul de dehidrogenare se realizează la 325-400 șC în prezentă de
catalizator. În calitate de catalizatori se utilize ază : zinc, cupru, compuși ai
cuprului și cromului. În prezență cuprului redus gr adul de trasformare este
de aproximativ 96%.(figura 3.2.)

Fig. 3.2. Schema de flux tehnologic pentru fabricar ea acetonei prin
dehidrogenarea alcoolului izopropilic
1-cuptor; 2-reactor; 3-coloană spălare; 4-coloană f racționare.

21

Avantaje:

rezultă cantitați mari de acetonă, acetona fiind pr odusul principal;

randament mare de transformare.
Dezavantaje:

materie primă este scumpă;

condiții de exploatare severe.

5. Fabricarea acetonei prin adiția apei la acetilen ă [9] pag.112
Fabricarea acetonei din acetilenă se bazează pe rea cția:

Această reacție are loc în prezența catalizatorilor pe bază de oxid de
fier sau oxid de zinc. Acest procedeu a fost abando nat din cauza prețului de
cost al acetilenei.

Avantaje:

rezultă acetonă pură.
Dezavantaje: C H CH +3H2O CH3 C CH3
O+CO 2+ OH22

22
materia primă este scumpă

6. Distilarea uscată a lemnului
Prin distilarea uscată a lemnului rezultă o fază li chidă(gudron de
distilare) și o fază gazoasă( gaze ușoare). Princip alul produs al distilării
lemnului este metanolul care se mai numește și spir t de lemn. Alături de
metanol se mai găsesc și cantități mici de acetonă. La distilarea uscată
lemnului rezultă și oțet de lemn care prin neutrali zare cu hidroxidul de
calciu se obține acetatul de calciu. Prin descomp unerea acetatului de
calciu se obține acetonă.

3.3. Alegerea variantei optime

Dintre tehnologiile prezentate mai sus prezintă in teres fabricarea
acetonei prin procedeul cumen și prin dehidrogenare a izopropanolui. Unele
din metodele de preparare prezentate nu sunt aplica te la scară industrială
ci doar în laborator(distilarea uscată a acetatului de calciu, și anume a
produsului brut ( calce cenușie ) obținut prin neu tralizarea oțetului de lemn
de la distilarea lemnului, descompunerea catalitică a acidului acetic cu
diverși catalizatori (carbonat de calciu, oxid de a luminiu, toriu, uraniu, zinc,
fer sau mangan)). În unele tehnologii acetona este doar produs secundar și
se găsește și în cantități foarte mici(oxidarea dir ectă a unui amestec de
propan și butan conducând la o mare varietate de pr oduse de oxidare, între
care și acetonă, distilarea uscată a lemnului, ferm entarea zaharurilor
provenite din cereale sau a melasei,)
Dintre cele două procedee care prezintă interes mai avantajos este
procedeul cumen. Ceea ce face procedeul cumen mai b un este valorificarea
produselor secundare. În acest procedeu produsul pr incipal este fenolul iar

23 acetona este produsul secundar, dar aceasta rezultă într-o cantitate foarte
mare. În acest procedeu costurile de fabricație sun t mici și profitul este
foarte mare.
Din punct de vedere tehnologic această tehnologie o feră
posibilitatea de perfecționare și modernizare în vi itor și nu este poluantă

Tabelul 3.2. Produsele secundare rezultate la obțin erea fenolului
prin procedeul cumen [ 3] pag 123
Denumirea produsului Cantitatea [kg/t fenol) Domeni i de utilizare
Acetonă 600 Solvent, metacrilat de
metil, sinteze chimice
α-Metilstiren
100 Elastomeri, cumen
Diizopropilbenzen 70 Acid tereftalic
Acetofenonă 30 Ind. fitofarmaceutică
Cumil fenoli 12 Sinteze fine
Oxid de mesitil 5 Sinteze fine

În celălalt procedeu costurile de fabricație sunt m ai mici decât în
cazul obținerii acetonei prin procedeul cumen dar profitul nu este mare
deoarece se obține numai acetonă pură.

24
3.4. Descrierea procesului tehnologic adoptat [ 5] pag.108

Fazele principale de obținere simultană a fenolulu i și acetonei sunt
următoarele:
1. Obținerea cumenului prin alchilarea benzenului c u propenă.

Materia primă, benzenul și fracția propan-propilenă în raport molar
8:1 se amestecă în vasul de amestecare (1) (se aleg e aceste raport pentru a
limita formarea polialchilbenzenilor), după care cu ajutorul pompe (2) este
trecut prin preîncălzitorul (7) unde se încălzește la temperatura de 220șC și
apoi este adus pe la partea superioară a coloanei de alchilare care are
catalizatorul, acid ortofosforic depus pe kiselgur așezat în straturi.
Pentru reglarea temperaturii se introduce propan r ecirculat în câteva
puncte, pe înălțimea reactorului. Pentru menținerea activității în curentul
de propan se introduce apă. Pentru diluarea amestec ului de reacție se
introduce o parte din propanul separat. Durata de e xploatare a
catalizatorului este de cca 3 ani. Efluentul cu aj utorul pompei (5) este
trecut mai întâi printr-un recuperator de căldura (6) care preîncălzește
amestecul de reacție, după care merge la coloanele de separare. În coloana + CH3 CH CH2CHCH3
CH3
H3PO 4

25 (8) se separă propanul . O parte din acesta serveșt e pentru reglarea
temperaturii în reactorul de alchilare și o parte s e recuperează în rezervorul
(13) iar o parte se introduce pentru diluarea amest ecului de reacție.
Amestecul de la baza coloanei (8) este transportat cu pompa (9) către
coloana (14) unde se separă benzenul nereacționat. Acesta se recirculă în
vasul de amestecare împreună cu benzenul proaspăt a limentat din
rezervorul (18). Amestecul de la baza coloanei (14) este transportat cu
pompa (15) în coloana (19) unde se separă izopropil benzenul de
polialchilbenzenii formați. Polialchilbenzenii sunt colectați în rezervorul (21)
iar cumenul este colectat în rezervorul (24).
Cu ajutorul pompei (25) cumenul este trecut la rea ctorul de oxidare
(26).

26
Fig .3.3. Fluxul tehnologic al obținerii fenolului și acetonei
1-vas de amestecare(benzen- fracție C3); 2, 3, 5, 9 , 12, 15, 19, 25, 36, 40, 44, 48, 51,-pompe centrif uge; 4-alchilator; 6-preîncălzitor; 7, 10, 16, 22,
27,28, 30, 37,42,46,52, 56- schimbătoare de căldură ; 8-depropanizator; 11, 17, 23, 38, 47, 53, 57-vase tampon; 13-rezervor propan separat; 14-
coloană de rectificare pentru separarea benzenului; 18-rezervor benzen prospăt; 20-coloană de rectific are;21-rezervor polialchilbenzeni; 24-
rezervor cumen; 26-reactor de oxidare; 29, 31-sepa rator gaz-lichid; 32-rezervor apa; 33-vas de spalar e; 34-rezervor apa de spălare; 35-coloană

27 de rectificare; 39-decantor; 41- -reactor de descom punere a hidroperoxidului de cumen; 43-vas de neutralizare, 45, 50, 55, coloane de
rectificare pentru separarea amestecului rezultat l a descompunere; 49-rezervor acetonă; 54-rezervor fe nol

28 2. Oxidarea cumenului la hidroperoxid de cumen

CHCH3
CH3
+O2CCH3
CH3O
OH

Oxidarea se poate face în soluție apoasă când în ca litate de
catalizatori se folosesc mici cantități de sare de sodiu a hidroperoxidului de
cumen la care se adaugă rezinat de calciu și cobalt , săruri feroase, NiCO 3,
Na 2CO 3 și se asigură un pH alcalin care poate fi cuprins între 8,5÷10,5.
Oxidare se poate face și în emulsie când se utilize ză drept catalizatori
mersolați alcalini pentru pH alcalin. Reglarea temp eraturii este greu
realizată. Temperatura în reactor trebuie să fie cu prinsă între 110÷120șC
Orice creștere a temperaturii generează explozii. A gentul termic folosit
pentru reglarea temperaturii este apa. Reactorul de oxidare este tip
coloană cu talere perforate în care cei doi reactan ți circulă în contracurent.
Prin intermediul unui ventilator este adus aerul co mprimat pe la baza
coloanei iar pe la partea superioară este adus cume n proaspăt și recirculat.
Pe fiecare taler prin intermediul unei serpentine c irculă apa de răcire. Pe
fiecare taler are loc o dispersare a aerului în faz a lichidă. La intrarea în
reactor cumenul este încălzit până la temperatura de 100șC în
preîncălzitorul (27). Reacția de oxidare este o rea cție exotermă cu degajare
de căldură. La vârful reactorului se elimină efluen tul format din cumen(n),
hidroperoxid de cumen, cumen recirculat, oxigen, az ot, monoxid de carbon,
dioxid de carbon și alte produse de reacție secunda re în cantități mici.
Pentru accelerarea reacției de oxidare s-a propus u n număr mare da
catalizatori:

29 1. Săruri de metale grele, ( naftenațî și rezinați de cobalt, mangan,
plumb, în concentrație de 0,25÷0,5%;
2. Formiat de sodiu;
3. Carbonat de sodiu;
4. Amine terțiare, acid etilen diaminotetraacetic 1%.
Amestecul de la vârful coloanei se trece la separar ea cumenului
nereac ționat. Acesta se r ăce ște mai întâi în r ăcitorul (28) cu ap ă. Prin r ăcire
rezult ă o faz ă lichid ă și o faz ă gazoas ă care se separ ă în separatorul (29). Din
faza lichid ă se recircul ă o parte din cumen nereac ționat care antreneaz ă și o
parte din hidroperoxid. Faza lichid ă care con ține o cantitate mare de
hidroperoxid se trimite la sp ălare în vasul(33). Amestecul gazos care
antreneaz ă și o parte din cumen se r ăce ște cu sol ă în r ăcitorul (9) când
rezult ă iar o faz ă lichid ă și o faz ă gazoas ă. Faza lichid ă format ă numai din
cumen se recircul ă la oxidare. Amestecul format din hidroperoxid de c umen
și cumen(n) și alte produse( α-metilstiren) dup ă ce se spal ă este trecut la o
coloan ă de rectificare operat ă la vid. Concentra ția hidroperoxidului de
cumen dup ă oxidare este de obicei cuprins ă între 18 și 30%. Se lucreaz ă la
80-90șC în coloan ă și la un vid de 30 mmHg. La vârful coloanei se separ ă
cumen(n) iar la baza coloanei se separ ă HPC. Separarea prin distilare sub vid
a hidroperoxidului trebuie s ă fie condus ă, încât s ă nu se ajung ă la
temperatura de descompunere a hidroperoxidului.
Concetra ția hidroperoxidului la ie șirea din coloana de rectificare este de
75÷85%. Cumen separat la vârful coloanei se recircu l ă la oxidare iar HPC
concentrat împreun ă cu alte produse secundare se trimite la faza de sc indare
care are loc în reactorul(41).

3. Scindarea hidroperoxidului de cumen la acetonă ș i fenol

CCH3
CH3O
OH
H+OH
+ CH3 C CH3
O

30

Scindarea are loc în fază omogenă folosindu-se drep t catalizator în
cantități mici(0,2÷ 1%) acid sulfuric concentrat. T emperatura de reacție este
de 50÷55șC iar timpul spațial este de 30 min. Reac ția este foarte exotermă.
Îndepărtarea căldurii de reacție se face prin recir cularea produsului printr-
un răcitor extern (42). Recircularea masei de reacț ie are și avantajul că
impiedică formarea de 2 faze, realizând asfel un co ntact intim între
catalizator și hidroperoxid. Acidul sulfuric catali zează și reacția de formare a
oxidului de mesitil. De aceea concentrația acidului sulfuric în masa de
reacție trebuie menținută la un nivel constant, cât mai scăzut, care să
asigure însă scindarea completă a hidroperoxidului.
Produsul scindat este răcit și separat în două faze . După îndepărtarea
fazei apoase acide se neutralizează cu soluție de h idroxid de sodiu 2%. În
unele procedee neutralizarea se realizează cu mase schimbătoare de ioni
bazice. Neutralizarea are loc în vasul (43).
Hidrolizatul neutru este separat într-o coloană de distilare în 2 fracții.
Fracția de vârf conține cea mai mare parte din acet onă, iar fracția din baza
coloanei conține fenolul brut. Fenolul brut se trim ite la faza de purificare în
coloana (50). La vârful coloanei se separă fenol ia r la baza se separă cumen
brut. Cumenul brut este trimis la purificare în col oana (55) după care se
recirculă la faza de oxidare.

Schema pe faze principale

31

32

3.4.1. Caracteristicile materiilor prime și auxilia re pentru procedeul
cumen. Indici de calitate.
Materiile prime pentru procedeul cumen sunt benzenu l, propenă și
aerul. Benzenul și propena se folosesc în faza de o bținere
izopropilbenzenului iar aerul se folosește în faza de oxidare a cumenului. În
această tehnologie ca materiale auxiliare se folose sc: acid sulfuric,
catalizator utilizat în etapa de scindare a hidrop eroxidului de cumen și
acidul ortofosforic, catalizator utilizat în etapa de alchilare a benzenului.

Benzenul Hidrocarbură aromatică mononucleară, masa
moleculară 78,05, punct de topire 5,48șC, punct de fierbere 80,08șC. Se
găsește în petrolurile aromatice (asfaltoase ), de unde se șî extrage.
Mari cantități de benzen se obțin prin distilarea uscată a cărbunilor
sau prin aromatizare. A fost obținut sintetic din a cetilenă, metodă având
doar importanță științifică [1] pag. 96:

C H CHCH
CHCH
CHC H
C H3temp

33
Metode de obținere [ 10 ] pag. 327
1. Separarea benzenului din gudroanele de cocs
Prin distilarea uleiului ușor se recuperează în primele fracțiuni
benzenul brut. Pentru a ajunge la un benzen pur, ap t pentru a fi utilizat ca
materie primă în industria de sinteză organică, ben zenul brut este supus
unor operațiuni de distilare, fracționare și rafina re. Mai întâi benzenul brut
care este împurificat cu aromate superioare, naftal ină baze piridinice, fenoli
tiofeni etc. este supus unei distilări simple când se obțin fracțiunile:

5. Capul de distilare, se folosește ca benzină usoară;
6. Fracțiunea I, interval de distilare 80-105șC;
7. Fracțiunea II, intrevalul 105-200șC;
8. Reziduu.

Prima și a doua fracțiune se rafinează cu H 2SO 4, pentru îndepărtarea
olefinelor și bazelor piridinice apoi cu NaOH pentr u îndepărtarea fenolilor.
Benzenul rafinat se spală cu apă, se decantează și apoi se fracționează.
Dacă este nevoie fracțiunile pot fi dinou rafinate. Rectificarea se face într-
un sistem de trei coloane (figura 3.4.)

34

Fig. 3.4. Fracționarea benzenului brut

2. Separarea benzenului din fracții petroliere [ 10] pag. 343 .

Adsorbția
Această metodă se bazează pe proprietatea hidrocarb urilor
aroamtice de a fi adsorbite de anumite solide (sili cagel) alumină site
moleculare. În principiu, procedeul comportă următo arele faze:

Adsorbția propriu-zisă a hidrocarburilor aromatice;

Desorbția (printr-un eluent, prin căldură sau ambel e);

Separarea de eluent(dacă este cazul).
Obișnuit în coloana de absorbție se introduce, înt re benzină și
desorbant, un lichid tampon format din hidrocarburi (butani sau amestec de
pentani) cu o cifră de adsorbție inferioară aceleia a hidrocarburilor
aromatice adsorbite.
Pentru a evita dezactivarea adsorbantului materia primă (benzină,
petrol lampant) cât și eluentul sunt supuse în prea labil unei operații de
uscare. Temperatura de adsorbție este de 30-40șC ia r presiunea, când se
lucrează cu butan ca lichid tampon, de 6 atm (figur a 3.5.).

35

Fig. 3.5. Schema de principiu a unei instalatii pen tru separarea
hidrocarburilor aromatice prin adsorbție
1- vas de uscare; 2-coloană de adsorbție; 3,4,5-col oane de
fracționare

36 Distilarea extractivă [10] pag. 347
Distilarea extractivă pentru separarea hidrocarbur ilor aromatice din
benzine constă în distilarea unui amestec de hidroc arburi nearomatice cu o
singură hidrocarbură aromatică, într-o coloană cu t alere. Agentul de
extracție se introduce pe la vârful coloanei, dizol vă hidrocarbura aromatică
și o antrenează către blaz, lăsând să distile numai hidrocarburile
nearomatice care, la rândul lor, antrenează mici ca ntități de solvent. După
condensare și răcire, hidrocarburile nearomatice su nt spălate și evacuate,
iar amestecul de dizolvant și hidrocarbură aromatic ă dizolvată este supus
distilării pentru purificarea hidrocarburii aromati ce și pentru recuperarea
dizolvantului, care este readus în circuit.
Principalii agenți utilizați sunt: anilină, furfuro l, nitrobenzenul, fenolul
utilizat de Shell și mai recent N-metilpirolidona(L urgi) și morfolină (procedul
Morphylane) (figura 3.6.)

37

Fig. 3.6. Schema de flux a separării aromaticelor p rin distilare extractivă
cu N-metilpirolidonă, procedeu DISIPATEX (Lurgi).

Principalele caracteristici ale dizolvanților sunt:

să aibă o putere de solvatare ridicată;

să prezinte selectivitate ridicată, astfel ca să se obțină un produs de
înaltă puritate;

să prezinte o densitate cât se poate mai diferită d e cea a materiei
prime; productivitatea extractorului crește cu dife rența de densitate
dintre faze;

să aibă o viscozitate cât mai scăzută; productivita tea extractorului se
diminuează cu creșterea vâscozității.

punctul de firbere al solventului să fie net diferi t de cele ale
hidrocarburii aromatice;

38
să prezinte o stabilitate termică bună;

să nu fie toxic, lipsit de acțiune corozivă.

să se prezinte sub formă lichidă în condițiile de d epozitare și să aibă
un preț scăzut.

Hidrodezalchilarea [10] pag. 356
Obținerea benzenului prin hidrodezalchilare se baze ază pe
dezalchilarea metilbenzenilor sub acțiunea hidrogen ului când grupele alchil
fixate la nucleu sunt eliminate sub formă de metan.

Ca reacții secundare se pot nota:

CH
CHCH
CHC H
C H+3H2CH2
CH2CH2
CH2CH2
CH2
CH2
CH2CH2
CH2CH2
CH2+6H26CH 4
n-C 6H14 +5H26CH 4
CH4 C+H2CH
CHC
CHC H
C HCH3
+H2CH
CHCH
CHC H
C H+ CH4

39

Hidrogenul necesar procesului poate proveni de la e lectroliză, gaz de
sinteză, gaz de furnal. În prealabil este tratat pe ntru eliminarea oxizilor de
carbon și a impurităților de sulf. Recircularea hid rogenului depinde de
puritatea sa. Pentru a evita pierdere mare de hidro gen la purjă se face o
separare de metan prin criogenie.
Domeniul condițiilor de lucru în care sunt operate reactoarele de
dezalchilare (termică sau catalitică) este cuprins în următoarele limite
Temperatura: peste 540șC
Presiunea: 20÷70 at
Conversia : 60÷90%(la o trecere)
Hidrogen/materie primă: 3/1-10/1
Pentru producerea benzenului poate fi folosită teor etic, orice
hidrocarbură alchil-benzenică; materia uzuală este toluenul.(figura. 3.7.)

40

Fig. 3.7. Schema de principiu a unei instalații de hidrodezalchilare
1-cuptor; 2-reactor; 3-separator de înaltă presiune ; 4-coloană de tratare; 5-
coloana de stabilizare; 6-coloană de separare a ben zenului

Indici de calitate a benzenului conform Standardulu i international ISO
5271-1979

Tabel 3.3. Caracteristici impuse
Caracteristici Specificații
Claritate Limpede și fără impurități în
suspensie

41 Culoare Mai puțin închisă decât a soluției
martor colorate cu 20 unități
Densitate la 20șC Cuprinsă între 0,878 și 0,881 g/m l
Apă nedizolvată la 20șC Lipsă
Indice de colorare sulfurică Culoarea stratului acid mai puțin
închisă sau echivalentă cu cea a
soluției etalon ce conține 0,2g
dicromat de potasiu la 1000 ml
soluție
Conținut de sulf total Max. 2 mg/kg
Neutralitate Reacție neutră
Reziduu la evaporare Max. 5 mg/100ml
Punct de cristalizare Min. 5,35șC

Benzenul cocsochimic se livrează în vagoane cistern ă, cu sau fără
serpentină, autocisternă, butoaie metalice, bidoane metalice, respectând
condițiile prevăzute în STAS 4225-69 pentru hidroca rburi aromatice.
La livrare, produsul va fi însoțit de un document, având înscrise
următoarele specificații.
– marca de fabrică;
– denumirea produsului;
– numărul lotului;
– masă brută;

42 – țara;
– numărul cisternelor, bidoanelor sau butoaielor.

Propilenă
Este materia primă care alături de benzen, se folos ește în etapa de
alchilare. Aceasta reprezintă agentul de alchilare. Propilena și alte olefine
inferioare se obțin industrial prin descompunerea t ermică a hidrocarburilor
(piroliză sau cracare). În multe instalații industr iale se lucrează cu
amestecuri de etan și propan când alături de etilen ă rezultă ca subprodus
valoros propilenă. Surse importante de olefine infe rioare sunt și cracarea
fracțiilor petroliere ușoare și grele precum și pet rolul brut.

Procedee industriale

Procedeul endoterm BASF [10] pag. 266
Căldura necesară reacției este introdusă prin inter mediul materialului
solid(nisip, corundum), sub formă de granule. Acest a este încălzit separat
într-un alt aparat în care se arde cocsul depus pe granule; prin urmare
procedeul se caracterizează prin sistemul reactor–r egenerator.
Regeneratorul este realizat în forma unui transport or pneumatic. În figura
3.8. este prezentată schema de flux tehnologic a ac estui procedeu.

43

Fig. 3.8. Schema de flux a procedeului endoterm BAS F
1-regenerator; 2-reactor; 3 și 4-vase de stocare; 5 -cicloane;
6-schimbătoare de căldură; 7-separator; 8-coloană; 9-răcitor;

44

Procedeul exoterm BASF [10] pag. 268
Sistemul reactor-regenerator poate fi realizat comp act într-un singur
aparat, dacă efectul termic global al reacției poat e fi făcut exoterm. În
principiu acesta se realizează cuplând reacția endo termă cu una exotermă.
Folosind un strat fluidizat format din cocs de petr ol în care se injectează
atât hidrocarbură cât și oxigen se obține o separar e suficientă a reacțiilor
exoterme și endoterm. Reacțiile endoterme au loc în spațiul de gaz al
reactorului pe când celelalte au loc pe suprafața g ranulelor de cocs, care
rețin și fracțiunile mai grele, și acestea vor part icipa la combustie. Se
realizează în acest fel un bilanț energetic favorab il, ușor exoterm reacția
decurgând între 650 ÷ 950șC. În figura 3.9. este da tă schema de flux
tehnologic a acestui procedeu.

45

Separarea propilenei din amestecul gazos rezultat l a piroliza fracților
petroliere se face într-un sistem ce cuprinde mai m ulte faze:

răcirea bruscă a gazelor;

răcire primară în vederea separării compușilor grei ;

răcirea secundară;

compresie;

îndepărtarea compușilor acizi;

uscarea gazelor;

conversia acetilenelor;

demetanarea;

separarea H 2;

deetanarea;

separarea etan – etilenă;

depropanarea;

46
separarea propan – propilenei;

debutanarea.
Schema de flux a unei instalații de piroliză la tem peraturi joase este
prezentată în figura 3.10.

47
Fig. 3.10. Schema de flux tehnologic a prelucrării gazelor de piroliză.
1 – turnuri de uscare ; 2 – coloană de demetanizare ; 3 – coloană de separare a etilenei ; 4 – coloană de
separare a etanului ; 5 – coloană de se parare a propilenei ; 6 – coloană de separare a propanului ; 7 – răcitoare

48

49 La vârful coloanei de demetanizare trebuie să se m ențină o
temperatură de cca. -90șC. După efectuarea demetani zării separarea se
poate face pe grupe de hidrocarburi cu același numă r de atomi de
carbon(fracțiunile etan – etenă, propan – propenă, butan – butenă sau se
pot obține hidrocarburile individuale. [9] pag. 287

Indici de calitate pentru propenă conform STAS 1111 3-79

Tabelul 3.4. Indici de calitate
Propilenă, %vol, max 90
Hidrocarburi C1…C4, % vol, max –
Metan +etan + etilenă, %vol, max –
Acetilenă + metilacetilenă, %vol, max –
Etan + etilenă, %vol, max 0,5
Propan, %vol, max –
Propan + butan, %vol max –
Propandienă, %vol max –
Propandienă + acetilenă + CO 2 ,%vol, max 0,2
Butan + butilene, %vol, max 1
Butilene, %vol, max –
Hidrocarburi C4 nesaturate, %vol, max –
Hidrogen, %vol, max –

50 Oxid de carbon + CO 2 , %vol, max –
Apă , %vol, max –
Sulf total, %vol, max 0,010

Aer
Este un amestec de gaze care alcătuiește straturil e inferioare ale
atmosferei. Conține oxigen (20,94% vol., azot 78% v ol., gaze rare
(aproximativ 1%) care constituie componenții perman enți ai aerului.
Concentrația acestor elemente în aerul atmosferic e ste practic aceeași
pretutindeni. Aerul mai conține cantități variabile de oxid de carbon și
vapori de apă. Aerul pur este incolor, fără miros ș i fără gust. Prin răcire
puternică și sub presiune poate fi lichefiat.
Înainte de a fi folosit, aerul este supus purifică rii, în vederea
îndepărtării urmelor de praf și a altor impurități ca: SO 2, CO 2, NO 2, N 2O, NO,
hidrocarburi.

Acidul sulfuric [1] pag. 24
Acesta este folosit în concentrații de 5% în etapa de scindare a
hidroperoxidului de cumen. Industrial se obține pri n 2 procedee:

procedeul prin contact;

procedeul camerelor de plumb.
În ambele procedee prima etapă constă în obținerea dioxidului de
sulf prin prăjirea sulfurilor minerale, în special a piritei și purificarea acestui
gaz. A doua etapă constă în oxidarea catalitică a d ioxidului de sulf la trioxid
de sulf. și absorbția anhidridei sulfurice formate. În primul procedeu,

51 oxidarea se realizează în prezența unui catalizator (Pt, azbest platinat sau
pentaoxid de vanadiu), iar în al doilea procedeu ox idarea se face cu O 2 din
aer prin intermediul oxizilor de azot. În ambele ca zuri reacția de bază este
următoarea:
4 2 2 2 2 SO H OH O21SO → + +
În stare pură este un lichid incolor, uleios, foart e higroscopic. Se
amestecă în orice proporție cu apa cu degajare de c ăldură.

Acidul fosforic [1] pag. 18
Este unul dintre cei mai vechi compuși ai fosforulu i. În laborator se
prepară prin oxidarea fosforului cu acid azotic sau prin tratarea oxidului de
fosfor sau pentaclorurii de fosfor cu apă.
Industrial se obține sub acțiunea acidului sulfuri c diluat asupra
fosfatului de calciu natural. În stare pură este o substanță solidă cristalină
incoloră, ușor solubil în apă.

3.4.2 Considerații teoretice
3.4.2.1. Mecanismul reacțiilor chimice principale

1. Mecanismul de reacție pentru faza de alchilare a benzenului

52

Mecanismul de reacție este o substituție electrofi lă în care reactantul
electrofil este carbocationul secundar izopropil. Acesta rezultă prin
interacțiunea catalizatorului cu agentul de alchila re.

CH2 CH CH3+H+CH3CH+CH3
+CH3CH+CH3lent +HC H
CH3CH3
H C H
CH3CH3
+HC H
CH3CH3
+
HC H
CH3CH3
+rapid C HCH3 CH3
+H+H3PO 4H2PO 4-+H+
H+H2PO 4 +H3PO 4-+ CH3 CH CH2CHCH3
CH3
H3PO 4

53

2. Mecanismul de reacție pentru faza de oxidare a c umenului

La oxidarea cumenului are loc o fază de inițiere a reacției prin
intermediul radicalilor liberi [5]:
RH + O 2 → R . + HOO .
R. + O2 → ROO . + RH → ROOH + R .

R. = radical cumil C 6H5 – C.(CH 3)2

3. Mecanismul de reacție pentru faza de scindare a hidroperoxidului

CCH3
CH3O OHOH
+CH3 C CH3
OH2SO 4CHCH3
CH3
+O2CCH3
CH3O
OH

54 Transformarea hidroperoxidului de cumen în fenol ș i acetonă are loc
în cataliză acidă (H 2SO 4, diluat), este o reacție ionică, având ca intermed iar
un semiacetal al acetonei.
Reacția decurge cu viteză mare, fiind catalizată și de alți acizi tari,
minerali sau organici; acțiunea catalitică fiind de terminată și de tăria
acidului. Acizi fosforic și oxalic sunt mult mai pu țin activi decât acidul
sulfuric. [12] pag. 125.

Reacțiile secundare care au loc în proces
Reactia principală de formare a hidroperoxidului e ste însoțită de
reacții secundare, care pot se formula simplificat astfel:

CCH3
CH3O OHH+
CCH3
CH3O O+H
H-H 2O
CCH3
CH3O+migrare 1,2
OC+CH3
CH3OH2+
-H +
O CCH3
CH3OH O+CCH3
CH3O+
HOH
+CH3 CCH3
O
semiacetal al acetonei ion oxoniu
–

55
Formarea dimetil fenil carbinolului din hidroperoxi d:

sau direct din cumen :

Formarea acetofenonei:

Formarea peroxidului de cumen
CCH3
CH3O OH CCH3
CH3OH 1/2O2 +
C HCH3
CH3+1/2O2CCH3
CH3OH
CCH3
CH3O OH C
CH3O+CH3 OH

56
Reacția principala de scindare a hidroperoxidului d e cumen este
însoțită și de reacții secundare:

Condensarea fenolului cu dimetil fenil carbinolul c u formarea cumil
fenolului:

Deshidratarea dimetil fenil carbinolului format la α-metil stiren:

Dimerizarea α-metil stirenului cu fenol:

Condensarea fenolului cu acetonă cu formarea de bis fenol: CCH3
CH3OH+OH CCH3
CH3O OH+OH2
CCH3
CH3OH CCH2
CH3+OH2
CCH2
CH3+OHC H
CH3CH2 OHCCH3
CH3O OH 2CCH3
CH3O C
CH3CH3
O +OH2

57

Formarea oxidului de mesitil:

3.4.2.2. Studiul termodinamic al reacțiilor princip ale

1. Studiul termodinamic pentru reacția de alchilare

CH3 C CH3
O2 CH3 C
CH3CH C
OCH3+OH2
+ CH3 CH CH2CHCH3
CH3
H3PO 4OH+ CH3 C CH3
OO H+O H CCH3
CH3OH

58 Tabelul 3.5. Date termodinamice
Denumirea substan ței Hș
298 ,[kJ/mol] Sș
298 ,[J/mol·K]
benzen(l) 82,9 269,2
propen ă(l) 220,4 266,9
izopropilbenzen(l) 3,9 388,6

Calculul efectului termic de reacție în condiții st andard:
298 298produsi 298reactan ti kJ H H H 3,9 82,9 220,4 299,4 mol j i µ µ ∆ = ° − ° = − − = − ∑ ∑
Calculul entropiei sistemului în condiții standard :
298 j 298produsi i 298reactan ti JS S S 388,6 269,2 266,9 147,5 mol K µ µ ∆ = ° − ° = − − = − ⋅∑ ∑

Calculul entalpiei libere Gibs în condi ții standard:
3 5
298 298 298 JG H T· S 299,4·10 298·147,5 2,5534·10 mol ∆ = ∆ − ∆ = − + = −
Concluzii:
∆H298 < 0, reac ție exoterm ă
∆G298 < 0, reac ție ireversibil ă

Calculul efectului termic de reac ție și a entropiei sistemului în condi țiile
de lucru :

T
T 298 p
298 H H C dT ∆ = ∆ + ∆ ∫
6 6 2 3
PC H T T T C 60,9 583,9 450,9 137 1000 1000 1000       = − + ⋅ − ⋅ + ⋅             2 3
Pcumen T T T C 74,2 914,4 672,5 197 1000 1000 1000       = − + ⋅ − ⋅ + ⋅            

59

Calculul entalpiei libere Gibs în condiții de lucru :

493
p
493 298
298
493
p
298
298
493 CS S dT T
C JdT 6,23 T mol K
JS 147,5 mol K
JS 141,27 mol K ∆∆ = ∆ +
∆=⋅
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅∫
∫
5 5
493 493 493 JG H T· S 3,519·10 523·141.27 2,78·10 mol ∆ = ∆ − ∆ = − + = − 6 6 3 6 P Pcumen PC H PC H C C C C ∆ = − −
493
493 298 p
298
493
4
p
298
3
298
5
493 H H C dT
JC dT 5,251 10 mol
JH 299,4 10 mol
JH 3,519 10 mol ∆ = ∆ + ∆
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅ ∫
∫3 6 2 3
PC H T T T C 18,2 307,4 201 55,4 1000 1000 1000       = − + ⋅ − ⋅ + ⋅            

60
Concluzii:
∆H493 < 0, reac ție exoterm ă
∆G493 < 0, reac ție ireversibil ă

2. Studiul termodinamic pentru reac ția de oxidare a cumenului

Tabelul 3.6. Date termodinamice
Denumirea substan ței Hș
298 ,[kJ/mol] Sș
298 ,[J/mol·K]
Hidroperoxid de
cumen(l) -187,5
519
Oxigen(g) 0 205,03
izopropilbenzen(l) 3,9 388,6

Calculul efectului termic de reacție în condiții st andard:

Calculul entropiei sistemului în condiții standard : 298 298produsi 298reactan ti kJ H H H 187,5 3,9 0 191,4 mol j i µ µ ∆ = ° − ° = − − − = − ∑ ∑ CHCH3
CH3
+O2CCH3
CH3O
OH

61

Calculul entalpiei libere Gibs în condi ții standard:

Concluzii:
∆H298 < 0, reac ție exoterm ă
∆G298 < 0, reac ție ireversibil ă

Calculul efectului termic de reac ție și a entropiei sistemului în condi țiile
de lucru :

[4] pag. 161. (s-a calculat din căldurile atomice)
298 j 298produsi i 298reactan ti JS S S 519 388,6 205,03 74,6 mol K µ µ ∆ = ° − ° = − − = − ⋅∑ ∑
3 5
298 298 298 JG H T· S 191,4· 10 298·74,6 1,7· 10 mol ∆ = ∆ − ∆ = − + = −
2 3
Pcumen T T T C 74,2 914,4 672,5 197 1000 1000 1000       = − + ⋅ − ⋅ + ⋅             T
T 298 p
298 H H C dT ∆ = ∆ + ∆ ∫
HPC PjC 235,86 mol K =⋅2 2
Poxigen T T T C 20,5 26,7 15,6 0,20 1000 1000 1000 −      = + ⋅ − ⋅ + ⋅            

62

Calculul entalpiei libere Gibs în condiții de lucru :

Concluzii:
∆H383 < 0, reac ție exoterm ă
∆G383 < 0, reac ție ireversibil ă

3. Studiul termodinamic pentru reac ția de descompunere a
hidroperoxidului de cumen la fenol și aceton ă HPC P P Pcumen Poxigen C C C C ∆ = − −
5 5
383 383 383 JG H T· S 1,8 10 383·64,437 1,55 10 mol ∆ = ∆ − ∆ = − ⋅ + = − ⋅ 383
383 298 p
298
383
3
p
298
3
298
5
383 H H C dT
JC dT 3,362 10 mol
JH 191,4 10 mol
JH 1,8 10 mol ∆ = ∆ + ∆
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅ ∫
∫383
p
383 298
298
383
p
298
298
383 CS S dT T
C JdT 10,163 T mol K
JS 74,6 mol K
JS 64,437 mol K ∆∆ = ∆ +
∆=⋅
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅∫
∫

63

Tabelul 3.7. Date termodinamice
Denumirea substan ței Hș
298 ,[kJ/mol] Sș
298 ,[J/mol·K]
Hidroperoxid de
cumen(l) -187,5
519
Fenol(s) -162,8 142
Aceton ă(l) -247,7 200

Calculul efectului termic de reacție în condiții st andard:

Calculul entropiei sistemului în condiții standard :

Calculul
entalpiei
libere CCH3
CH3O
OH
H+OH
+ CH3 C CH3
O
3 5
298 298 298 JG H T· S 223·10 298· 177 1.703· 10 mol ∆ = ∆ − ∆ = − + = − 298 j 298produsi i 298reactan ti JS S S 142 200 519 177 mol K µ µ ∆ = ° − ° = + − = − ⋅∑ ∑ 298 298produsi 298reactan ti kJ H H H 162,8 247,7 187,5 223 mol j i µ µ ∆ = ° − ° = − − − = − ∑ ∑

64 Gibs în condiții standard

Concluzii:
∆H298 < 0, reac ție exoterm ă
∆G298 < 0, reac ție ireversibil ă

Calculul efectului termic de reac ție și a entropiei sistemului în condi țiile
de lucru :

T
T 298 p
298 H H C dT ∆ = ∆ + ∆ ∫
2 3
Pfenol T T T C 36,0 598 483,3 153,1 1000 1000 1000       = − + ⋅ − ⋅ + ⋅            
2 3
Pacetona T T T C 21,6 351,5 229,3 62,3 1000 1000 1000       = − + ⋅ − ⋅ + ⋅            
HPC PjC 235,86 mol K =⋅
acetona P P Pfenol PHPC C C C C ∆ = + −
323
323 298 p
298
323
3
p
298
3
298
5
323 H H C dT
JC dT 2,034 10 mol
JH 223 10 mol
JH 2,25 10 mol ∆ = ∆ + ∆
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅ ∫
∫323
p
323 298
298
323
p
298
298
323 CS S dT T
C JdT 6,47 T mol K
JS 177 mol K
JS 183,47 mol K ∆∆ = ∆ +
∆= − ⋅
∆ = − ⋅
∆ = − ⋅∫
∫

65

Calculul entalpiei libere Gibs în condiții de lucru :

Concluzii:
∆H323 < 0, reac ție exoterm ă
∆G323 < 0, reac ție ireversibil ă

5 5
323 323 323 JG H T· S 2,25·10 333· 183,47 1,7 10 mol ∆ = ∆ − ∆ = − + = − ⋅

66

3.4.2.3. Probleme cinetice, factorii care influente ază desfășurarea
procesului tehnologic [3] pag. 120

Vom prezenta în continuare principalele variable al e procesului
amintit, în mod diferențiat în funcție de fazele te hnologice.

1. Alchilarea benzenului
Temperatura de reacție
Influentează atât activitatea cât și selectivi tatea catalizatorului. Se
lucrează în fază gazoasă la 220÷250șC, valorile mar i fiind utilizate în măsură
ce catalizatorul îmbătrănește. Valorile pre mari al e temperaturii favorizează
reacțiile paralele în special de cocsare ale catal izatorului.
Procesul fiind foarte exoterm (23-25kcal/mol) este necesară o răcire
eficientă a sistemului de reacție aceasta realizând u-se fie prin schimbătoare
de căldură plasate între straturile de catalizator, fie prin alimentarea de
propan în exces, care prin evaporare preia căldura de reacție.

Presiunea de lucru
Aceasta are valori relativ ridicate (35-40at.) fap t ce determină o
conversie ridicată a propilenei, influentând în ace lași timp pozitiv uzura
mecanică a catalizatorului.

67 Raportul benzen-propenă
Raportul optim este 7/1-8/1, excesul de benzen fav orizând obținerea
derivatului monosubstituit față de polialchil-benze ni.

Concentrația propilenei
Concentrația acesteia în amestecul de alimentare t rebuie să fie de 6-
8% (gr), valori mai mari detreminând creșterea exot ermicității procesului și
implicit scăparea de sub control a regimului termic .

Viteza spațială
Viteza spațială la care se lucreaza în mod curent este de 40÷60 kg
propilenă/m 3 de catalizator h. Valorile mai ridicate determină căderi mari
de presiune prin reactor și o uzură avansată a mate rialului catalitic.

2. Oxidarea cumenului
Temperatura de reacție
Influențează direct viteze de reacție și distribuți a produșilor, în sensul
că la temperaturi ridicate se favorizează reacțiil e de oxidare avansată la
aldehide și acizi.

Tabelul 3.8.Variația concetrației hidroperoxidului cu temperatura
Temperatura [șC] Concetrația hidroperoxidului [ %]

68 110 27
115 20
117 15
120 10

De aceea se lucrează în general la 110șC.

Presiunea parțială a oxigenului
Aceasta nu trebuie să fie prea mică în sistem și d e aceea, când se
folosește aer este necesară o presiune totală de 5- 6 at.

pH-ul mediului de reacție
Acesta trebuie să fie slab bazic pentru a se neutr aliza acizii care se
formează prin oxidările avansate, acizi ce joacă ro l de inhibitori ai
procesului. Realizarea pH-ului dorit (8,5-10,5) se obține prin introducerea în
reactor a unei soluții de hidroxid de sodiu

Concentrația radicalilor liberi
Reacția de oxidare a cumenului la hidroperoxid est e o reacție în
lanț prin radicali liberi.
Faza de inițiere este accelerată de prezența unor radicali liberi,
peroxizi sau lumină. Reacția este frânată de inhibi tori: fenol, α-metil stiren,
compuși cu sulf , etc. Prin urmare este necesar a s e introduce în reactor
peroxizi.

69
3. Scindarea hidroperoxidului
Această fază este influențată de temperatură și co ncentrația acidului
sulfuric.
La temperaturi ridicate hidroperoxidul se descompu ne cu formare de
dimetil fenil carbinol și acetofenonă, diminuând as tfel randametul
procesului. De aceea este necesar să se lucreze la temperaturi coborâte, de
50-60șC.
Concentrația acidului sulfuric este foarte importa ntă pentru buna
desfășurare a scindării. Concentrațiile mari duce l a formare oxidului de
mesitil. Apa reduce viteza reacției. De aceea se lu crează cu acid concentrat
(min 98%), în proporție de 0,1-1% în mediul de reac ție.

3.4.3. Bilanț de materiale
Date din literatură necesare pentru întocmirea bila nțului de materiale .

4. Cantitatea de poliachilbenzeni ce se formează la ac hilarea
benzenului reprezintă 9-10% față de cumen. Acești p roduși
secundari se exprimă ca diisoachilbenzeni;
5. Concentrația propilenei se consideră 73-75%, restul fiind propan.
Este preferabilă utilizarea unei propilene mai dilu ate, întrucât
propanul este folosit pentru preluare căldurii de r eacție;
6. Concentrația propilenei iîn amestecul de alimentare a reactorului
de alchilare se ia cuprinsă între 6÷8% gr. Pentru a evita creșterea
excesivă a temperaturii în stratul de catalizator. În acest scop se
admite un raport de recirculare a propanului cuprin s între
1,5/1÷1,6/1;

70 7. Gradul de conversie a propilenei proaspete se consi deră cca 99%
iar a propilenei din amestecul de alimentare a reac torului cca 92%;
8. Se consideră o conversie a benzenului proaspăt de 9 9,5%÷99,7%;
9. Raportul molar benzen/propilenă în alimentarea reac torului de
alchilare se ia între 7/1÷8/1;
10. Se consideră că reacția de achilare are loc la temp eratura de 220șC
și presiunea de cca 40at. Amestecul de alimentare e ste în fază
lichidă;
11. La depozitarea și manipularea cumenului se admit pi erderi se
0,5÷0,6%, iar la oxidare cumenului, cca 0,3% ;
12. Gradul de transformare a cumenului proaspăt în faz a de oxidare
reprezintă circa 97%. Se consideră cumen transforma t în alte
produse de oxidare cca 0,75%, iar în α-metilstiren cca 1%;
13. Aerul folosit pentru oxidarea cumenului se consider ă cu o
umiditate de cca 0,6%. Gradul de conversie a oxigen ului din aer se
ia 93÷94%;
14. Cantitatea de catalizator folosită în faza de oxida rea a cumenului se
consideră 0,4÷0,5% față de hidroperoxidul format. C oncetrația
soluției apoase de catalizator se ia cca 30%;
15. Concentrația hidroperoxidului de cumen în produsul oxidat se
consideră cuprinsă între 25÷27%. Hidroperoxidul se concentrează
până la 75÷80% gr;
16. La scindarea hidroperoxidului se admite că se trans formă în fenol și
acetonă cca 97% din hidroperoxid, restul transformâ nduse în alte
produse (α-metistiren);
17. Față de cantitatea de acetonă formată, se consideră că 2,5÷3% se
transformă în diacetonalcoolul, care se dehidrateaz ă apoi la oxid de
mesitil;
18. Din cantitatea de acetofenonă formată cca 80% rămân e sub formă
de gudron împreună cu oxidul de mesitil și produși din cumenul
brut;
19. Pierderi de acetonă la fracționarea produsului după scindare se
consideră cca 0,5% iar de fenol cca 0,7%. Aproxima tiv 3% din
fenolul brut rămâne în cumenul brut; [5] pag. 125.

71

72
Fig. 3.11. Schema pentru calculul bilanțului mate rial la fabricarea acetonei

73
Instalația funcționează 330 de zile pe an, P A= 40000t/an acetonă

Producția orară de acetonă va fi:
340000 10 kg P 5050,50 330 24 h ⋅= = ⋅

Reacțiile principale sunt:

(1)

(2)

+ CH3 CH CH2CHCH3
CH3
H3PO 4
CHCH3
CH3
+O2CCH3
CH3O
OH
CCH3
CH3O
OH
H+OH
+ CH3 C CH3
O

74
(3)

Cantitatea de acetonă care se fabrică știind că pie rderile la fracționarea
amestecului după neutralizare sunt de 0,5%:
5050,5050 5075,88kg 0,995 =
Cantitatea de acetonă considerând că 2,8% din aceto na produsă se
transformă în oxid de mesitil conform reației:

5075,8844 5222,10kg 0,972 =
Cantitatea de hidroperoxid de cumen consumată:
5222,1032 152 13685,51kg 58 ⋅ =
Cantitatea de hidroperoxid necesară considerând că se transformă în fenol
și acetonă 97%: CH3 C CH3
O2 CH3 C
CH3CH C
OCH3+OH2

75 13685,5118 14108,77kg 0,97 =
Cantitatea de cumen ce se consumă:
14108,7750 120 11138,50kg 152 ⋅ =
Cantitatea de cumen necesară considerând că 0,75% s e transformă în alte
produse de oxidare iar 1% se transformă în α-metils tiren:
11138,5066 11336,90kg 0,9825 =
Cantitatea de cumen proaspăt introdus în reactorul de oxidare la un grad
de transformare de 97%
11336,9023 11687,52kg 0,97 =
Cantitatea de cumen produsă la alchilare considerân d că 6% reprezintă
pierderi la manipulare și depozitare respectiv 0,3% din cumenul produs se
trimite pentru prepararea catalizatorului:

11687,5281 12473,34kg 0,937 =

1. Alchilarea benzenului

1.1. Propilenă, propan

76 Cantitatea de propilenă consumată pentru producerea cumenului conform
reacție (1):
12473,3490 42 4365,67kg 120 ⋅=
Cantitatea de polialchilați considerând că reprezin tă 9,4% față de cumen:
9,4 12473,3490 1172,49kg 100 ⋅ =
Cantitatea de propilenă consumată pentru formarea p olialchilbezenilor( se
consideră că se formează în special dialchilbenzen) :
1172,4948 2 42 607,96kg 162 ⋅ ⋅ =
Cantitatea de propilenă consumată:
4365,6721 607,9602 4973,63kg + =
Cantitatea de propilenă necesară în reacție admitân d o conversie de 99,2%:
4973,6323 5013,74kg 0,992 =
Cantitatea de propilenă neconvertită:
5013,7423 4973,6323 40,11kg − =
Cantitatea de fracție C 3 (1) necesară considerând propilena de concentrație
74% restul fiind propan:
5013,7423 100 6788,84kg 74 ⋅=
Cantitatea de propan conținută în fracție:
6788,8409 5013,7423 1775,09kg − =

77 Propanul și propilena nereacționată se separă din a lchilat la vârful primei
coloanei de rectificare. O parte din propan se reci rculă în reactor pentru
preluarea căldurii de reacție. Această cantitate se determină din bilanțul
termic. Se presupune un raport de recirculare de 7, 8. Cantitatea de propan
recirculat în aceste condiții este:
7,8 1775,0986 13845,76kg ⋅ =
Concentrația propilenei în amestec cu propanul la i eșire din reactor:
40,1100 100 2,26% 1775,0986 ⋅ =
Cantitatea de propilenă în propanul recirculat:

Fluxul de propan ce se introduce în reactor(11):
13845,7694 312,9143 14158,68kg + =
În scopul reducerii concetrației propilenei în alim entarea reactorului în
limitele 6-8% gr. o parte din propanul separat la d istilarea cumenului se
introduce în benzenul recirculat. Admitând un rapor t de recirculare de 1,55,
cantitatea de propan recirculată este:
1,55 1775,0986 2751,40kg ⋅ =
Cantitatea de propilenă în propanul recirculat pent ru diluarea amestecului
de reacție:

2,26 13845,7694 312,91kg 100 ⋅ =
2,26 2751,4028 62,18kg 100 ⋅ =

78 Fluxul de propan (10) recirculat în alimentarea rea ctorului:
62,1817 2751,4028 2813,58kg + =

1.2. Benzen

Cantitatea de benzen consumată pentru obținerea cum enului:
12473,3490 78 8107,67kg 120 ⋅=
Cantitatea de benzen consumată pentru producerea po lialchilbenzenilor:
1172,4948 78 564,53kg 162 ⋅=
Cantitatea de benzen consumată :
8107,6768 564,5345 8672,21kg + =
Cantitatea de benzen necesară(2) la un grad de conv ersie de 99,6%;
8672,2113 8707,03kg 0,996 =
Cantitatea de benzen netransformată(13) ce se purje ază la distilare:
8707,0394 8672,2113 34,82kg − =
La un raport molar benzen/propilenă în alimentarea reactorului admis de
7,4/1, cantitatea de benzen este :
5013,7423 62,1817 7,4 894,32kmol 69757,69kg 42 +⋅ = =
Cantitatea de benzen recirculată(3):
69757,6984 8707,0394 61050,06kg − =

79 Fluxul de benzen introdus în reactor(5):
''
3 3 2751,4028(C ) 62,1817(C ) 69757,6984 72571,28 kg + + =
Fluxul de alimentare a reactorului (6) reprezintă:
6788,8409 72571,2829 79360,12kg + =

1.3. Efluent de la reactor
Cantitatea de efluent (7) reprezintă:
''
3 3 (1775,0986 2751,4028 13845,7694)(C ) (312,91 43 62,1817 40,1100)(C )
(61050,0659 34,8281)(B) 12473,3490(C) 1172,4948(PA) 935 18,31kg + + + + + +
+ + + + =

Materiale intrate

Nr.
crt. Denumirea substanței Debit
masic
[kg/h] %
masă ρ
kg/Nm3 Mv
m3N/h % vol

1 Fracție C 3 în
alimentarea
reactorului (1)
6788,84
7,27
1,87
3670,39
11,8
2 Fracție C 3 care se
recirculă pentru
diluarea amestecului
de alimentare(10)
2813,58
3,07
1,97
1428,21
1,43
3 Benzen (4) 69757,69 71,59 3,47 20103,08 62,21

80 4 Fracție C 3 care se
recirculă pentru
reglarea
temperaturii(11)
14158,68
15,13
1,97
7187,14
22,25
TOTAL 93518,80 100 32388,82 100

Materiale ieșite

81
Nr.
crt. Denumirea
substanței Debit
masic
[kg/h] %
masă ρ
kg/Nm 3 Mv
m3N/h % vol

1 Propan din fracția
C3 care alimentează
reactorul(1)
1775,09
1,89
1,87
949,24
3,196
2 Propan introdus
pentru reglarea
temperaturii
13845,76
14,80
1,97
7028,30
23,66
3 Propan introdus
pentru diluarea
amestecului de
alimentare
2751,40
2,94
1,97
1396,6
4,70
4 Propilenă
neconvertită 40,11 0,042 1,87 21,44 0,072
5 Propilenă din
propanul introdus
pentru reglarea
temperaturii
312,91
0,33
1,87
167,33
0,56
6 Propilenă din
propanul introdus
pentru diluare
62,18
0,066
1,87
33,25
0,11
7 Benzen
netransformat 34,82 0,037 3,47 10,03 0,033
8 Benzen recirculat 61050,06 65,28 3,47 17593,67 59,25

82 9 Cumen 12473,34 13,33 5,35 2331,46 7,89
10 Polialchilbenzeni 1172,49 1,25 7,23 162,17 0,54
TOTAL 93518,31 100 29693,49 100

2. Oxidarea cumenului

2.1. Cumen

Cantitatea de cumen produsă la alchilare este: 1247 3,34kg

Cantitatea de cumen care se pierde la manipulare și depozitare:
612473,3490 748,40kg 100 ⋅ =
Cantitatea de cumen care se duce la prepararea cata lizatorului:
0,3 12473,3490 37,41kg 100 ⋅ =
Cantitatea de cumen proaspăt supus oxidării este: 1 1687,52kg
Cantitatea de cumen transformată la oxidare este la un grad de
transformare de 97% : 11336,90kg
Cantitatea de cumen transformată în alți produși de oxidare:
0,75 11336,9023 85,02kg 100 ⋅ =
Cantitatea de cumen dehidrogenat la α-metilstiren:

83 111336,9023 113,36kg 100 ⋅ =
Cantitatea de α-metilstiren formată conform reacție i:

CH
CHC
CHC H
C HC HCH3 CH3
CH
CHC
CHC H
C HCCH3 CH2
+H2

113,3690 118 111,47kg 120 ⋅ =
Cantitatea de hidrogen formată: 113,3690 2 1,88kg 120 ⋅ =

Cantitatea de cumen transformat în hidroperoxid est e: 11138,50kg

Cantitatea de cumen netransformat la oxidare:
11687,5281 11336,9023 350,62kg − =
Cantitatea de hidroperoxid ce se formează este: 141 08,77

2.2. Oxigen(aer)

Cantitatea de oxigen consumată la producerea hidrop eroxidului:
14108,7750 32 2970,26kg 152 ⋅ =

84 Cantitatea de produși de oxidare formați (dimetilfe nilcarbinol) conform
reacției:

85,0267 136 96,36kg 120 ⋅ =
Cantitatea de oxigen consumată pentru producerea
dimetilfenilcarbinolului:
96,3635 0,5 32 11,33kg 136 ⋅ ⋅ =
Cantitatea de oxigen consumat:
11,3368 2970,2684 2981,60kg + =
Cantitatea de oxigen necesară la o conversie a oxig enului de 95%:
2981,6052 3138,53kg 0,95 =
Cantitatea de oxigen netransformată:
3138,5317 2981,6052 156,92kg − =
Cantitatea de aer necesară(15):
3138,5317 100 16457,95kg 19,07 ⋅ =
Cantitatea de azot:
16457,9533 3138,5317 13319,42kg − =
Cantitatea de gaze necondensabile(reziduale):
16457,9533 2981,6052 13476,34kg − = C HCH3
CH3+1/2O2CCH3
CH3OH

85 Se consideră că aerul are 0,6% umiditate, respectiv :
0,6 16457,9533 98,74kg 100 ⋅ =

2.3. Cumen recirculat

Cumenul netransformat și α-metilstirenul se recircu lă la oxidare. La un
raport de recirculare de 34,3/1, cantitatea de cume n recirculată(19) este:
(350,6258 111,4795) 34,3 15850,21kg + ⋅ =
Această cantitate reprezintă reciclu I. Din gazele reziduale se recuperează
prin răcire cu solă o cantitate de cumen(22) ce se recirculă, de asemenea, la
oxidare. Se estimează că această cantitate reprezin tă 51% față de cumenul
neoxidat, respectiv:
51 350,6258 178,81kg 100 ⋅ =
Această cantitate constitue reciclul II. La o conc entrație a hidroperoxidului
de 78,2%, cantitatea de cumen brut ce pleacă cu hi droperoxidul de cumen
este:
14108,7750 (1 0,782) 3933,13kg 0,782 ⋅ − =
Se estimează că în urma separării altor produși con ținuțî în cumenul brut și
prin scăderea pierderilor de cumen în operația de defenolare se
recuperează aproximativ 89,7% din cumenul brut. Can titatea ce se recirculă
la oxidare(54) , ca reciclu IV, reprezintă:
89,7 3933,1367 3528,02kg 100 ⋅ = .

86 La concentrarea hidroperoxidului se separă o cantit ate de cumen brut, care
se recirculă la faza de oxidare a cumenului (28), c a reciclu III. O dată cu
cumenul, datorită solubității reciproce, se recircu lă la oxidare și o cantitate
de hidroperoxid, ce se estimează la 4,8% față de hi droperoxidul produs,
respectiv:
4,8 14108,7750 677,22kg 100 ⋅ =
Prin concentrarea hidroperoxidului de la concentraț ia de 25,8 cu cât rezultă
la faza de oxidare, până la 78,2% , concentrație cu care se trimite la
scindare, se separă o cantitate de cumen brut egală cu:
1 0,258 (14108,7750 677,2212)( ) 3933,1367 38590,92k g0,258 −+ − =
Cantitatea totală de cumen recirculat:
15850,2117 178,819 3528,0236 38590,9298 5814 7,98kg + + + =

2.4. Hidroperoxid de cumen
Cantitatea de hidroperoxid obținută după concentrar e: 14108,77kg.
Cantitatea de hidroperoxid care se recirculă cu, cu menul netransformat la
oxidare(concentrația HPC = 25,8%)
25,8 15850,2117 4089,35kg 100 ⋅ =
Cantitatea care se recirculă cu, cumenul separat la concentrarea
hidroperoxidului: 677,22kg
Cantitatea totală de hidroperoxid recirculată:
4089,3546 677,2212 4766,57kg + =

87 Cantitatea totală de hidroperoxid în efluentul de l a oxidare:
14108,7750 4766,5758 18875,35kg + =

2.5. Catalizator
Se admite o cantitate de catalizator(hidroperoxid d e sodiu ) egală cu 0,45%
față de hidroperoxidul produs:
0,45 14108,7750 63,48kg 100 ⋅ =
Cantitatea de soluție apoasă (16), la concentrația catalizatorului de 30%
este:
63,4894 211,63kg 0,3 =
Cantitatea de apă este:
211,6313 63,4894 148,14kg − =

Cantitatea de catalizator ce se recirculă la oxidar e:
4098,3546 63,4894 18,44kg 14108,7750 ⋅ =

Cantitatea de catalizator ce intră la oxidare:
63,4894 18,4425 81,93kg + =

88
2.6. Apă
Cantitatea de apă intrată cu aerul: 98,74kg
Cantitatea de apă în soluția de catalizator: 148,14 kg
Cantitatea de apă intrată: 246,88kg
Apa ce pleacă cu gazele necondensabile la temperatu ra de 40șC și
presiunea de 5ata, după răcire cu apă:
(481,2981 0,085) 8,32kmol 149,82kg 5 0,085 ⋅= = −
0,085 – presiunea de vapori a apei la 40șC, ata;
481,29- cantitatea de gaze reziduale, kmol;
5- presiunea din sistem, ata.
Apa care se recirculă cu hidroperoxidul de cumen la faza de oxidare:
4098,3546 (246,8896 149,8242) 28,19kg 14108,7750 ⋅ − =
Cantitatea de apă care intră la oxidare:
28,1958 246,8896 275,08kg + =

2.7. Fluxul total ce intră la faza de oxidare(14)

11687,5281(cumen(pr))) 58147,9841(cumen(r ec)) 4766,5758(HPC)
81,9319(cat) 275,0854(apa) 16457,9533(aer) 91417,05kg + +
+ + + =

89 După răcire cu apă la circa 40șC are loc o separare de faze lichid-gaz
Cantitatea de cumen în efluentul de reacție:
Cumen recirculat: 58147,98kg
Cumen netransformat: 350,62kg
Total: 58498,60kg

Cantitatea de cumen antrenată cu gazele reziduale:

(481,2981 0,019) 1,83kmol 220,30kg 5 0,019 ⋅= = −

Cantitatea de cumen în oxidat(diferența):
58498,6099 220,3058 58278,30kg − =
Cantitatea de aer (azot + oxigen) dizolvată în faza lichidă, ținând seama de
solubilitatea aerului la 40șC și 5 ata de 0,08 kg/1 00 fază organică, respectiv:
0,08 77940,7104 62,35kg 100 ⋅ =
Tabelul 3.9. Echilibru de faze după răcirea cu apă a oxidatului
Component
Oxidat [kg]
(17) Lichid [kg]
(18) Gaz [kg]
(21)
Azot 13319,42 59,85 13259,56

90 Oxigen 156,92 2,49 154,43
α-metil stiren 111,47 111,47 –
Hidrogen 1,88 – 1,88
DFC 96,36 96,36 –
Cumen 58498,60 58278,30 220,30
Hidroperoxid 18875,35 18875,35 –
Apă 275,08 125,26 149,82
Catalizator 81,93 81,93 –
Total 91417,05 77631,04 13786,01

După răcirea cu solă la 5șC a fazei gazoase din ech ilibrul de mai sus
are loc o nouă separare de faze lichid-gaz. Din lic hid se separă și o fază
apoasă(24).
Cantitatea de cumen antrenată cu gazele reziduale:
473,5559 0,002 0,2105kmol 25,26kg 4,5 0,002 ⋅= = −
0,002-presiunea de vapori a cumenului la 5șC, ata;
473,9048- cantitatea de gaze reziduale, kmol;
4,5 – presiunea din sistem.
Cantitatea de apă antrenată:
473,5559 0,009 0,94kmol 17,08kg 4,5 0,009 ⋅= = −
0,009- presiune de vapori a apei la 5șC, ata.

91

Tabelul 3.10. Echilibru de faze după răcirea cu sol ă a fazei gazoase
Component Fază de gaz
[kg] (21) Lichid [kg]
(24) Gaz [kg]
(23)
Azot 13259,56 – 13259,56
Oxigen 154,43 – 154,43
hidrogen 1,88 – 1,88
Cumen 220,30 195,03 25,26
Apă 149,82 132,74 17,08
Total 13786,01 327,78 13458,33

Materiale intrate
Nr.
crt. Denumirea substanței Debit masic
[kg/h] % masă
1 Cumen proaspăt 11687,52 12,78
2 Cumen(rec) 58147,98 63,60
3 HPC(rec) 4766,57 5,21
4 Catalizator 81,93 0,089
5 Apa 275,08 0,30

92 6 Aer 16457,95 18
TOTAL 91417,05 100

Materiale ieșite
Nr.
crt. Denumirea substanței Debit masic
[kg/h] % masă
1 Azot 13319,42 14,56
2 Oxigen 156,92 0,17
3 α-metil stiren 111,47 0,121
4 Hidrogen 1,88 0,002
5 DFC 96,36 0,105
6 Cumen 58498,60 63,99
7 Hidroperoxid 18875,35 20,64
8 apă 275,08 0,30
9 Catalizator 81,93 0,089
TOTAL 91417,05 100

3. Concentrarea hidroperoxidului

93 Pentru îndepărtarea catalizatorului și sărurilor d e sodiu ale acizilor
formați în reacție, hidroperoxidul se spală cu apă înainte de concentrare.
Prin descompunerea cu apă a hidroperoxidului de sod iu se obține o
cantitate de hidroperoxid de :
63,4894 152 55,46kg 174 ⋅ =
Această cantitate se retrimite pentru prepararea ca talizatorului(29). O dată
cu hidroperoxidul pleacă și o cantitate de cumen co respunzătoare:
3933,1367 55,4620 15,46kg 14108,7750 ⋅ =
Cantitatea de cumen ce se reîntoarce de la preparar ea catalizatorului(26):
15,4621 37,4190 52,88kg + =
Cantitatea de hidroperoxid ce se trimite la concent rare :
14108,7750 677,2212 14785,22kg + =
Cantitatea de hidroperoxid care se recirculă la oxi dare:
18875,3508 14785,2212 4090,12kg − =
Raportul de recirculare este:
4090,1296 0,27 14785,2212 =
În același raport se repartizează cumenul netransfo rmat
Pleacă cu hidroperoxidul la concentrare:
58278,3041 45650,94kg 1,2766 =
Se recirculă la faza de oxidare:

94 58278,3041 45650,9478 12627,35kg − =
Cantitatea de cumen ce intră cu peroxidul la concen trare:
45650,9478 52,8802 45703,82kg + =
Cantitatea de cumen care iese cu hidroperoxidul:
14108,7750 (1 0,782) 3933,13kg 0,782 ⋅ − =
Cantitatea de cumen care se recirculă la oxidare:
45703,828 3933,1367 41770,69kg − =

Cantitatea de hidroxid de sodiu care rezultă la hid roliza sării de sodiu a
hidroperoxidului de cumen:
63,4894 40 14,59kg 174 ⋅ =
Acesta se folosește pentru neutralizarea urmelor de acizi formați în reacția
de oxidare.

4. Scindarea hidroperoxidului
Cantitatea de hidroperoxid care se supune scindării este :14108,77kg

13685,5118 14108,77kg 0,97 =

95 Cantitatea de hidroperoxid care reacționează consid erând că se transformă
în fenol și acetonă 97%:

Cantitatea de fenol și acetonă care se
formează conform reacției(3):
13685,5117 94 8463,40kg 152 ⋅ =
Cantitatea de acetonă care se transformă în oxid de mesitil considerând că
numai 2,8% din aceasta reacționează:
2,8 5222,1031 146,21kg 100 ⋅ =
Cantitatea de acetonă care se trimite la purificare :
5222,1031 146,2188 5075,88kg − =
Cantitatea de oxid de mesitil care se formează conf orm reacției:

146,2188 98 123,52kg 2 58 ⋅=⋅
Cantitatea de apă care se formează:
0,97 14108,7750 13685,51kg ⋅ =
CH3 C CH3
O2 CH3 C
CH3CH C
OCH3+OH213685,5117 58 5222,10kg 152 ⋅ =

96 146,2188 18 22,68kg 2 58 ⋅=⋅
Cantitatea de hidroperoxid care se transformă în al te produse:
14108,7750 13685,5117 423,26kg − =
Cantitatea de acetofenonă formată conform reacției:

423,2633 120 334,15kg 152 ⋅ =
Cantitatea de metanol care se formează:
423,2633 32 89,10kg 152 ⋅ =
Cantitatea de gudron în produsul de scindare:
96,3635(DMFC) 111,4795(MS) 123,5296(OM) 334 ,1552(AF)
89,1080(M) 22,6891(apa) 3933,1367(C) 4710,46kg + + + +
+ + =

Se utilizează drept catalizator de scindare acid su lfuric în cantitate de circa
0,22kg/100kg hidroperoxid, respectiv:
14108,7750 0,22 31,03kg 100 ⋅= CCH3
CH3O OH C
CH3O+CH3 OH

97 Materiale intrate
Nr. crt. Denumirea substanței Debit masic
[kg/h] % masă
1 Hidroperoxid de cumen 14108,77 77,17
2 Cumen 3933,13 21,51
3 Acid sulfuric 31,03 0,16
4 α-metilstiren 111,47 0,60
5 Dimetil fenil carbinol 96,36 0,52
TOTAL 18280,79 100

Materiale ieșite
Nr. crt. Denumirea substanței Debit masic
[kg/h] % masă
1 Acetonă 5075,88 27,76
2 Fenol 8463,40 46,29
3 Cumen 3933,13 21,51
4 Acid sulfuric 31,03 0,16
5 α-metilstiren 111,47 0,60
6 Dimetil fenil carbinol 96,36 0,52
7 Apă 22,68 0,12

98 8 Metanol 89,10 0,48
9 Oxid de mesitil 123,52 0,67
10 acetofenonă 334,15 1,82
TOTAL 18280,79 100

5. Fracționarea produsului scindat\
La fracționarea produsului scindat după neutralizar e se obțin:

a) Acetonă
Cantitatea de acetonă produsă : 5075,88kg
Pierderi de acetonă :

cu fenolul brut (0,3%): 15,22kg

la distilarea acetonei(0,2):10,15kg
Total pierderi: 25,30kg

Cantitatea de acetonă obținută ca produs :

5075,8842 25,3034 5050,58kg − =

b) Fenol
Cantitatea de fenol produsă : 8463,40kg
Pierderi de fenol:

la dezhidratarea fenolului(0,10%): 8,46kg

în gudronul de distilare(0,25): 21,15kg

la purificarea fenolului(0,15%): 12,69kg

99
la defenolarea cumenului(0,06%): 5,07kg
Total pierderi: 47,39kg

Cantitatea de fenol obținută ca produs :

8463,4085 47,3950 8416,01kg − =

c) Cumen brut
La distilarea cumenului se obține o fracție de cum en brut ce conține :

întreaga cantitate de cumen: 3933,13kg

circa 2,7% din fenolul produs: 227,23kg

întreaga cantitate de α-metilstiren: 111,47kg
Total cumen brut: 4271,84kg

d) Gudron de distilare
Cantitatea de gudron de distilare:
96,3635(DMFC) 123,5296(OM) 334,1552(AF) 89, 1080(M) 643,15kg + + + =

100 CAPITOLUL 4
PROIECTAREA UTILAJELOR

4.1. Proiectarea reactorului de scindare a hidroper oxidului de cumen
4.1.1. Alegerea materialului de construcție și prob leme de coroziune

Criteriile care trebuie avute în vedere la alegerea materialului pentru
construcția unui utilaj chimic sunt:

Stabilirea condițiilor de lucru pe toată perioada n ormală de
funcționare a utilajului (execuție, probe, recepție , transport, montaj,
exploatare curentă, opriri, intrare, și scoaterea d in funcțiune);

Determinarea principalelor proprietăți ale mediului (coroziunea,
valoarea temperaturilor extreme de funcționare, per iculozitatea
mediului);

Stabilirea mărcilor de oțel ce pot satisface aceste proprietăți, fără ca
aceste să prezinte inconveniente.
Întrucât mediu de reacție este puțin coroziv și te mperatura de lucru
nu este ridicată se poate alege ca material de con strucție a reactorului
tabla din oțel slab aliat. Se alege ca material de construcție oțel marca 16
Mo 3.
[2] pag.53.

Probleme de coroziune și protecție anticorozivă

101
Coroziunea reprezint ă fenomenul degrad ării sau distrugerii corpurilor
solide metalice sau nemetalice sub ac țiunea chimic ă sau electrochimic ă a
mediului înconjur ător.
Tipul de coroziune întâlnit în cazul reactorului de scindare este de
natura chimic ă. [2] pag. 57

4.1.2. Proiectarea tehnologică
4.1.2.1. Calculul dimensiunilor geometrice

Materiale intrate

Denumire Debit masic
[kg/h] %
masă ρ
[kg/m 3] Debit
volumic
[m 3/h] %
vol

102 Hidroperoxid
de cumen 14108,7750 77,17 1089,06 12,955 72,93
Cumen 3933,1367 21,515 861,06 4,567 25,71
Acid sulfuric 31,0393 0,1697 1807,5 0,01717 0,096
α-metilstiren 111,4795 0,609 873,06 0,127 0,714
Dimetil fenil
carbinol 96,3635 0,527 993,06 0,0970 0,546
Total 18280,794 100 17,763 100

Reactorul este cu funcționare continuă și deplasare totală. Timpul
spațial al reatorului este de 30 min.
s
v0 VtM=
V = volumul reactorului, m 3
Mv0 = debit volumic de alimentare, m 3/s
3 3
v0 s V M t 4,934 10 30 60 8,88m −= ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =
H5D=
2DV H 4π= ⋅
2DV 5 D 4π= ⋅ ⋅

103 3 3 4 V 4 8,88 D 1,31m 5 5 π π ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
Conform STAS D = 1300 mm [2] tabel 3.5. pag. 67.
Se admite inițial grosimea peretelui reactorului de 10mm.
Diametrul exterior al reactorului este :
e p D D 2 1300 2 10 1320mm δ = + ⋅ = + ⋅ =
Admitem înălțimea capacului reactorului egală cu în ălțimea fundului
acestuia.
e
c f 1 D 1,320 h h h h h 0,04 0,370m 4 4 = = + = + = + =
h1=înălțimea calotei elipsoidale.
h= 0,04m, se ia în funcție de D și grosimea peretel ui [2] pag. 67.
Înălțimea părții cilindrice se calculează din volum ul părții cilindrice a
reactorului.
Se ia 3 3
fV 341,3 10 m −= ⋅ [pag 70 îndrumar de proiectare]
3
cil V 8,88 2 0,3412 8,1976m = − ⋅ =
cil
cil 2 2 4 V 4 8,197 H 6,178m D (1,3) π π ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
cil c H H 2 h 6,178 2 0,370 6,918m = + ⋅ = + ⋅ =
Verificăm coieficientul de suplețe :
H 6,918 5,2 D 1,320 = =

104 4.1.2.2. Calculul de rezistență mecanică

Reactorul funcționează la presiunea atmosferică. În acest caz calculul
de rezistență mecanică se face la presiunea de 6 at .
Verificarea la presiunea interioară a grosimii pere telui reactorului se face cu
ecuația :
c
p 1 rl t
a c P D c c 2 P δϕ σ ⋅= + + ⋅ ⋅ −
în care :
Pc=presiunea de calcul, în MPa
Pc= 6at = 5,886∙10 5 Pa
D = 1,3 m
φ = coieficient de rezistență al îmbinării sudate; φ =0,7
σat = efort unitar admisibil al materialului , MPa
t
t r
a
rcσσ=
în care :
σrt = rezistența la rupere a materialului la temperat ura t, MPa
cr = coieficient de siguranța față de rezistența la r upere, are valoarea 2,4;
crl = adaos de rotunjire;
c1 = adaus pentru pierderile de grosime datorată coro ziunii; m.
vc = viteza de coroziune (0,1÷0,5mm/an);
τ = durata de funcționare a reactorului, ani (10 ÷ 15 ani);.

105 Materialul de construcție al reactorului este oțel slab aliat marca 16 Mo 3
50
r430MPa σ= [2] pag 54.
1 c c v 0,2 10 2mm τ = ⋅ = ⋅ =
p rl rl 0,5886 1,3 0,002 c 0,0030 c 2 0,7 179,166 0,5886 δ⋅= + + = + ⋅ ⋅ −
rl STAS p c 0,01 0,0030 0,0069m δ δ = − = − =

4.1.2.3. Calculul conexiunilor

Dimensionarea racordurilor urmărește determi narea diametrului
acestora.
Diametrul racordului se calculează din ecuați a debitului. În acest scop se
admite viteza de circulație a fluidului

Racord pentru alimentarea reactorului cu hidropero xid de cumen :
Mv = 17,746 m 3/h(din bilanțul de materiale), v = 1 m/s

v 4 M 4 17,746 d 0,079m v 3600 π π ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
Conform STAS 10358-80 : d = 89 x 4mm
Racord pentru evacuarea amestecului de reacție :
Mv = 19, 278 m 3/h v = 1 m/s

106 v 4 M 4 19,278 d 0,072m v 1 3600 π π ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅ ⋅
Conform STAS 10358-80 : d = 89 x 4mm
Racord pentru alimentarea reactorului cu catalizato r :
Mv = 0,01717m 3/h v = 0,5m/s

v 4 M 4 0,0171 d 0,0034m v 0,5 3600 π π ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅ ⋅
Conform STAS 10358-80 : d = 14 x 2mm
Racord pentru manometru :
Conform STAS 10358-80 : d = 20 x 2,5mm

Racord pentru teaca de termometru :
Conform STAS 10358-80 : d = 20 x 2,5mm

Gură de vizitare
Alegem gură de vizitare cu capac plan fix : d = 406 x 6mm

Alegerea flanșelor
Alegem flanșe rotunde plate prinse prin sudare conf orm STAS 8012 – 84.

Tabelul 4.1. Dimensiuni pentru flanșe

107

Fig. 4.1. Flanșă rotundă plată
4.1.2.4. Calculul suporturilor

Acestea se dimensionează funcție de greutatea react orului și a
încărcăturii sale :
M = M R + M AR Dn Teavă Flanșă Surub
filet de d i s d 1 d 2 nxd 3 d 4 b c 1
10 14 10 2 75 50 4×11 14.5 10 35 M10
15 20 15 2,5 80 55 4×11 20.5 10 40 M10
80 89 81 4 190 150 4 x 18 90 16 128 M16
400 406 400 6 515 470 16×22 412 35 439 M20
1300 1320 1300 10 1420 1380 52×18 1320 50 1353 M16

108 în care :
MR – masa reactorului ;
MAR – masa amestecului de reacție .
R c f M m 2 m = + ⋅
cm−masa părții cilindrice a reactorului ;
fm−masa fundului = masa capacului.
( )2 2
c c mat e i c mat m V D D H 4πρ ρ = ⋅ = − ⋅ ⋅
( )2 2
cm 1,320 1,300 6,178 7700 1956,76kg 4π= − ⋅ ⋅ =
fm 156kg = [2] pag. 68
RM 1956,76 2 156 2412,76kg = + ⋅ =
Tinând seama de accesoriile aparatului (flanșe, rac orduri etc,) masa
obținută se majorează cu 10% și se rotunjește.
RM 2660kg =
4M 2660 18280,794 2,09 10 kg = + = ⋅
Greutatea reactorului va fi :
4 5 G M g 2,09 10 9,81 2,05 10 N 205kN = ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ =
Sarcina specifică pe suport, având 4 suporți latera li, va fi :
205 51,25kN 4=
Din STAS se aleg suport lateral de tip A-I cu dimen siunile corespunzătoare
sarcinii specifice de 63kN.

109

Tabelul 4.2. Dimensiuni pentru suporturi Mărimea Sarcina
kN
Dimensiunile suportului, mm
Filet
a a 1 b b 1 b 2 c 1 c 2 f h h 1 s 1 l d
M12 6 63 210 165 200 230 175 35 60 135 300 360 10 40 36

110

Fig. 4.2. Suport lateral fără placă intermediară, e xecutat prin îndoire, tip I

111

4.1.3. Fișa tehnică a reactorului

Denumirea utilajulu i : reactor cu deplasare totală și funcționare
continuă.

Poziția de funcționare : verticală .

Numărul de reactoare : 1 .

Utilizare : scindarea hidroperoxidului de cumen la acetonă ș i fenol

Descriere și funționare : reactor funcționează în condiții izoterme
50÷60șC. Reglarea temperaturii se face circulând ma sa de reacție
printr-un schimbător de câldură țeavă în țeavă, sit uat în exteriorul
reactorului. Amestecul de reacție alimentează react orul pe la
partea inferioară. Scindarea are loc în cataliză ac idă, drept
catalizator folosindu-se acid sulfuric concentrat. Reactorul este
prevăzut cu capac și fund, gură de vizitare și raco rduri pentru
alimentarea masei de reacție pentru, evacuarea mas ei de reacție
și pentru alimentarea catalizatorului. Reactorul m ai are : racord
pentru teaca de termometru și racord pentru manomet ru .

Dimensiuni :
– diametru interior D i = 1300mm ;
– lungime L = 7000 mm ;
– grosime δ = 10 mm ;
– înalțimea capacului h c = h f = 370 mm.
Conexiuni, racorduri :
– racord pentru alimentarea cu reactanți : d = 89 x 4mm ;
– racord pentru evacuare : d = 89 x 4mm ;
– racord pentru alimentarea cu catalizator : d = 14 x 2mm ;

112 – racord pentru manometru : d = 20 x 2,5mm ;
– racord pentru teaca de termometru : d = 20 x 2,5mm ;
– gură de vizitare : d = 406 x 6mm .

Material de construcție : oțel slab aliat 16 Mo 3 .

Material de etanșare pentru garnituri : carton.

4.2. Proiectarea răcitorului
4.2.1. Alegerea tipului de utilaj și materialului d e construcție

Pentru răcirea amestecului de reacție care păraseș te reactorul pe la
partea superioară se alege un schimbător de căldura tip țeavă în țeavă
deoarece schimbul de căldură se face între două lic hide a căror
temperatură nu variază foarte mult pe suprafața de schimb termic
Ca material de construcție pentru răcitor vom aleg e oțel carbon
marca K 41

113 4.2.2. Proiectarea tehnologică
4.2.2.1. Determinarea dimensiunilor geometrice

Bilanțul termic pe răcitor
Scopul bilan țului termic este determinarea c ăldurii schimbate între
agentul termic și masa de reac ție și debitul de agent termic utilizat.
1 2 3 4 5 P Q Q Q Q Q Q + + = + +
Q1- fluxul termic adus în reactor de reactan ți , W
Q2- fluxul termic degajat în urma reac țiilor chimice, W
Q3- fluxul termic dat de agentul termic, W
Q4- fluxul termic scos din reactor de amestecul de re ac ție, W
Q5- fluxul termic primit de agentul termic, W
Qp- fluxul termic care se pierde în mediul înconjur ător, W

Reactorul de scindare func ționeaz ă izoterm. Amestecul de reac ție
alimenteaz ă reactorul de scindare la temperatura de 50șC. Pent ru c ă reac ția
este exoterm ă reglarea temperaturii se face cu ap ă într-un r ăcitor exterior
prin care se recircul ă produsul din reactor. Temperatura de ie șire a
amestecului de reac ție din reactor este de 60șC. Apa se înc ălze ște de la 20șC
la 30șC.

3 5 6
2 r 14108,7750 Q n H 10 2,25 10 5,80 10 W 3600 152 = ⋅ ∆ = ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅
p util Q 5% Q = ⋅ 1 HPC pHPC i cat pcat icat cumen pcumen i MS pMS i DM FC pDMFC i Q m c t m c t m c t m c t m c t = ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅
3 3 3
1
3 3 6 14108,7750 31,0393 3933,1367 Q 10 118,99 323 10 137,57 298 10 157,629 323 3600 152 3600 98 3600 120
111,4795 96,3635 10 147,273 323 10 345,38 323 1,492 10 W 3600 118 3600 136 = ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅
⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅

114 Din ecuația bilanțului de termic rezultă :
Debitul de agent termic care va prelua această căld ură va fi :

med 6
apa T 3
pQ 4,600 10 kg M 55,103 c t 4,174 10 20 s ⋅= = = ⋅ ∆ ⋅ ⋅

pHPC Jc 118,99 mol K =⋅ [4] pag 161 calculat din căldurile atomice
pcat Jc 137,57 [t 25 C] mol K = = ⋅
[7] pag. 119
pcumen Jc 157,629 mol K =⋅ [8] pag. 482
pMS Jc 147,273 mol K =⋅ [8] pag. 482
pDMFC Jc 345,38 mol K =⋅[4] pag. 161 calculat din căldurile atomice
pacetona Jc 133,574 mol K =⋅[2] pag. 238
acetona kJ r 519,6 kg = [11] pag. 521
pfenol Jc 219,6 mol K =⋅ [2] pag. 238
pcat Jc 143,805 [t 60 C] mol K = = ⋅
[2] pag. 238 6 6 6 6
5 3 1 2 4 p Q Q Q Q Q Q Q (1,492 10 5,80 10 2,449 10 ) 0,95 4,600 10 W = − = + − − = ⋅ + ⋅ − ⋅ ⋅ = ⋅

115 pme tan ol Jc 38,772 mol K =⋅[7] pag.119
pacetofenona Jc 262,06 mol K =⋅ [4] pag. 161 calculat din căldurile atomice
papa Jc 75,24 mol K =⋅[11] pag. 517
pOM Jc 274,42 mol K =⋅[4] pag. 161 calculat din căldurile atomice

Ma=55,103kg/s
Qs = 4,6 ∙ 10 6 W

Materiale răcite
Denumirea Debit
masic
[kg/h] Densitate
[kg/m3] Debit
volumic
[m 3/h] %
vol Fracții
volumice Fracții
masice
Acetonă 5075,88 757 6,705 34,78 0,347 0,290
Fenol 8463,40 1058 8 41,49 0,414 0,484
Cumen 3933,13 860 4,573 23,72 0,237 0,225
Total 17472,42 19,278 100 1 1

116
2
1 2 3
3 3 3
am 1 2 3 1 x x x 0,347 0,414 0,237 m 2066,11 0,24 10 3,6 10 0,47 10 N s η η η η − − − = + + = + + = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
3
am 4,84 10 Pa s η−= ⋅ ⋅

η1 = vâscozitatea acetonei
η2 = vâscozitatea fenolului [11] pag. 533
η3 = vâscozitatea cumenului
3
3 1 2 3
am 1 2 3 1 x x x 0,290 0,484 0,225 m 1,102 10 757 1058 860 kg ρ ρ ρ ρ −= + + = + + = ⋅
am 3kg 907,28 mρ=
Proprietățile fizice ale amestecului de reacție s -au luat la temperatura
medie, 55șC

Calculul diametrului țevii interioare

Admitem un regim turbulent Re = 2∙10 4

am
4 3
am 4 M 4 4,85 d 0,063m Re 2 10 4,84 10 π η π −⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
STAS d 76 4mm = ×

117 3
vam
rec 2 2 6
i4 M 4 5,35 10 m v 1,473 d 68 10 s π π −
−⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅ ⋅
3
4
recal 3907,28 1,473 68 10 Re 1,87 10 4,84 10 −
−⋅ ⋅ ⋅ = = ⋅ ⋅
Calculul diametrului țevii exterioare

Admitem un regim turbulent R e = 2∙10 5

( )apa 2 2
i ext
apa Mv D d 4π
ρ= ⋅ −
apa e
apa
apa d v Re ρ
η⋅ ⋅ =
v apa
i ext 5 6
apa 4 M 4 55,103 D d 0,076 0,313m Re 2 10 902 10 ρ
η π π −⋅ ⋅ ⋅= − = − = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
STAS D 324 8mm = ×
5
recal 6997 0,789 0,232 Re 2,02 10 902 10 −⋅ ⋅ = = ⋅ ⋅
2
v
cal 2 2 2 2 6
i ext 4 M 4 5,52 10 m v 0,789 (D d ) (308 76 ) 10 s π π −
−⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ − ⋅ − ⋅
Proprietățile apei s-au luat la temperatura medie , 25șC

4.2.2.2. Calculul numărului de elemente a răcitoru lui

118 m
mQA d L n K t π = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ∆

Calculul forței motrice(Δt m)

Agentul termic are temperatura de intrare 2 0șC iar temperatura de
ieșire este 30șC
Masa de reacție are temperatura de intrare 60șC iar temperatura de
ieșire este 50șC

50șC 60șC mt 30 C ∆ =

20șC 30șC
30 30

Calculul coieficientului global de transfer de căld ură(K)

Pentru calculul coieficientului global de transfe r de căldură se
folosește ecuația :
p
dp
1 p 2 1K1 1 rδ
α λ α =
+ + +

α1- coieficientul individual de transfer de căldură p entru amestecul de
reacție care circulă prin țeava interioara, W/m 2∙K ;

119 α2- coieficientul individual de transfer de căldură p entru agentul termic care
circulă prin țeava exterioră,W/m 2∙K ;
δp – grosimea peretelui țevii interioare, m
λp – conductivitatea termică a materialului țevii int erioare , W/m∙K ;
rdp – rezistența depunerilor de partea agentului termi c, m 2 ∙K/W ;

Pentru calculul lui α 1 folosim următoarea ecuație [10] pag. 159
p0,25
0,8 0,43 r
l
rPNu 0,021 Re Pr Pε 
= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅      
Re = 1,87 ∙10 4
Pentru fluide care se răcesc
p0,25
r
rP0,93 P 
=      [11] pag. 159
l 3L 4 58,82 1 d 68 10 ε−= = → = ⋅[10] pag. 160
pcPr η
λ⋅= [11] pag. 158
pam p1 1 p2 2 p3 3 kj c c x c x c x 2,271 0,290 2,344 0,484 1,313 0,225 2,088 kg K = ⋅ + ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ + ⋅ = ⋅
am 1 1 2 2 3 3 Wx x x 1,162 0,290 0,207 0,484 0,114 0,225 0,462 m K λ λ λ λ = ⋅ + ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ + ⋅ = ⋅
în care 1 2, 3 x ,x x −fracții masice
3 3 2,088 10 4,84 10 Pr 21,87 0,462 −⋅ ⋅ ⋅ = =
4 0,8 0,43 Nu 0,021 (1,87 10 ) 21,87 0,93 192,44 = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

120 1 3 2 Nu 192,44 0,462 W 1307,505 d 68 10 m K λα−⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅

Pentru calculul lui α 2 folosim următoarea relație :
p0,25
0,8 0,43 r
l
rPNu 0,021 Re Pr Pε 
= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅      
Re apa = 2,02∙10 5
Pentru fluide care se încălzesc
p0,25
r
rP1P 
=      [11] pag. 159
l1,065 ε= [11] pag.160
apa e
apa
apa v d Re ρ
η⋅ ⋅ =
e i ext d D d 308 76 232mm = − = − =

rapa P 5,42 = [11] pag. 517
5 0,8 0,36 Nu 0,021 1,065 (2,02 10 ) 5,42 811,83 = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =
2
apa
2 2Nu 811,83 61,8 10 W 2162,54 d 0,232 m K λα−⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅
Prorietățile apei s-au luat la tempertura medie, 2 5șC
Pentru calculul coieficietului global de transfer d e căldură se consideră, de
partea agentului termic, depus un strat de crustă ( piatră de cazan) cu
grosimea de 1mm și conductivitatea termică între 1÷ 3 W/m 2∙K

121 Considerăm răcitorul construit din oțel . Conductiv itatea termică a oțelului
este 17,5 W/m∙K
3 3 21 W K 557,79 1 8 10 10 1 m K
1307,505 17,5 2 2162,54 − − = = ⋅ ⋅+ + +
6
2
mQ 4,6 10 A 27,21m K t 557,79 303 ⋅= = = ⋅ ∆ ⋅
3
mA 27,21 n 30,78elemente d L 72 10 4 π π −= = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
n = 31 de elemente

4.2.2.3. Calculul conexiunilor răcitorului

Racordul de intrare și iesire a amestecului care se răcește :
STAS d 76x4mm =
Racord de intrare și ieșire a apei :
apa kg M 55,103 s= v = 1 m/s
am 4 M 4 55,103 d 0,265m v 1 997 π ρ π ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
Conform STAS 10358-80 : d = 273 x 6mm

122 Alegerea flanșelor
Alegem flanșe rotunde plate prinse prin sudare conf orm STAS 8012 – 84.

Tabelul 4.3. Dimensiuni pentru flanșe

Dn Teavă Flanșă Surub
filet de d i s d 1 d 2 nxd 3 d 4 b c 1
125 133 125 4 240 200 8 x 18 134 18 178 M16
350 356 344 6 450 410 16×18 358 30 383 M16

123

4.2.3. Fișa tehnică a răcitorului

Denumirea utilajulu i : schimbător de căldură tip țeavă în țeavă .

Poziția de funcționare : orizontală .

Numărul de elemente : 31 .

Utilizare : răcirea amestecului de reacție .

Descriere și funționare : se folosește pentru răcirea amestecului
de reacție care părăsește reactorul pe la partea su perioară.
Amestecul de reacție circulă prin țeava interioară iar agentul
termic (apa) circulă prin țeava exterioară. Circula ția se face în
echicurent. Apa intră cu 20șC și iese cu 30șC. Ames tecul de
reacție intră cu 60șC și iese cu 50șC .

Dimensiuni :
– diametru țevei interioară: STAS d 76x4mm = ;
– diametru țevei exterioare: STAS D 324 8mm = × ;
– lungime element : L = 4000 mm .

Conexiuni, racorduri :
– racord intrare apă : d = 273 x 6 mm ;
– racord ieșire apă : d = 273 x 6 mm ;
– racord intrare amestec de reacție : d 76x4mm = ;
– racord ieșire amestec de reacție : d 76x4mm = .

Material de construcție :oțel K 41 .

Material de etanșare pentru garnituri : carton.

124

4.3. Proiectarea rezervorului de acetonă
4.3.1. Alegerea tipului de rezervor și a materialul ui de construcție

Rezervorul de acetonă este un rezervor de secție. Vom alege un
rezervor cilindric cu capace elipsoidale care va fu ncționa în poziție
orizontală iar ca material de construcție vom aleg e oțel carbon marca K 41 .

4.3.2. Proiectarea tehnologică

125 4.3.2.1. Determinarea dimensiunilor geometrice.

Dimensionarea rezervorului se face astfel încât să poată fi depozitată
în o cantitate de acetonă care să asigure necesaru l pentru 2 ore
Masa de acetonă ce urmează a fi depozitată este :

M = M m ∙2
Mm = kg 5050,58 h(din bilanțul de materiale).
4M 5050,58 2 1,01 10 kg = ⋅ = ⋅ acetonă
Volum de acetonă depozitat :
4
3 M 1,01 10 V 12,77m 791 ρ⋅= = =
3 acet
rV 12,77 V 17,72m 0,75 ϕ= = =
Calculul diametrului interior și a lungimii rezer vorului

2
i
2
i
3 3
i
STAS L2(admis) D
L 2 D
DV L 4
DV 2 D 4
2 V 2 17,72 D 2,21m
D 2200mm
L 2 2,2 4,4m π
π
π π =
= ⋅
= ⋅
= ⋅ ⋅
⋅ ⋅ = = =
=
= ⋅ =

126

Diametrul exterior al rezervorului va fi :
ext i D D 2 2200 2 8 2216mm δ = + ⋅ = + ⋅ =
δ = grosimea materialului aleasă funcție de diametr ul interior al
rezervorului.
Înălțimea capacului este :
e
c 1 D 2,216 l l l l 0,025 0,579m 4 4 = + = + = + =
l = 0,025m, se ia funcție de D și δ, [2] pag. 67
Lungimea totală este :
t c L L 2 l 4,4 2 0,579 5,558m = + ⋅ = + ⋅ =

4.3.2.2. Calculul conexiunilor rezervorului

127 Rezervorul va avea un racord pentru alimentarea și un racord pentru
evacuare, racorduri care vor fi identice.

3
3
v6,705 m M 1,86 10 3600 s −= = ⋅ , v = 1,5 m/s
3
v 4 M 4 1,8 10 d 0,039m v 1,5 π π −⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
Conform STAS 10358-80 : d = 45 x 2,5mm

Recalculăm viteza:
3
v
2 2
i4 M 4 1,86 10 m v 1,480 d 0,040 s π π −⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
Gura de vizitare
Alegem gură de vizitare cu capac plan fix: d = 406 x 6mm.
Aceasta va fi montată central deasupra rezervorului .

Alegerea flanșelor
Alegem flanșe rotunde plate prinse prin sudare conf orm STAS 8012 – 84.

128

Tabelul 4.4. Dimensiuni pentru flanșe

Ca materiale de etanșare vom folosi carton, garnit ura de etanșare
având dimensiunile în funcție de dimensiunile flanș ei.

4.3.2.3 Calculul suporturilor

Fixarea rezervorului se face prin intermediul supo rților de fund.
Pentru a determina dimensiunile acestora este nece sar calculul greutății
rezervorului încărcat cu produs .

Masa totală a rezervorului plin este :
t r a M M M = +
Mr – masa rezervorului gol; Dn Teavă Flanșă Surub
filet de d i s d 1 d 2 nxd 3 d 4 b c 1
40 45 40 2,5 130 100 4×14 45,5 14 80 M12
400 406 400 6 515 470 16×22 412 35 439 M20
2200 2216 2200 8 2330 2285 88×22 2222 65 2254 M20

129 Ma – masa de acetonă.
Masa rezervorului gol este dată de masa părții cil indrice și masa capacelor.

mc = 336 kg [2] pag. 68
4
ac ac M V 12,77 791 1,01 10 kg ρ = ⋅ = ⋅ = ⋅
4
tM 2567,35 1,01 10 12668,42kg 12,66t = + ⋅ = =
t G M g 12,66 9,81 121,27kN = ⋅ = ⋅ =
Folosind 4 suporți de fund încarcarea maximă pe un suport va fi :
121,27 31,76kN 4=
Din STAS-uri se alege suport de tip picior cu dime nsiunile
corespunzătoare sarcinii de 60 kN.

4.3.3. Fișa tehnică a rezervorului de acetonă

Denumirea utilajului : rezervor de acetonă ;

Poziția de funcționare : orizontală ;

Numărul de rezervoare : 3 ;

Utilizare : depozitare acetonă ; ( )2 2 2 2
r e i mat c M D D L 2 m (2,216 2,2 ) 7750 4,4 2 336 2567,35kg 4 4 π π ρ = − ⋅ ⋅ + ⋅ = − ⋅ ⋅ + ⋅ =

130
Descriere și funționare : rezervorul este un vas cilindric, cu
volumul de 17,72m3 prevăzut cu : 2 capace elipsoidale, gură de
vizitare , două racorduri pentru admisia și evacuar ea acetonei și
este sprijinit pe 4 suporți de tip picior. Acetona este depozitată în
condiții normale ;

Dimensiuni :
– diametrul interior : D i = 2200 mm;
– lungimea : L = 5558 mm;
– înălțimea capacului : h c = 579 mm;
– grosimea : δ = 8 mm.

Conexiuni, racorduri :
– racord intrare acetonă : d = 45×2,5mm ;
– racord ieșire acetonă : d = 45×2,5mm;
– gură de vizitare : d = 406 x 6mm ;

Material de construcție : oțel carbon marca K 41 .

Material de etanșare pentru garnituri : carton.

131

4.4. Proiectarea vasului tampon

Vasul tampon este un rezervor în care se depozitea ză lichidul
separat la partea superioară a coloanei de rectific are. Din acest rezervor o
parte din lichid se recirculă în coloană pe la part ea superioară ca reflux iar
diferență constitue distilatul care se colectează î ntr-un alt rezervor.

4.4.1. Alegerea tipului de aparat și a materialului de construcție

Vom alege un vas tampon cilindric cu capace elips oidale care va
funcționa în poziție orizontală iar ca material de construcție vom alege oțel
carbon marca K 41 .

4.4.2. Proiectarea tehnologică
4.4.2.1. Determinarea dimensiunilor geometrice

132 În coloana de separare a amestecului, rezultat la scindare
hidroperoxidului de cumen, se separă la vârf aceto na iar la bază fenolul
brut.
Pentru a dimensiona vasul tampon trebuie să cunoaș tem debitul de
alimentare a acestuia.
Pentru a afla debitul de alimentare al vasului tam pon întocmin
bilanțul de materiale pe întreaga coloană și pe con densatorul de la vârful
coloanei.

( )F D W
LV L D D 1 D R 1 D= +
  = + = ⋅ + = ⋅ +    
în care :
F- debitul de alimentare al coloanei , kg/h ;
D- debitul de distilat, kg/h ;
W- debitul de rezidiu, kg/h ;
V- debitul de vapori de la partea superioră, kg/h ;
L- debitul de reflux, kg/h ;
F, D, W, – se cunosc din bilanțul de materiale
LRD= − cifra de reflux.
Admitem L2D=
4kg V 5050,58 (2 1) 1,51 10 h= ⋅ + = ⋅

133 4 4 kg L V D 1,51 10 5050,58 1,01 10 h= − = ⋅ − = ⋅
4L 1,01 10 2D 5050,58 ⋅= =
Pentru că la vârful coloanei concentrația fenolulu i în lichidul separat
este foarte mică considerăm ca vasul tampon se ali mentează numai cu
acetonă.
Dimensionarea vasului tampon se face astfel încât să poată fi
depozitată în el o cantitate de acetonă care să asi gure necesarul pentru 0,5
ore.
Masa de acetonă ce urmează a fi depozitată este :
m M M 0,5 = ⋅
Mm = 4kg 1,01 10 h⋅ (din bilanțul de materiale pe condensator).
4M 1,01 10 0,5 5050kg = ⋅ ⋅ = acetonă

Volumul de acetonă depozitat :
3 M 5050 V 6,77m 753 ρ= = =
Volumul vasului tampon :
3 acet
rV 6,77 V 8,91m 0,75 ϕ= = =
φ = coieficient de umplere
Calculul diametrului interior și a lungimii vasul ui tampon

134

Diametrul exterior al vasului tampon va fi :
ext i D D 2 1600 2 8 1616mm δ = + ⋅ = + ⋅ =
δ = grosimea materialului aleasă funcție de diametr ul interior al vasului
tampon
Înălțimea capacului este :
e
c 1 D 1,616 l l l l 0,025 0,429m 4 4 = + = + = + =
l = 0,025m, se ia funcție de D și δ, [2] pag. 67
Lungimea totală este :
t c L L 2 l 2,4 2 0,429 3,258m = + ⋅ = + ⋅ =
2
i
2
i
3 3
i
STAS L1,5(admis) D
L 1,5 D
DV L 4
DV 1,5 D 4
1,5 V 1,5 8,91 D 1,62m
D 1600mm
L 1,5 1,6 2,4m π
π
π π =
= ⋅
= ⋅
= ⋅ ⋅
⋅ ⋅ = = =
=
= ⋅ =

135 4.4.2.2. Calculul conexiunilor rezervorului

Vasul tampon va avea un racord pentru alimentarea și un racord
pentru evacuare, racorduri care vor fi identice.

4 3
3
v1,01 10 m M 3,72 10 3600 753 s − ⋅ ⋅ = = ⋅ ⋅ , v = 1,5m/s
3
v 4 M 4 3,72 10 d 0,056m v 1,5 π π −⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
Conform STAS 10358-80 : d = 57 x 3 mm

Recalculăm viteza:
3
v
2 2
i4 M 4 3,72 10 m v 1,8 d 0,051 s π π −⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅

Gura de vizitare
Alegem gură de vizitare cu capac plan : d = 406 x 6 mm.
Aceasta va fi montată central deasupra vasului tamp on

Alegerea flanșelor
Alegem flanșe rotunde plate prinse prin sudare conf orm STAS 8012 – 84

136

Tabelul 4.5. Dimensiuni pentru flanșe

Ca materiale de etanșare vom folosi carton, garnitu ra de etanșare
având dimensiunile în funcție de dimensiunile flanș ei.

4.4.2.3. Calculul suporturilor

Fixarea vasului tampon se face prin intermediul sup orților de fund.
Pentru a determina dimensiunile acestora este nece sar calculul greutății
vasului tampon încărcat cu produs .

Masa totală a vasului tampon plin este :
t r a M M M = + Dn Teavă Flanșă Surub
filet de d i s d 1 d 2 nxd 3 d 4 b c 1
50 57 51 3 140 110 4×14 52,5 14 80 M12
400 406 400 6 515 470 16×22 412 35 439 M20
1600 1616 1600 8 1720 1680 64×18 1620 50 1653 M16

137 Mr- masa vasului tampon gol;
Ma – masa de acetonă.
Masa vasului tampon gol este dată de masa părții c ilindrice și masa
capacelor.

mc = 170 kg [3] pag. 68
ac ac M V 8,91 753 6709,23kg ρ = ⋅ = ⋅ =
tM 1071,30 6709,23 7780,53kg 7,78t = + = =
t G M g 7,78 9,81 77,32kN = ⋅ = ⋅ =
Folosind 4 suporți de fund încarcarea maximă pe un suport va fi :
77,32 19,78kN 4=
Din STAS-uri se alege suport de tip picior cu dimen siunile
corespunzătoare sarcinii de 40 kN

4.4.3. Fișa tehnică a vasului tampon
( )2 2 2 2
r e i mat c M D D L 2 m (1,616 1,6 ) 7750 2,4 2 170 1071,30kg 4 4 π π ρ = − ⋅ ⋅ + ⋅ = − ⋅ ⋅ + ⋅ =

138
Denumirea utilajului :vas tampon.

Poziția de funcționare : orizontală.

Numărul de aparate : 1.

Utilizare : colectare produs de vârf rezultat la rectificare

Descriere și funționare : vasul tampon este un vas cilindric, cu
volumul de 8,91 m3 prevăzut cu : 2 capace elipsoidale, gură de
vizitare, două racorduri pentru admisia și evacuare a produsului și
este sprijinit pe 4 suporți de tip picior. Lichidu l este depozitat la
temperatura de fierbere.

Dimensiuni :
– diametru interior D i = 1600 mm ;
– lungime L = 3258 mm ;
– grosime δ = 8 mm ;
– inalțimea capacului = 429 mm .

Conexiuni, racorduri :
– racord intrare acetonă : d = 57x 3mm ;
– racord ieșire acetonă : d = 57x 3mm;
– gură de vizitare : d = 406 x 6mm.

Material de construcție : oțel carbon marca K 41 .

Material de etanșare pentru garnituri : carton.

139

4.5. Dimensionarea pompei

Puterea mororului pompei este dată de relațîa :
T v
TP M P1000 η∆ ⋅ =⋅, kW
în care :
ΔP T = căderea de presiune totală pe conducta de transp ort;
M v = debitul volumic de lichid în m 3/s ;
η T = randamentul total al instalației ( 0,6÷0,7)
Căderea de presiune pe conducta de transport este :
T din static p pot P P P P P ∆ = ∆ + ∆ + ∆ + ∆
în care:
ΔPdin = presiunea consumată pentru crearea vitezei curen tului la ieșirea din
rețea( viteza în spațiul de aspirație este egală cu zero) ;
ΔPstatic = diferența de presiune statică dintre spațiul de refulare p 2 și spațiul
de aspirație p 1 ;

140 ΔPp = pierderea de presiune pentru învingerea forțelo r de frecare, pe
porțile drepte ale conductei și pentru învingerea r ezistențelor locale ;
ΔPpot = presiunea consumată pentru ridicarea pe înălțime a H a lichidului.
2
am
din vP2ρ⋅∆ =
v = viteza în conductă de transport.
ρam = densitatea amestecului (acetonă,fenol,cumen) la temperatura de
50șC
v
2 2 6 4 M 4 19,278 m v 1,473 d 68 10 3600 s π π −⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
2
din 907,28 1,473 P 980,27Pa 2⋅∆ = =
static 2 1 P p p 0 ∆ = − =
4
pot am 2 1 P g (H H ) 907,28 9,81 3,520 3,13 10 Pa ρ ∆ = ⋅ ⋅ − = ⋅ ⋅ = ⋅
în care :
H2 = 4320mm (se măsuară pe planșa de amplasare de l a plafon la talerul
de alimentare in coloana de rectificare )
H1 = 800mm( se măsuară pe planșa de amplasare de la plafon la nivelul
lichidului în aparat)
g = accelerația gravitațională, 9,81 m/s 2
2
am
din L v Pd 2 ρλ ξ ⋅   ∆ = ⋅ + ⋅     ∑
λ = coiefiecient de frecare funcție de Re și ε ;
L = lungime conductei (din planșa de amplasare) ; L = 6780mm

141
d = diametrul conductei ;
ξ = coieficientul rezistenței locale.
1 d 68 340 e 0,2 ε= = =
3
4 am
3
am v d 907,28 1,473 68 10 Re 1,8 10 4,84 10 ρ
η−
−⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = = = ⋅ ⋅
e = rugozitatea absolută; 0,2 mm [11] pag. 501.
ε = rugozitatea relativă.
0,031 λ= [11] pag.26
Calculul rezistenței locale .
Coieficienții rezistențelor locale prezentați în ta belul următor :

Tabelul 4.6. Coieficienții rezistențelor locale [11] pag. 504
Rezistența locală ξ
Intrare în țeavă cu colțuri ascuțite 0,5
Ieșire din țeavă 1
Cot de 90ș(2 coturi) 1,1
Robinet de probă( 2 robinete) 2

0,5 1 2 1,1 4 7,7 ξ= + + ⋅ + = ∑

142 2
4
p 36,780 907,28 1,47 P 0,031 7,7 1,25 10 Pa 68 10 2 −⋅   ∆ = ⋅ + ⋅ = ⋅   ⋅ 
4 4 4
TP 980,27 3,13 10 1,25 10 4,48 10 Pa ∆ = + ⋅ + ⋅ = ⋅
44,48 10 19,278 P 0,38kW 0,65 1000 3600 ⋅ ⋅ = = ⋅ ⋅
Motorul instalat are o putere P inst ceva mai mare decât cea calculată,
pentru a dispune de o rezervă la o eventuală supraî ncărcare :
inst P P β= ⋅

în care P inst = puterea instalată ;
P = puterea necesară.
Coieficintul de siguranță al puterii β se alege în funție de valoarea lui
P [11] pag. 72.

inst P 1,8 0,38 0,684kW = ⋅ =

143

CAPITOLUL V
CONTROLUL, REGLAREA ȘI AUTOMATIZAREA
PROCESULUI TEHNOLOGIC

5.1. Controlul de calitatea și controlul pe faze de fabricații

Analiza benzenului supus alchilării se va face pri n cromatografie în
fază gazoasă. Analiza cumenului care se supune oxid ării se face tot prin
cromatografie în fază gazoasă.
Ca principiu general, cormatografia are l a bază distribuția diferită a
componentelor între două faze, una mobilă(ce poate fi gaz sau lichid) și alta
staționară (lichid sau solid). Drept consecintă a r epartiției diferite, faza
mobilă va purta cu viteze diferite componentele am estecului de-a lungul
fazei staționare, realizând separarea lor.
Metodele cromatografice pot fi clasificat e după natura procesului
elementar (cromatografie de adsorbție, de repartiți e, prin schimb ionic sau
prin excluziune sterică) sau în raport cu natura ce lor două faze
( cromatografie gaz-solid CGS, CGL, CLS, CLL).
Dintre metodele cromatografice, cromatog rafia de gaze cunoaște cea
mai largă utilizare. Se caracterizează prin aceea că faza mobilă este este un

144 gaz iar faza staționară poate fi un lichid sau un s olid, procsul de separare
fiind realizat prin absorbție–desorbție (respectiv adsorbție-desorbție)
diferențiată a componentelor unei probe.
Efectuarea unei analize cromatografice cons tă din trei etape :

obținerea cromatogramei ;

măsurarea picurilor ;

corelarea datelor numerice obținute pentru a determ ina compoziția
probei. [8] pag. 147

Metode de analiză pentru produse finite și intermed iari

Ca intermediar în obținerea fenolului și acetonei este hidroperoxidul
de cumen a cărui analiză se poate face prin metoda iodometrică. Se adaugă
probei ce conține peroxidul o soluție de NaI sau KI și iodul separat
instantaneu se titrează cu tiosulfat de sodiu. Prob a se dizolvă în cloroform,
acid acetic.
Se cântărește exact 1g de probă care se t ratează cu 6 ml ameste acid
acetic-cloroform (1:2), se introduce 1 ml soluție i odură de potasiu saturată
la rece. Se inchide flaconul cu dop rodat și se agi tă timp de 3 minute. Iodul
separat se titrează cu o soluție de tiosulfat de so diu 0,05N în prezență de
amidon. Paralel se face o determinare martor. Rezul tatul se poate exprima
ca indice de peroxid exprimat în tiosulfat sau în i od.

Ca produse finite se obțin acetonă și fenol

Metode de verificare a calității fenolului – STAS 6 555-67 .
1.Indicații generale :

145
toate cântăririle, se fac precizie de 0,0002 g

la prepararea soluțiilor și efectuarea analizelor s e folosesc reactivi de
calitate pentru analiză sau de calitate echivalentă , iar pentru analiza
cromatografică reactivi de calitate cromatografică și apă distilată sau
de puritate echivalentă ;

concentrațiile soluțiilor de reactivi, în procente reprezintă grame de
substanță în 100 ml soluție .
2.Verificarea aspectului se face vizual;
3. Determinarea punctului de cristalizare.
1-Eprubetă de sticlă 150 x 25 mm închisă cu dop ;
2-Eprubetă de sticlă 160 x 38 mm, pe fundul căreia se află un strat de 3
cm de alice de plumb(eprubetă manșon) ;
3-Pahar de laborator de 1000ml , umplut cu apă
4-flanșă
5,7-termometru ;
6-agitator de sticlă.

146

Fig. 5.1. Instalație pentru determinarea punctului de cristalizare a
fenolului

Modul de lucru
În (1) se introduc 20 ml de probă topită la 50șC a poi se pune dopul .
Dacă proba începe să cristalizeze se încălzește epr ubeta până la topirea
completă a probei . Se reglează temperatura băii de apă din (3), astfel încât
să fie cu minim 8șC sub punctul de cristalizare al fenolului. Sub agitare
continuă se urmărește apariția cristalelor în proba răcită. În timpul
cristalizării, temperatura probei scade continuu pâ nă la un momendat când
crește puțin atingând o valoare maximă ce se mențin e un anumit timp.
Această temperatură se consideră temperatura de cri stalizare a
fenolului ;valoarea astfel obținută se corectează a dăugându-se valoarea Δt
calculat cu formula :

0,00016-coieficient de dilatare mercurului, șC -1
h-înălțimea coloanei de mercur ce depășește dopul e prubetei, șC
t1-temperatura de cristalizare a fenolului, șC
t2-temperatura mediului ambiant, șC 1 2 t 0,00016 h (t t ), ∆ = ⋅ ⋅ −

147 4. Verificarea solubilității în apă : se introduc 5 ml apă într-un pahar de
laborator de 100 ml. Imediat se adaugă 5 g probă to pită la 50÷60șC și se
cântărește, apoi se mai adaugă 10 ml apă și se tran sferă conținutul
paharului într-un cilindru gradat. Se adaugă în con tinuare apă, până se
obține proporția de o parte fenol la 12 părți apă. Se astupă cilindrul cu
dopul și se agită puternic. Soluția obținută este l impede.
5. Verificarea culorii se face conform STAS 9010-81 , prin metoda vizuala pe
proba de fenol încălzită la maxim 50șC. Compararea culorii probei cu
etaloanele se face imediat după turnarea probei în cilindrul calorimetric.

Determinarea fenolului prin metoda bromat-bromură
Modul de lucru
Într-un vas se introduc 20 ml soluție ce conține 5 ÷50mg fenol. Se
adaugă o soluție 0,1 N de KBrO 3-KBr până la colorarea în galben a
soluției(în acest moment există exces de 20-25% rea ctiv în soluție). După
exact 2 minute se adaugă 2g KI și se lasă în repaus 5 minute. Iodul pus în
libertate se tratează apoi cu tiosulfat de sodiu 0, 1N, utilizând drept
indicator o soluție de amidon. La 1ml KBrO 3 corespund 0,001567g fenol.

Metoda iodometrică se bazează pe reacția iodului în mediu alcalin.
6 5 2 6 2 3 2 C H OH 3I 3KOH C H I OH 2KI 3H O − + + → + +
Excesul de iod se titrează cu tiosulfat de sodiu.
Modul de lucru
Într-un flacon iodometric se introduc 10 ml soluție fenol. Se adaugă
1ml NaOH 0,1N și 50ml soluție de iod 0,1N. Excesul de iod se titrează cu
tiosulfat de sodiu.

148
Reacții de identificare a fenolului [12] pag.135
Fenolul d ă reac ții de culoare cu FeCl 3 ,colora ții specifice care servesc
la recunoa șterea lui. Acesta d ă o colora ție violet ă. Produ șii sunt fenoxizii
care absorb în spectrul vizibil.

C6H5-OH+FeCl 3 →{ [ C 6H5OFe] 2+ + 2Cl – } +HCl
Violet intens

O alt ă reac ție de identificare a fenolului este cu acidul azot os (reac ția
Liebermann).

În aceast ă reac ție de identificare se ob ține p-difenoxi –amino-fenlolul
intens colorant, care î și modific ă culoarea func ție de aciditatea mediului de
reac ție .
Peste o prob ă de fenol se indroduc 0,5 mm de acid sulfuric conce ntrat,
solu ția se r ăce ște apoi se adaug ă câteva pic ături de azotit de sodiu 5% în acid
sulfuric concentrat. Se ob ține o colora ție albastr ă–violet. La cald culoarea
este roz-ro șu. În mediu bazic puternic culoarea devine verde.
OH
+O H N OOH
N O+OH2
OH
2 +OH
N ON
O OOH
+OH2

149
Metode de analiză pentru acetonă : STAS 6366-76.

Pentru analize se folosesc reactivi de calitate sau de calitate echivalentă și
apă distilată.
1. Verificarea mirosului și aspectului se face organol eptic.
2. Determinarea densității-se face cu aerometru, confo rm STAS 35-37.
3. Determinarea intervalului de distilare se face conf orm STAS 9161-72,
rotindu-se volumul de acetonă care distilă între 55 ,7-56,7șC. Toate
citirile se fac cu o precizie de 0,5ml pentru volum e distilate și de
±0,1șC pentru temperaturi.
4. Determinarea conținutului de apă se face conform ST AS 7041-
70(metoda Karl-Fisher) prin tratare eletrometrică.
5. Determinarea acidității :
a) Reactivi: NaOH 0,01N, fenoftaleină soluție 0,5% în alcool etilic
95%volume.
b) Mod de lucru: într-un pahar conic de 100ml se intro duc 100ml apă
distilată și câteva bucățele de porțelan poros. Se fierbe ușor timp de
5 minute, pentru îndepartarea CO 2. Se răcește, se adaugă 100ml
probă acetonă și se fierbe ușor 5 minute pe baie de apă. Se închide
paharul conic cu un dop prevăzut cu tub și se lasă să se răcească.
După răcire se adaugă 0,5ml soluție fenoftaleină și se titrează cu
soluție de NaOH până la apariția culorii roz a indi catorului.
6. Determinarea stabilității la permanganat de pot asiu.
a) Reactivi: KMnO 4 soluție 0,1% proaspăt preparată.
b) Mod de lucru: într-o eprubetă de 250ml cu dop șlefu it se introduc
100ml probă de acetonă și 1ml soluție KMnO 4 , se astupă eprubeta,
se agită, se lasă la 25șC.
7. Identificarea impurităților alcoolice.
a) Reactivi: reactivul Agulhon și se lasă amestecul să stea 5 minute la
20șC. Soluția nu trebuie să-și schimbe culoarea. Ap ariția unei
colorații albastre sau violete indică prezența impu rităților alcoolice.

150 Analiza calitativă a acetonei [ 12] pag. 137
Reacția iodoformului
3 2 2 3 3 2 (CH ) C O 3I 4KOH CHI CH COOK KI 3H O = + + → + + +
Se formează cristale galbene de iodoform cu miros specific.

Mod de lucru
Peste 1ml de acetonă se adaugă 1,5 ml KOH 25% se î ncălzește la 60șC
și apoi se adaugă 1,5ml soluție I 2 0,1N, și se agită puternic

Punctele de control sunt prezentate în tabelul 5.1.

Tabelul 5.1. Puncte de control
Nr.
Crt. Denumirea utilajului Parametrul urmărit Frecvența
controlului
1 Rezervor cumen proaspăt Concentrație cumen
97% 1×8
2 Rezervor cumen proapăt și
recirculat Concentrație HPC 24%,
concentrație cumen 24% 1×8
3 Reactor de oxidare Concentrație HPC la
ieșire 25% 1×8
4 Coloană rectificare ConcentațieHPC 78,2%, 1×8

151concentrație cumen
28%

5.2. Elaborarea schemei de automatizare a procesulu i și descrierea .

Pe baza analizei structurii procesului tehnologic s e stabilesc parametrii
și mărimile ce se impun a fi măsurați și reglați, p entru ca instalația să
răspundă pe deplin imperativelor funcționării autom ate ( calitate, cantitate,
economicitate, etc.) După ce s-au stabilit parametr ii reglați se trece la
poziționarea pe schema tehnologică a buclelor de re glare automată, cu
precizarea parametrului reglat ( debit, presiune, t emperatură, concentrație
etc.). Pentru indicarea parametrului și a funcției aparatului se fac combinații
literale în care prima literă reprezintă parametrul măsurat sau controlat, iar
următoarele redau funcția aparatului. Simbolurile l iterale pentru unii
parametrii măsurați sau reglați sunt prezentați în tabelul următor.
[14] pag. 292

152 Tabelul 5.2. Simboluri pentru parametrii reglați
Denumirea parametrului Simbolul parametrului
Concentrație A
Debit F
Nivel L
Presiune P
Temperatură T
umiditate φ

Tabelul 5.3. Simboluri pentru funcțiile aparatelor
Funcția aparatului Simbolul funcției
Reglare C
Indicare I
Alarmă A
Inregistrare R
Contorizare Q

153 1. Automatizarea reactorului de alchilare a benzenu lui cu propena .
Schema de automatizare este prezentată în figura 5. 2.

Fig. 5.2. Schema de automatizare a reactorului de a lchilare

Condițiile de operare a reactorulul sunt: temp eratura 220șC și presiunea
de lucru 35÷45at
Reglarea fluxului de benzen-fracție C3 se fac e cu bucla I. Reglarea
debitului de apă folosită pentru menținerea activit ății propanului se face cu
bucla de reglare IV. Reglarea presiunii în coloană se face prin reglarea

I

III

II
IV

154 fluxului de produs de reacție cu bucla III. Reglare a temperaturii se face prin
reglarea debitului de propan(propanul conținut în f racția C3 se recirculă în
coloană pentru a prelua căldura de reacție.)
Fluxul de benzen-fracție C3 alimentează reactorul l a temperatura de
220șC. Reglarea temperaturii se face cu bucla I din figura 5.3. prin
manipularea automată a debitului de agent termic.

Fig.5.3. Reglarea temperaturii amestecului de reacț ie

2. Automatizarea reactorului de oxidare a cumenului .
Schema de automatizare este prezentată în figura 5. 4.
I
II IV III VI

155
Fig. 5.4. Schema de automatizare a reactorului de o xidare

Condițiile de operare a reactorului de oxidare sunt : temperatura de
reacție 110șC , presiunea este de 4÷5at. pH = 8÷8,5
Reglare debitului e aer necesar oxidării se face c u bucla I. Reglarea
debitului de cumen care alimentează reactorul se fa ce cu bucla II.
Temeratura de cu care cumenul alimentează reactoru l de oxidare
este 80șC . Menținearea constantă a temperaturii se face prin reglarea
debitului de agent termic cu bucla de reglare IV. R eglarea presiunii în
coloană se face fie prin reglarea debitului de aer fie prin reglarea debitului
de produs de reacție care părăsește reactorul, cu b ucla III. Pentru reglarea
temperaturii din interiorul reactorului se foloseșt e o reglare în cascadă. În
acest caz temperatura din interiorul reactorului es te măsurată în bucla V și
comparată cu mărimea de referință. Mărimea de acțio nare reprezintă
temperatura de referința pentru bucla de reglarea V ’ care reglează
temperatura agentului termic din serpentină. Temper atura agentului termic
este măsurată și comparată cu referința. Dacă tem peratura agentului
termic nu coincide cu referința, regulatorul de te mperatură acționează
I V
V’

156 asupra ventilului pneumatic care modifică debitul d e agent termic. Cu bucla
VI se reglează pH cu ventilul plasat pe conducta de soluție alcalină.

3.Automatizarea separatorului de faze
Schema de automatizare este în figura 5.5.

I
II I’

157 Fig. 5.5. Schema de automatizare a separatorului de faze

Reglarea debitului de alimentare se face cu bucla I . O parte din
cumenul separat se recirculă la oxidare la un rapor t de recirculare 34,3.
Pentru a menține constant acest raport se face o re glare de raport cu
element de calcul de împărțire. În schemă se măsoar ă debitele F1 și F2.
Valorile măsurate sunt comunicate unui element de î mpărțire [FY]. La
ieșirea din FY avem raportul celor 2 debite(k). Par ametrul reglat (k) este
comunicat unui regulator de raport YC. Regulatorul compară valoarea
măsurată cu valoare de referință (34,3) și dacă cel e 2 valori nu sunt egale
modifică debitul F2 până când cele 2 valori coincid .

4. Automatizarea reactorului de scindare a hidroper oxidului
Schema de automatizare este în figura 5.6.

I
II III
I

158

Fig. 5.6. Schema de automatizare a reactorului de s cindare

Condițiile de operare a reactorului sunt: temperatu ra de reacție este
50șC și presiunea de 1atm.
Reglarea debitului de alimentare cu hidroperoxid se face cu bucla de
reglare I. Reglarea debitului de catalizator se fac e cu bucla II. Reglarea
temperaturii amestecului de alimentare se face cu b ucla III în care se
modifică debitul de agent termic.

5. Automatizarea rezervorului de acetonă .
Schema de automatizare este în figura 5.7. Reglar ea nivelului
rezervorului se face cu bucla I prin modificarea debitului de evacuare a
lichidului.

159

Fig. 5.7. Schema de automatizare a rezervorului de acetonă

6. Automatizarea coloanei de rectificare a amestecu lui hidroperoxid de
cumen- izopropil benzen .
Coloana este operată la vid și hidroperoxidul separ at la baza coloanei
este produs prețios. Schema de automatizare este în figura 5.8.

I

160 Fig. 5.8. Schema de automatizare a coloanei de conc entrare a HPC
Cu bucla I cu ventilul plasat pe conducta de alimen tare se reglează
debitul la o valoare constantă. Pe talerul de alim entare debitul și
temperatura trebuie să fie constante. În acest caz bucla cea mai importantă
este V – buclă de stabilizare a compoziției produsu lui de blaz. Stabilizare
compoziția produsului de blaz se face îndirect stab ilizând în mod direct
temperatura de fierbere pe talerul de control ales către partea inferioară a
coloanei. Reglarea se numește inferențială. Variabi la manipulată în bucla V
este debitul de agent termic la fierbătorul exterio r al coloanei sau aportul
de căldură în coloană.
La partea inferioară se stabilizează nivelul cu bu cla VI având ca
mărime de execuție debitul de produs final. Cu bucl a II se stabilizează
debitul de reflux la o valoare constantă. Cu bucla III se stabilizează nivelul în
vasul tampon. Cu bucla IV se stabilizează presiunea în coloană. Marimea de
execuție este debitul de apă rece la condensatorul de la vârful coloanei.

7. Automatizarea coloanei de rectificare a amestecu lui acetonă-fenol
Acetona fiind mai volatilă se separă la vârful col oanei iar fenolul la
baza coloanei. Schema de automatizare este în figur a 5.9.

161
Fig. 5.9. Schema de automatizare a coloanei de rect ificare a amestecului
acetonă-fenol

Cu bucla I cu ventilul plasat pe conducta de alimen tare se reglează
debitul la o valoare constantă. Cea mai importantă buclă este bucla II prin
care se asigură puritatea produsului de vârf. Asemă nător ca în cazul
precedent se stabilizează compoziția produsului de vârf printr-o reglare
inferențială. Parametrul reglat este temeperatura d e fierbere a lichidului
de pe talerul de control situat la partea superi oară a coloanei.
Temperatura este corelată cu compoziția distilatulu i. Talerul de control
trebuie să îndeplinească 2 condiții:

presiunea să fie constantă ;

variații acceptabile ale compoziții pe talerul de c ontrol să
provoace variații ale temperaturii.
Variabila manipulată este cifra de reflux. Cu bucla III se reglează
nivelul în vasul tampon. Variabila manipulată este debitul de distilat. Cu

162 bucla IV se reglează presiunea. La partea inferioar ă se reglează nivelul în
blazul coloanei cu bucla VI. Variabila manipulată e ste debitul de produs de
blaz. Regimul termic în blazul coloanei se reglează cu bucla V prin
stabilizarea debitului de abur la fierbătorul exter ior al coloanei.

5.3. Aparate de măsură, control și automatizare ado ptate [14] pag.298

Măsurarea presiunii și a vidului
Pentru măsurarea presiunii și vidului folosim apara te cu lichid. Cu
aceste se pot măsura suprapresiuni(manometre), depr esiuni(vacuumetre),
suprapresiuni și depresiuni(manovacuumetre) sau dif erența a două presiuni
( manometre diferențiale). Au preț de cost mic, sun t simple și precizie
relativ mare ±1÷2 mm apă sau mercur. Pentru presiun ii foarte mari folosim
aparate cu element elastic. Din acestă categorie fa c parte:

manometre cu tub Bourdon, P = 0,6÷100 atm, eroare 1 ÷2,5%;

manometre cu membrană, P = 100 mmH 2O÷40atm, eroare 2÷2,5%;

manometre cu burduf, P = 0,1÷5atm, eroare sub 2,5%

Măsurarea temperaturii
Pentru măsurarea temperaturii folosim:

termometre de sticlă cu lichid care au o scară larg ă de măsurare a
temperaturilor -200÷400șC și termometrele manometri ce cu lichid,
gaz sau vapori care au scara temperaturii de la -5 0÷600șC;

termometre bazate pe variația rezistenței electrice cu temperatura.
În această categorie se înscriu termometrele cu rez istență( metalică),

163 logometre, puntea Wheatstone etc. Aceste aparate au precizie mare,
oferă posibilitatea înregistrării automate a temper aturii și
transmiterii ei la distanță.

Pirometre termoelectrice(termocuplu). După material e din care se
confecționează sunt: termocupluri din metale prețio ase (Pt, Rh-Pt) și
din metale neprețioase(Fe-const, cromel-alumel). Ce le din prima
categorie se utilizează până la 1700șC și au preciz ia sub ±3șC, iar cele
din categoria a doua se pot folosi pe intervalul -1 50÷900șC și au
precizia de ± 4 șC (între -100 și +400șC) și ± 1% l a peste 400șC.

Măsurarea debitului
Cele mai utilizate sunt debitmetrele cu ștrangulare -diafragma,
ajutajul și tubul Venturi. Diafragma se utilizează, la conducte cu d ≥ 50mm.
Când pierderele de presiune trebuie să fie mici, se folosește ajutajul sau
tubul Venturi.
Debitmetrele cu obturație(rotametre) se folosesc l a măsurarea
debitelor relativ mici, de lichide și gaze. Se pot folosi și debitmetre pe baza
măsurării vitezei: tubul Pitot-Prandtl. Cele mai ut ilizate sunt debitmetrele
electromagnetice folosite pentru măsurarea debitelo r de lichide.

Măsurarea nivelului lichidelor
Se pot face măsurări directe și indirecte. La măsur ări directe se
folosesc: tije gradate, sticle gradate și nivelmetr e cu flotor cu transmisie,
electrică sau transmisie pneumatică. Pentru măsură ri indirecate se
folosesc: nivelmetre cu deformarea solidelor( manom etre cu tub Bourdon),
nivelmetre cu clopot, cu sondă pneumatică și nivelm etre cu tub U și
contacte electrice.

Aparate de reglare automată

164 După parametrul reglat, luând în considerare legea de reglare, se
recomandă utilizarea următoarelor regulatoare prez entate în tabelul 5.4..

Tabelul 5.4. Tipuri de regulatoare
Parametru reglat Tipul regulatorului
Debit I; PI
Presiune P; PI
Temperatură P; PI; PID
Nivel P; PI

CAPITOLUL VI
UTILITĂȚI

6.1. Stabilirea caracteristicilor și necesarul de u tilități

165
În tehnologie principalele utilități folosite sunt: aburul, apa, aerul
comprimat, solele de răcire, energia electrică și v idul.

Apa
Funcție de utilizarea care se dă apei se deosebesc mai multe categorii
:

apă de răcire;

apă poatabilă;

apă de incendiu;

apă de încălzire.

Apa de răcire – poate proveni din fântâni de adâncime, temperatu ra ei se
menține între 10-15șC în totul timpul anului, sau a pă de le turnurile de
răcire, când se recirculă având temperatura în timp ul verii 25÷30șC. Pentru
evitarea formării crustei, temperatura apei la ieși re din aparate nu trebuie
să depășească 50șC. Răcirile cu apă industrială se pot realiza până la
35÷40șC.
Apa de încălzire -poate fi:

apă caldă cu temperatura până la 90șC;

apă fierbinte, sub presiune, până la temperatura de
130÷150șC.
Apa este un agent termic mare cu capacitate caloric ă mare, ușor de
procurat. Pentru încălzire se folosește apă deduriz ată in scopul evitării
depunerilor de piatră. [14] pag. 288

166 Aburul
Aburul este cel mai utilizat agent de încălzire și poate fi:

abur umed;

abur saturat;

abur supraîncălzit.
Aburul umed – conține picături de apă și rezultă de la turbine le cu contra
presiune sau din operațiile de evaporare, ca produ s secundar. Este
cunoscut și ca abur mort.
Abur saturat – este frecvent folosit ca agent de încălzire, avâ nd căldură
latentă de condensare mare și coieficienți individu ali de transfer de căldură
mari. Temperatura aburului saturat va fi reglată uș or prin modificarea
presiunii. Încălzirea cu abur se poate realiza dire ct prin barbotare, sau
indirect prin intermediul unor suprafețe ce separă cele două fluide.
Aburul supraîncălzit – cedează în prima fază, căldura sensibilă de răci re,
până la atingerea temperaturii de saturații, când c oieficientul de transfer de
căldură este mic și apoi căldura latentă prin conde nsare.
Aburul ca agent de încălzire este în general, scump . [14] pag. 288

Energia electrică
Aceasta reprezintă una din formele de energie cele mai folosite în
industria chimică datorită usurinței de transport l a distanțe mari și la
punctele de consum și randametelor mari cu care poa te fi transformată în
energie mecanică, termică sau luminoasă.
Energia electrică transformată în energie mecanică , este utilizată la
acționarea electromotoarelor cu care sunt dotate di versele utililaje (pompe,
ventilatoare, etc.)
Energia eletrică este utilizată și la încălzire, prin transformarea în
căldură, folosind mai multe tehnice:

167
trecerea curentului electric prin rezistențe electr ice;

transformarea energiei electrice în radiații infrar oșii;

folosirea curenților de înăltă frecvență, medie și mică;

folosirea pierderilor dielectrice;

încălzirea prin arc electric.
Dezavantajul utilizării energiei electrice îl const itue costul ridicat și
impunerea unor măsuri speciale de protecție a munci i.[14] pag. 288

Aerul comprimat
Aerul comprimat este utilizat la următoarele scop uri.

ca purtător de energie(pentru acționarea aparatelor de măsură și de
reglare, în atelierul mecanic etc );

ca materie primă tehnologică;

ca fluid inert pentru manipulări de produse, suflăr i etc. necesitând o
presiune de 4÷5at;

pentru diferite scopuri ( curățirea utilajelor, usc are etc).

Solele de răcire
Sunt soluții apoase de Naci, CaCl 2 sau MgCl 2 la care se adaugă
inhibitori de coroziune(Na 2CO 3, Mg(OH) 2, CaCO 3). Circuitele cu solă permit
răciri până la -40șC.
În procesul nostru vom folosi o soluție apoasă de c lorură de calciu și
de concentrație 20,9% cu temperatura inițială de -1 5șC

Vidul

168 Vidul este utilizat la diferite coloane de distilar e din proces. În
convențional vidul se împarte în:

vid tehnic;

vid fin;

vid înalt.

Vidul tehnic se folosește în cazul proceselor tehnologice uzual e și este
cuprins între 760 și 4,5 torri. Vidul tehnic coresp unde domeniului de
fierbere a apei de la 100 la 20 șC. Pentru obținere a vidului tehnic se
folosesc pompe centrifuge.
Vidul înalt se aplică în tehnologia chimică numai în cazuri sp eciale. Este
cuprins între 10 -2÷10 -6 torri.
Vidul fin , cuprins între 4,6÷10 -2 torri, corespunde domeniului în care
curgerea laminară trece în moleculară
Vidul folosit în instalația noastră va fi un vid te hnic [14] pag. 288

6.2. Consumuri specifice
Sunt prezentate în tabelul 6.1.

Tabelul 6.1. Consumuri specifice de materiale și ut ilități
Consumuri specifice kg/kg produs
1.Materii prime
– benzen
– propenă
– oxigen
1,72
0,99
0,62

169 2.Utilități
– apă tehnologică
– energie electrică[kWh/kg prod]
– abur
39,27
0,474
0,074

CAPITOLUL VII
PRODUSE SECUNDARE, POSIBILITĂȚI DE VALORIFICARE,
RECICLARE, POLUAREA MEDIULUI

170 Ca produs secundar foarte valoros la fabricarea ace tonei prin
procedeul cumen rezultă fenol. Acesta se folosește în multe ramuri
industriale – chimică, petrolieră, farmaceutică, de parfumerie, etc. Cantități
foarte mari de fenol se folosesc pentru obținerea r ășinilor
fenolformaldehidice, care se prelucreaă în mase pla stice. Fenolul este
întrebuințat ca produs intermediar la sinteza rășin ilor poliamidice care se
utilizează pentru fabricarea fibrelor sintetice(hap ron, nylon). Pornind de la
fenol se sintetizează mulți coloranți; de asemenea se folosește pentru
obținerea uneia dintre cele mai vechi substanțe exp lozive, acid picric.
Fenolul se utilizează și în industria petrolieră pe ntru purificarea
selectivă a uleiurilor ca și agent azeotrop la sepa rarea toluenului din
benzină prin rectificare.
Din fenol se obține acid salicilic, aspirină, salol și alte substanțe
farmaceutice. De asemenea, fenolul se folosește la fabricarea substanțelor
aromatice sintetice, a tananților sintetici, etc.
În procedeul cumen se obțin și alte produse secund are în cantitățî
mai mici: diizopropilbenzen, α-metilstiren, acetofe nonă, o și p-cumil fenol,
oxid de mesitil. Aceste pot fi recuperate și valori ficate corespunzător.
Acetofenona își găsește numeroase utilizări, în ind ustria
fitofarmaceutică, α-metilstiren este hidrogenat la cumen, chiar în cadrul
instalației, conform reacției:

CH
CHC
CHC H
C HC CH2CH3
+H2CH
CHC
CHC H
C HC H CH3CH3

171

p-Diizopropilbenzenul poate fi transformat în acid terefatlic.
Gazele reziduale în care cea mai mare cantitatea o reprezintă azot nu
reprezintă un pericol pentru mediu înconjurător.
În proces se obține o cantitate mare de ape rezidu ale, de aceea una
din instalațiile auxiliare este instalația de epura re a apei. Apele reziduale
conțin substanțe organice toxice și din această cau ză nu pot fi deversate la
canal înainte de epurarea lor. Epurarea apelor rezi duale se poate face prin
procedee chimice și biologice. La procedeele chimi ce are loc precipitarea
materiilor cu anumiți reactivi. Nămolul format se e limină prin decantare.
Procedeele biologice se aplică apelor ce conțin ma terii putrescibile
solubile.

172

CAPITOLUL VIII

173 STUDIUL DE FEZABILITATE

Un element important în evitarea eșecului unui proi ect sau a unei
afaceri este elaborarea studiului de fezabilitate.
Acesta reprezintă documnetul prin care ideea unui proiect este
comunicată potențialilor parteneri sau finanțatori.
Studiul de fezabilitate nu este un șir de calcule și tabele ci o
modalitate de comunicare și organizare a unei idei .
Nu există o structură standard a unui studiul de f azabilitate.
Acesta are forme diferite în funcție de scopul prin cipal urmărit. Există
instițuții care impun o anumită structură acestui s tudiu. Ceea ce este
esențial este ca studiul de fezabilitate să aibă o coerență internă bine
justificată și să conțină toate elementele necesare judecării proiectului în
ansamblul său.
Studiul de fezabilitate este organizat pe capitole . Fiecare dintre
aceste capitole poate fi dezvoltat pe o pagină sau pe mai multe. Important
este ca după lecturarea capitolului să putem răspun de la întrebărilele: CE?
UNDE? CAND? CINE? CUM? specifice ,metodei interogat ive utilizate în
practica manageriala

8.1. Motivul

Descrierea ideilor de bază ale proiectului.

174
Elaborarea acestui proiect are drept scop proiec tarea unei instalație de
fabricarea a acetonei cu ajutorul cunoșțințelor de specialitate dobândite.
Produs obținut se dorește să reziste pe piață o p erioadă lungă de timp
prin aplicarea unui management cât mai bun.
În proiect am tratat aspecte legate și de alte posi bilități de obținere a
acetonei, aspecte importante legate de procedeul al es al obținerea
produsului, privind : fluxul tehnologic, probleme t ermodinamice și cinetice,
mecanismul de reacție, bilanț de materiale și bilan ț termic. Am abordat
problema legate de proiectarea unor utilaje; am cal culat necesarul de
utilități și energie electrică și am realizat schem a de automatizare a
instalație pentru a se respecta cât mai bine condiț iile tehnologice.

Necesitatea și oportunitatea proiectului

Principalele utilizări ale acetonei sunt: intermedi ar la fabricarea
polimetacrilatului de metil(sticla plexi) solvent pentru îndepărtarea lacului
de unghii intermediar la fabricarea izopropanolului . Analizând piața s-a
observat că cererea este foarte mare iar firmele pr oducătoare sunt foarte
puține la nivel național, comercianții fiind nevoi ți în unele situații să
importe acetona din străinătate. Având în vedere ac est lucru și ținând cont
și de faptul că costul de producție nu este mare în comparație cu veniturile
obținute am considerat că este necesar să fabric ac est produs cu speranța
de a obține o afacere profitabilă.

Prezentarea principalilor parametri ce car acterizeză produsul

175
Principalii parametrii sunt trecuți în tabelul 8.1.

Tabelul 8.1. Parametrii ce caracterizează produsul
Denumirea
produsului Calitate cf. STAS Mod de
ambalare Cost
[lei/kg] Profit
[lei/kg] Rata
rentabilității
%
Acetonă Lichid incolor,
volatil, cu miros
eteric, solubil în
apă, alcool, eter.
Masa
moleculară 58,
Temperatura de
fierbere este
57,8șC,
Densitatatea la
20șC este
869kg/m 3
Puritate: 99.9%
Apa: max 0,3 %
(cf. STAS 6366-
76)
Recipienți
din sticlă
plastic
sau metal
57829,98 15000 25,73

176
Capacitatea de producție proiectată

Conform temei de proiectare C p = 40000t/an

Iniațiatorul proiectului

Numele și adresa ințiatorului

Universitatea Teh. „Gh. Asachi” Iași
Facultatea de Chimie Industrială
Catedra: Tehnologia Substanțelor Organice

Numele și adresa executantului

Student: Gâlea Daniel
Facultatea: Chimie Indrustrială
Catedra: Tehnologia Substanțelor Organice
Grupa: 2503
Adresa: strada Dragoș Vodă Nr. 34 bloc C3 sc, C apt , 36 etaj, 3
Bârlad

177

Posibilități financiare de realizare

Finanțarea va fi asigurată după cum urmează :

50% surse proprii;

50% credite.

Partenerii de realizare a proiectului

Proiectul este realizat de studentul Gâlea Daniel s ub îndrumarea
cadrului didactic îndrumător de proiect

Inițierea proiectului

Data declanșării proiectului a fost pe 2 Martie 2 006.

178
Studii de investigare parcuse

Elaborarea proiectului se bazează pe cunoștințele a cumulate în
timpul facultății, pe consultarea bibliografiei de specialitate și pe elaborarea
a trei proiecte: tehnologic, de utilaj, de manageme nt.

Concluzii, decizii luate în urma studiilor anterioare

Documentarea făcută și proiectele întocmite anterio r conduc la
concluzia că produsul acetonă are calitățile cerute de piață și reale
posibilități de dezvoltare

8.2.Piața
8.2.1. Cercetarea proprie

Marea majoritatea tehnicelor cercetării de piață ne cesită mult timp și
cunoștințe speciale de marketing.
De aceea am recurs la o tehnică mai simplă care ne -a permis însă să
culegem un volum suficient de informații. Într-o pr imă etapă am identificat
piața căreia vrem să ne adresăm. Am discutat și ne- am consultat cu colegii,
cadre didactice, cercetători și specialiști chimișt i și clienți potențiali. Am
ajuns la concluzia că produsul nostru este fezabil și că va avea succes

179
8.2.2. Dimensiunea pieței.

Mărimea și compoziția cererii efective

În urma cercetării întreprinse în cadrul proiectulu i de management
apreciem că produsul este cerut atât pe piața inter nă (70%) cât și cea
externă (30%).

Estimarea cererii pe durate de viață a produsului.

Timpul afectat elaborării proiectului de diplomă nu ne-a permis o
evaluare a duratei de viață a produsului. Din docum entarea în literatura de
specialitate apreciem că cel puțin 2 ani piața va a bsorbi cantitatea de
40000t/an

8.2.3. Programul de vânzări

Politica de distribuție

Distribuția se va face :

180
40% rețea proprie

60% prin intermediari

Politica de preț

Prețul produsului se va stabili pe baza costurilor și profitului
planificat. Dacă va exista o concurență slabă iar c ererea va fi ridicată este
posibil ca după șasa luni să creștem prețul.
În cadrul politicii de prețuri vom practica:

preț de lansare, practicat la lansarea produsului p e piață. Va fi mai
mic decât prețul pieței;

preț unic, fixat pentru cumpărători care vor cumpăr a de la noi
produse în aceeași cantitate anual;

preț flexibil fixat pe bază de negociere;

preț de lider, adoptat dacă firma va atinge o poziț ie dominantă pe
piață.

Comisioane, reduceri de preț acordate.

Politica de prețuri practicată include și acordarea unor reduceri de
preț și a unor facilități după cum urmează:

reduceri de preț pentru vânzarea unor cantități mar i sau plata cach;

bonificații pentru clienții care pot face reclamă p rodusului nostru;

reducerii de prețuri pentru salariații întreprinder ii;

reduceri de prețuri pentru cei care cumpără anual d e la noi produsul.

181
Servicii și facilități după vânzare

Având în vedere specificul produsului nostru apreci em că nu este
cazul să acordăm facilitități după vânzare.

8.2.4. Estimarea veniturilor din vânzări

Prețul de vânzare este de 72800 lei/kg
Producția preconizată a se obține este 3,84∙10 7 kg/an
Veniturile din vânzări vor fi: 3,84∙10 7 ∙ 72800 = 2,8 ∙10 12 lei/an

8.2.5. Estimarea costurilor de vânzare

Costurile de vânzare sunt formate din cheltuieli pe ntru comisoane,
reclame, pregătirea vânzărilor etc. Un calcul estim ativ arată că vor fi
cuprinse între 0,5÷1% din prețul produsului.

8.2.6. Estimarea costului de distribuție

Costul de distribuție este format din costul de amb alare și
comisioane.
Reprezintă 0,2÷0,5% din prețul produsului.

182

8.3. Programul de producție
8.3.1. Descrierea procesului de producție

Schema bloc este prezentată în capitololul III punc tul 4.

8.3.2. Structura de producție

Este prezentată în figura 8.1.

183

Fig. 8.1. Structura de producție

8.3.3.
Caracterizarea procesului de producție
ÎNTREPRINDEREA
ACETON S.A. Secții de
bază Secții
auxiliare Secții
deservire Laboratoare

Secția S 1
Secția S 2
Secția de reparații
Transportuiri Depozitare
De control
De cerce tare

184 Caracterizarea procesului de producție este prezent ată în tabelul 8.2.

Tabelul 8.2.Caracterizarea procesului de producție
Nr crt. Caracteristici Valori
1 Felul procesului continuu
2 Tipul producție masă
3 Destinația produselor Intern 70%, extern 30%
4 Factorii care influențează organizarea
producției. -natura materiei
primei ;
-natura procesului
tehnologic ;
-natura produsului finit.

8.3.4. Caracteristici de calitate

Sunt prezentate în tabelul 8.3.

Tabelul 8.3. Caracteristici de calitate
Caracteristici de calitate

185

8.4. Capacitatea de producție
8.4.1. Calculul capacității de producție

Este prezentat în tabelul 8.4.
Funcționale
Psihosenzoriale
De
disponibilitate Tehnice economice
t.f.= 57,8șC
masa moleculară 58,
densitatatea la 20șC
este 869kg/m 3
– puritate: 99.9% min
– apa: max 0,3 %
– livrare: în ambalaje
metalice, sticlă sau
plastic, produs
inflamabil

Preț produs
72800lei/kg

Lichid incolor,
volatil, cu miros
eteric

Termen de
valabilitate
3 ani

186 3K 8,88m =
3
i 3P 40000 10 kg I 568,75 K t 8,88 330 24 m h ⋅= = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
p i e 8,88 568,75 330 24 t C K I I 40000 1000 an ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = =

P- producția anuală;
K- caracteristica de lucru;
t – timpul de lucru.

Tabelul 8.4. Calculul capacității de producție
Utilaj de bază
conducător Caracteristica
de lucru
K

[m3] Indicatorul
de utilizare
intensivă
Ii
[kg/m 3 ∙h] Indicatorul
de utilizare
extensivă
Ie
[zile] Capacitatea
de producție
Cp

[t/an]
Reactor de
scindare a
hidroperoxidului
de cumen
8,88
568,75
330
40000

187 8.4.2. Motivarea alegerii valorii C p

Am stabilit pentru C p o valoare de 40000t/an având în vedere profitul
obținut și cererea foarte mare care există pe piață .

8.5. Materii prime și materiale. Utilități.

Necesarul de materii prime și materiale și necesaru l de utilități este
determinat în capitolul VI. punctul 2.

8.6. Condiții locale.
8.6.1. Amplasament.

Pentru determinarea amplasamentului intreprinderii folosim metoda
Electre.
Consider ăm c ă intreprinderea ACETON S.A. poate fi amplasat ă în
urm ătoarele localit ăți :V 1(Ia și), V 2(Suceava), V 3(Bac ău),V 4(Borze ști)
Amplasarea în aceste localit ăți poate fi judecat ă dup ă urm ătoarele
criterii :
C 1- apropierea de sursa de materii prime ;
C 2- asigurarea cu for ță de munc ă calificat ă ;
C 3- gradul de poluare a atmosferei ;
Analizând cele 4 variante din punct de vedere a cel or 3 criterii, se
ob ține matricea aprecierilor calitative a ij.

188

Transform ăm matricea a ij în matricea utilit ăților prin acordarea pentru
F.B. = 1 ; B = 0.5 ; S = 0.
Coieficien ții de importan ță sunt trecu ți în ultima linie din matricea a ij. .

C 1 C2 C3
V1 0.5 1 1
V2 0 0 0.5
V3 1 0 0
V4 1 1 0.5
Kj 0.1 0.4 0.5

Pentru alegerea variantei optime parcurgem urm ătoarele etape :

a) calculul indicatorului de concordan ță
g h j
j1C(V ,V ) K K= ⋅ ∑∑( se face pentru a gj *≥ahj *)

Rezultatele se trec într-un tabel cu atâtea linii și coloane câte variabile
avem. Pe diagoanal ă nu avem valori.

V 1 V2 V 3 V4
V1 X 1 0.9 0.9
V2 0 X 0.9 0.5
V3 0.1 0.5 X 0.1
V4 0.5 0.9 0.9 X

b) calculul indicatorului de concordan ța C 1 C2 C3
V1 B F.B. F.B
V2 S S B
V3 F.B. S S
V4 F.B. F.B. B

189 
−<
=∗ ∗∗ ∗
hj gi gj hj
h ga ada a
VVd
max 1, 0
),(
(pentru a hj *≥agi *)

V 1 V2 V 3 V4
V1 X 0 0.5 0.5
V2 1 X 1 1
V3 1 0.5 X 1
V4 0.5 0 0 X

c) alegerea variatei optime

Se calculeaz ă matricea diferen țelor

g h g h C(V ,V ) d(V ,V ) ∆ = −
Rezultatele se trec în tabelul de mai jos :

V 1 V2 V 3 V4 Σ∆
V1 X 1 0.4 0.4 1.8
V2 -1 X -0.1 -0.5 -1.6
V3 -0.9 0 X -0.9 -1.8
V4 0 0.9 0.9 X 1.8

Cea mai mare din sum ă ne d ă varianta optim ă. Varianta aleas ă este
V4(Borze ști)

Amplasarea întreprinderii pe teritoriu localit ății

Instala ția de ob ținere a acetonei va fi amplasat ă pe platforma
industrial ă din localitatea Borze ști deoarece aceast ă solu ție permite
acoperirea din punct de vedere a aliment ării cu energie electric ă, termic ă,
ap ă, canalizare, deservire feroviar ă și rutier ă.

190

8.6.2. Organizarea transportului intern

Proiectarea obiectivelor transportului intern

a) reducerea cheltuielilor de transport ;
b) mecanizarea și automatizarea transportului intern ;
c) utilizarea unor trasee de transport scurte f ără încru țișă ri sau
întoarceri.

Identificarea transporturilor interne din cadrul se c ției

În cadrul sec ției au loc urm ătoarele categorii de transporturi :

transportul materiei prime de la depozit la sec ție și a produsului finit
de la sec ție la depozit. Se face cu ajutorul electrocarelor ;

transportul din interiorul sec ție se face prin conducte de la loc de
munc ă la altul ;

transportul informa țiilor se realizeaz ă prin transmitere direct ă sau cu
ajutorul unor supor ți informa ționali (rapoarte de tur ă, note de predare
la magazie etc).

8.6.3. Organizarea depozit ării

Proiectarea obiectivelor activit ății de depozitare

asigurarea integrit ății materiilor prime depozitate;

amplasarea ra țional ă a utilajelor în depozite;

utilizarea optim ă a suprafe ței de depozitare.

Alegerea amplasamentului depozitelor

191 Amplasarea depozitelor este prezentat ă în panul general de organizare
al întreprinderi (figura 8.2.)

Fig. 8.2.. Amplasarea depozitelor

Proiectarea fluxului de materiale în depozit

Se propune ca variant ă de flux pentru depozitul de materii prime
varianta cu traseu liniar (figura 8.3.).

Fig. 8.3. Varianta cu traseu liniar fluxului pentru depozitul de materii prime
Avantaje :

utilizarea optim ă a spa țiului de depozitare ;

deplasarea materialelor se face într-o succesiune l ogic ă fireasc ă; Depozit materii prime
Atelier
reparații
Poartă Secția de obținerea
acetonei
Cantină Pavilion
cercetare Serviciul CTC
Secția de obținere a
cumenului
Pavilion
administrativ Cabinet
medical Depozit produs fini t Depozit ambalaje
Intrare Expediție

192
nu exist ă întoarceri și încruci șări de fluxuri.
Dezavantaj

exist ă posibilitatea apari ției unor aglomer ări de flux de material.

8.7. Resursele umane
8.7.1.Necesarul de personal

Planificarea for ței de munc ă este prezentat ă în figura 8.4.. Pentru
proiectarea necesarului de for ță de munc ă folosim urm ătoarea legend ă(tabel
8.5.) :

Tabelul 8.5. Legenda simbolizării locurilor și zone lor de muncă
Bărbați Funcții (F)
Studii (S) Femei
F. de execuție

S. elementare

S. medii

S. superioare
F. de
conducere

S. medii

193
S. superioare

Deasupra simbolului se trece numărul de persoane cu cifre arabe iar
în dreapta simbolului numărul de schimburi cu cifre romane.

194
Fig. 8.4. Planificarea for ței de munc ă
alchilare
2
I, II, III
2
I, II, III 2
I, II, III 2
I, II, III
2
I, II, III 2
I, II, III
I, II, III 12
I, II, III
I, II, III 1
I
magazie pentru
materie prima laborator birou de
conducere calculator atelier reparatii camera de relaxare magazie
produs brut I, II, III 1
I, II, III 1
I, II, III 1
I, II, III 1
I, II, III 1
I, II, III 1
I, II, III 1
I, II, III 1
1
I
I, II, III 31
I1
I, II, III
II1
3
I, II, III I, II, III 1
I, II, III 411
I1
ITABLOU DE COMANDA HALA DE PRODUCTIE
2oxidare racire concentrare
scindare neutralizare distilare

195 sef de sectie coordonator
sef sectie
schimb A
inginer chimist
maistru chimist M. tablonist
operatori
chimisti operatori tablonisti inginer chimist
maistru chimist
operatori
chimisti operatori tablonisti sef sectie
schimb B
inginer chimist
maistru chimist
operatori
chimisti operatori tablonisti sef sectie
schimb C
inginer
tehnolog
inginer sef
laborator
laboranti
magazioner ing. sef de
instalatie
maistru
mecanic
mecanici ing.
calculator
programator psiholog M. tablonist M. tablonist

Fig. 8.5. Organigrama

196

197 8.7.2. Fondul de salariu și salariu mediu

Calculul fondului de salariu lunar este prezentat î n tabelul 8.6.

Tabelul 8.6. Calculul fondului de salariu lunar
Funcția Nr/sch Nr. sch. Total nr. Salariu
mediu
/lună Fond de
salariu
lunar
Sef de secție
coordonator
1
1
1
40 ∙ 10 6
40 ∙ 10 6
Sef de
schimb 1 3 3 35 ∙ 10 6 105 ∙ 10 6
Ing.
tehnolog 1 1 1 35 ∙ 10 6 35 ∙ 10 6
Ing. șef
instalație 1 1 1 35 ∙ 10 6 35 ∙ 10 6
Ing. calc. 1 1 1 35 ∙ 10 6 35 ∙ 10 6
Ing. chim.
de schimb 1 3 3 30 ∙ 10 6 90 ∙ 10 6
.ing. șef
laborator 1 1 1 30 ∙ 10 6 30 ∙ 10 6
Maistru
chimist 1 3 3 25 ∙ 10 6 75 ∙ 10 6
Maistru
Tablonist 1 3 3 25 ∙ 10 6 75 ∙ 10 6
Laboranți 3 3 9 25 ∙ 10 6 225 ∙ 10 6

198 Maistru
mecanic 1 3 3 25 ∙ 10 6 75 ∙ 10 6
Programator 3 3 9 25 ∙ 10 6 225 ∙ 10 6

Operatori
chimiști

2

3 (Operatorii
chimiști de pe
o faza se
înmulțesc cu
nr de faze)
Total = 42

10 ∙ 10 6

420 ∙ 10 6
Operatori
tabloniști 1 3 (Operatorii
tabloniști de
pe un tablou
se înmulțesc
cu nr de
tablouri)
Total = 21 10 ∙ 10 6 210 ∙ 10 6
Mecanici 4 3 12 10 ∙ 10 6 120 ∙ 10 6
Psiholog 1 1 1 7 ∙ 106 7 ∙ 10 6
Magazioner
materii
prime 1 1 1 5 ∙ 10 6 5 ∙ 10 6
Magazioner
produs brut 1 1 1 5 ∙10 6 5 ∙ 10 6
Total 116 1,81 ∙ 10 9

9
7
m1,81 10 lei S 1,56 10 116 luna ⋅= = ⋅

8.7.3. Programul de lucru propus

199
Numărul de schimburi
Se va lucra în trei schimburi. Nu se vor efectua or e suplimentare cu
excepția cazurilor de forță majoră sau pentru alte lucrări urgente destinate
prevenirii producerii unor accidente sau înlăturări i consecințelor acestora.

Durata unui schimb
Durata timpului de lucru este 8 ore /zi pentru fiec are salariat. Repartizarea
programului de lucru se face astfel:

6 – 14 – schimbul I

14 – 22 – schimbul II

22 – 6 – schimbul III

Numărul de zile libere pe săptămână
Numărul de zile libere pe săptămână este de 2 zile

8.7.4. Condiții de muncă propuse

Condițiile de muncă sunt prezentate în tabelul 8.7.

Tabelul 8.7. Factorii de ambiață fizică și psihică

200 Nr .
crt.
Factori
U.M Valoare
Hala idustrială Tablou de
comandă
1 Microclimat:
-temperatura;
-umiditatea;
-viteza aerului
-noxe.
șC
%
cm/s
14÷26
40÷60
15÷40
conf. N.P.M.
16÷18
40÷60
15
–

2 Iluminat luxi General 300 General și
local
200÷500
3 Cromatica funcțională:
-pereți;
-plafon;
-pardoseală;
-uși și pervazuri;
-utilaje;
-fond pentru tablou de
comandă;
-mobilier.
gri deschis
alb
gri deschis
albastru deschis
gri

havan
crem
alb
maro
bej închis

verde metal
havan
4 Cromatica pentru securitate:
-conducte. Apă-gri;
Gaze nocive-galben. .

201 5 Zgomot db 70(pentru frecvență
medie) Pînă la 70
pentru
frecvența
medie
6 Muzică funcțională Emisiuni de 4 reprize distribu ite astfel:
-10÷15’ înainte și după începerea
schimbului;
-15’înainte și după masă;
-20’-înainte de sfîrșitul schimbului.

8.8. Engineering

Motivarea alegerii variantei tehnologice

Motivarea alegerii variatei tehnologice este prezentată în capitolul III,
punctul 3.

Descrierea tehnologiei adoptate

Descrierea tehnologiei alese este prezentată în capitolul III, puntul 4.

202
Costul investiției

Pe baza documentației în legislația economică și a calculelor făcute în
cadrul proiectului de management estimăm costul inve stiției la 21 miliarde lei din
care 12,6 miliarde lei pentru construcții montaj (6 0% din total)

Durata de realizare a investiției

Durata de realizare a investiției este de 2 ani

Eșalonarea pe ani a investiție

anul I – 60%

anul II – 40%

8.9. Calculul costului

Calculul costului unitar

Costul unitar reprezintă toate cheltuielile care s e fac pentru fabricare unei
unități de produs. Calculul costului de producție s e face pe articole de
calculație.(tabel 8.8.)

203

Tabelul 8.8. Calculul costului unitar
Articole de calculație
U.M. Norma de
consum
Preț unitar

lei/U.M. Valoarea

lei/t
1.Materii prime și
materiale directe.

– benzen
– propenă kg
kg
1,72
0,99
6075
6534
10449000
6468660
Total materii prime 2,71 16917660
2.Utilitați tehnologice
directe.
– apă tehnologică
– energie electrică
– abur

m3
kWh
Gcal

0,079
0,477
0,074

515.000
2000
13.500

10685000
940000
576991,38
Total utilități 12015991,38
3.Cheltuieli cu munca
vie. lei/t 4680
4.CIFU lei 4585599,13

204 5.CGS lei 1374000
6.Costul de secție lei 51759599,13
7.CGI lei 2070383,96
8.Costul întreprinderii lei 57829983,10
9.Cheltuieli de
desfacere lei 0
10.Cost complet lei 57829983,10
11.Profit lei 15000000
12.Preț lei 7,28 ∙10 7

8.10. Bugetul

Trei elemente ale bugetului sunt importante în aces t capitol al studiului de
fezabilitate:

1.Cheltuielile în primele 6 luni de funcționare
11 40000 lei 57829983,10 1,92 10 12 luna ⋅ = ⋅
11 12 lei 1,92 10 6 1,157 10 6luni ⋅ ⋅ = ⋅
2.Veniturile în primele 6 luni.

205 7 12 40000 6 lei 7,28 10 1,45 10 12 6luni ⋅⋅ ⋅ = ⋅
3. Profitul în primele 6 luni
6 11 40000 lei 15 10 6 3 10 12 6luni ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅

8.11. Analiza economică

Indicatorii economici sunt trecuți în tabelul 8.11. 1.

Tabelul. 8.9. Indicatori economici
Indicatori tehnico –
economici U.M. Valoare
1. Cifra de afaceri lei 2,49∙10 12
2. Producția marfă
anuală lei/an 2,9 ∙10 12
3.Nr. total de salariați 116
4.Productivitatea
muncii lei/sal 2,5 ∙10 10
5.Fond salarii anual lei/an 2,17 ∙10 10
6.Salariul mediu lei/sal 1,87 ∙10 8
7.Rentabilitatea % 25,73
8.Durata de recuperare
a investiției ani 2

206 9.N r.de locuri de m uncă
nou create 10

8.12. Analiza de risc

În activitatea internă a intreprinderii riscurile s e pot datora:

tehnologia să nu asigure calitatea stabilită;

incapacitatea temporară de lucru a unor muncitori;

uzura morală prematură a utilajelor;

dereglări în aprovizionarea locurilor de muncă;

întreruperea energiei electrice.

Dintre factorii de risc extrem menționăm:

greve;

modificarea legislației.

8.13. Proiectarea managementului întreprinderii

Misiunea întreprinderii

Suntem o întreprindere specializat ă în fabricarea acetonei ca urmare a unei
dot ări tehnice moderne, a unui management performant și a orient ării personalului
nostru spre inovare creativitate și performan ță .
Prima noastră preocupare este de a satisface cerinț ele clienților privind
caliatatea acestui produs și de a ne extinde cât ma i mult atât pe plan național cât
și pe plan internațional.

Obiective globale

207

cre șterea productivit ății muncii cu 5% în anul 2006;

angajarea de ingineri chimi ști absolven ți al facult ății de chimie
industrial ă;

satisfacerea salaria ților ;

organizarea de cursuri de instruire pe probleme de specialitate pentru to ți
angaja ții ;

Strategia generală
Prin managementul practicat dorim să devenim lideri i pe piață cu produsul
fabricat.

Demultiplicarea obiectivelor generale pe cele 4 do menii de activitate ale
inteprinderii.

Obiective pe domeniul cercet ării :

alocarea de fonduri pentru cercetare , cel puțin la nivelul
concurenții;

amgajarea de cercetători numai pe bază de competenț ă;

dotarea punctelor de documentare;

organizarea de cursuri pe probleme de specialitate pentru toți
cercetătorii inteprinderii;

organizarea de întălniri cu alți cercetători de la alte întreprinderi
specializate în fabricarea aceluiași produs.

Obiective pe domeniul producție :

informatizarea procesului tehnologic;

efectuarea reparațiilor la timp și de calitate;

asigurarea unor condiții de muncă corespunzătoare;

asigurarea unui anumit timp noilor angajați să se obișnuiască cu
aparatura din inteprindere;

căutarea unor soluții mai profitabile pentru preluc rarea
reziduurilor rezultate în procesul de producție;

208
obținerea unui produs de calitate care să atragă câ t mai mulți
clienți;

cumpărarea de echipamente de muncă de rezervă.

Obiective pe domeniul resurselor umane :

salarizarea în funcție de rezultate;

elaborarea de planuri de carieră pentru specialiști și manageri;

plata salariilor la timp;

un program de instruiere mai bun în ceea ce privesc normele de
protecție a muncii;

o dotare modernă a cabinetului medical al inteprind erii;

asigurarea unor bilete de tabără pentru o parte din salariați;

elaborarea unor târguri de muncă având drept scop a ngajarea de
forță de muncă tânără.

Obiective pe domeniul comercial :

cumpărarea de mijloace de transport mai moderne;

angajarea de șoferi cu experientă;

construierea unor spații de depozitare încăpătoare ;

cumpărarea de materii prime de calitate cu cheltuie li cât mai
mici;

cucerirea a 2 piețe în 2006 pe plan intern ;

efectuarea de studii de piață în 2006 pentru piața internă

Metoda de conducere propusă [ 16]

Metoda de conducere aleas ă este pe baz ă de obiective
Aceasta a fosta elaborată în anul 1950 de către amer icanul Drunker. Se
recomandă pentru inteprinderi cu un înalt ritm al s chimbărilor. La baza metodei
se află principiu: eficiența întreprinderii depinde de întrepătrunderea
obiectevelor sale cu obiectivele subdiviziunilor co mponente (secții,
compartimente).
Etapele de aplicare al metodei sunt:

209
stabilirea obiectivelor fundamentale – stabilirea obiectivelor
începe cu activitatea de producție apoi vânzare și continuă cu
celelalte activități;

elaborarea programelor de activitate a călendarelor de
termene, a bugeturilor de venturi și cheltuieli – se face pe
intreprindere și pe fiecare subdiviziune organizato rică;

adaptarea subsistemului decizional, informațional ș i structural
la cerințele realizării obiectivelor;

evaluarea realizărilor și recompensarea personalulu i.

CAPITOLUL IX

210 MĂSURI DE PROTECȚIE A MUNCII ȘI P.S.I.

Puternica dezvoltare a industriei chimice necesită cunoașterea detailată a
instrucțiunilor pentru manipularea și îngrijirea co rectă a utilajului chimic
tehnologic, conducerea procesului de producție, prec um și cunoașterea
normelor de tehnica securității și protecție muncii în sectoarele respective de
activitate.
De importanță deosebită este cunoașterea diferitelo r influențe pe care le
exercită substanțele chimice ce intervin în procesu l de tehnologic, conducerea
procesului de producție, precum și cunoașterea măsu rilor de protecție și a celor
de prevenire pentru evitarea imbolnăvirilor profesi onale și asigurarea condițiilor
optime de desfășurarea a producție.
În sinteza fenolului și acetonei trebuie cunoscute acțiunile exercitate
asupra omului de propenă, benzen, cumen, fenol și a cetonă.
Propena – sunt posibile intoxicații cu propenă în cazul de teriorării
aparatului. Este puțin mai toxică decât etena pentr u sistemul cardiovascular.
Modificările metabolismului sunt mai puțin pronunța te decât în cazul
etenei. Insuficiența de oxigen provoacă narcoză.
Benzenul – este o substanță foarte periculoasă pentru organ ism. Sub
acțiunea concetrațiilor mari de vapori de benzen se constantă în primul rând
acțiunea exercitată de acesta asupra sistemului ner vos central. În cazul unei
acțiuni rapide și repetate a concetrațiilor mici, s e constată o influență asupra
sângelui și asupra organelor hematopice.
Benzenul lichid irită destul de puternic pielea. În cazul unor concentrații
mici, se constantă de obicei, o stare de excitație, asemănătoare cu cea alcoolică,
apoi somnolență, astenie generală, amețeli, grețuri , vărsături, pierderea

211 cunoștinței. Respirația este la început accelerată, apoi încetinită. Pielea și
mucoasele sunt palide.

Dispozitive de protecție
În cazul concetrațiilor mici, masca de gaz filtrant ă, se folosește 30 min. la
concentrații de 10mg/l.
În cazul concetrațiilor ridicate se pot folosi mășt i de gaze izolante sau
respiratoare.
Primul ajutor în cazul intoxicațiilor cronice, trat amentul după mutarea
muncitorului la un alt loc de muncă, constă într-o alimentație boagată cu
vitamine. În cazul anemiilor foarte grave, se va pr oceda la o transfuzie imediată
care va fi repetată la nevoie. La tratamentul unui caz anemic însoțit de febră
provocată de benzen se menționează administrarea cu succes a preparatelor
sulfamidice.
Se propune tratamentul intoxicațiilor cronice cu Na 2S2O3, penicilină.
Intoxicațiile cronice pot fi evitate prin controlul concentrației benzenului în aer,
etanșeitatea aparaturii, ventilație, vaporii de ben zen sunt mai grei decât aerul.
Fenolul – prin acțiunea sa atacă sistemul nervos central, p rezintă o acțiune
iritantă locală, puternică, provoacă arsuri. Acțiun ea generală a fenolului se
manifestă prin amețeli, astenie, transpirație, puls ul este slab și accelerat.
În cazul intoxicațiilor cronice se irită căile resp iratorii, apar tulburări
gastrice, grețuri, vărsături, insomnii. Acțiunea lo cală nu depinde atât de
concetrația soluției, cât de durata acțiunii de sup rafața de contact, astfel încât
iritarea și chiar anestezia pielei pot fi provocate de o soluție de 2÷3% fenol.
Pe locul de acțiune se simt imediat înțepături, sau amorțiri, pielea se
albește și formează riduri, iar peste câteva zile e piderma se cojește. Dăcă nu se
face spălarea, apare cangrenă.

Dispozitive de protecție individuală

212 Îmbrăcămintea de protecție individuală trebuie să f ie din pânză deasă,
mănuși de cauciuc, șorturi și încălțăminte de cauci uc. În cazul în care
îmbrăcămintea este udată cu fenol, muncitorul trebu ie scos imediat din
producție, chiar atunci când starea generală pare a fi bună. Toată îmbrăcămintea
trebuie schimbată.
Măsuri preventive constau în mecanizarea fabricări i fenolului, ventilației.
La plecarea de la locul de muncă muncitorul trebuie să-și schimbe obligatoriu
îmbrăcămintea care se va spăla cât mai des. În secț ie trebuie să fie alcool pentru
spălarea pielii în locurile atinse de fenol.
Acetona – la om concentrația de 22mg/l timp de 15 minute prov oacă
iritații importante în faringe. Concetrația de 3mg/ l nu provoacă un efect
important la o acțiune de 1 minut. La inhalarea ace tonei în concentrație de
1,2mg/l timp de 3÷5min se observă iritația ochilor, nasului, și laringelui. Mai
apar: lacrimare, stranut, tuse, amețeli, cefalee, s omnolența, anorexie, grețuri,
varsaturi. Scoaterea din mediul toxic este suficien ta pentru dispariția
fenomenelor. La inhalarea intr-o cantitatea mai mar e, intoxicatul prezinta sete,
amețeli, grețuri, vărsături, salivație, cefalee, ta hicardie, tendință la colaps, comă.
Pot aparea contracții ale musculaturii feței, extre mităților sau convulsii, mioză,
respirație tip Kussmaul.
La intoxicația prin ingerare apar rapid vărsături, diaree sanguinolență,
hiperglicemie moderată, uneori hipoglicemie
Tratament: nu exista antidot specific.
– Se face spălătura gastrica; și se administreaza p urgativ salin (30g sulfat de
sodiu) când spălătura nu este posibila.
– Se provoaca vărsături (2-3 lingurițe de sare la u n pahar de apă calduța se dau
intoxicatului, pentru ingerare).
– Se opresc convulsiile cu fenobarbital sau clordel azin.
– Se combate colapsul și se face reechilibrarea hid o-electrolitică și acido-bazică.
– Se administrează oxigen și se face respirație art ificială, la nevoie

Izopropilbenzenul – în experiențele cu doze mărite cumenul acționea ză
mai intens decât benzenul și toluenul. Narcoza se p roduce mai încet și durează

213 mai mult. Poate produce anemia mortală în cazul ins pirării vaporilor săi. Măsurile
de protecție a muncii contribuie la evitarea accide ntelor și îmbolnăvirilor
profesionale, la creșterea productivității nuncii, asigură securitatea deplină a
celor ce le aplică.

Protecția împotriva incendiilor și exploziilor
Cauzele principale ale incediilor și exploziilor se datoresc pe de o parte
nerespectării parametrilor tehnologici, lipsei de d e instructaj, lipsei de atenție.
Exploziile pot fi provocate de depășirea instantane e a limitei de rezistență
a pereților vaselor, produsă de presiunea gazelor sa u a vaporilor. Ele mai pot fi
provocate de acțiunea unei flăcări a unui corp inca ndescent, a unei lovituri,
frecări.
Încendiul izbucnește ca urmare a depozitării în sec ție a unor substanțe ușor
inflamabile sau explozive care depășesc cantitățile admise, precum și a
depozitării lor necorespunzătoare la ambalaje deter iorate lângă surse de căldură
și lipsa lor de supraveghere. Cea mai frecventă cau ză a aprinderii este flacăra
directă produsă de diferite surse.
Căldura degajată în cursul unor reacții puternic ex oterme pot constituie o
sursă de aprindere provocând incendiul .
Incendiile mai pot fi produse deasemenea din cauza electricității statice și a
descărcarilor atmosferice.
Măsuri preventive. Pentru a cunoaște măsurile neces are care trebuie luate
în vederea prevenirii exploziilor și incendiilor d in industria chimică, se impune
studierea amănunțită a tuturor locurilor de muncă d in punct de vedere al
posibilității de izbuncnire a incendiilor și explo ziilor spre a putea lua măsuri.
Pentru prevenirea incendiilor sunt necesare următoa rele măsuri generale:

evitarea sau reducarea substanțelor combustibile;

evitarea sau reducerea surselor de căldură;

evitarea sau reducarea oxigenului, aerului, sau a s ubstanțelor cu
conținut mare de oxigen;

214
împiedicarea contactului substanțelor explozive cu sursa de căldură;

controlul permanent al surselor de căldură.
]Aceste măsuri se aplică după caz, ținând seama de pericolele existente la
locurile de muncă respective. [17]

215

BIBLIOGRAFIE

1. Albu C. D., Brezeanu., M. Enciclopedie de chimie, E d. Enciclopedică,
București 1974.
2. Cristian Gh., Horoba E., Mureșan E., Proiectarea re actoarelor chimice.
Îndrumar de proiectare, Editura Performantica, Iași 2005.
3. Dumitriu Emil, Oprea S, Tehnologii moderne de prelu crare a
hidrocarburilor aromatice, I.P. Iași 1992.
4. Lupușor Gh., Merică E., Gorea C., Gorduza V., Ingin eria sintezei
intermediarilor aromatici, vol I, Ed.Tehnică, Bucur ești 1977.
5. Măcriș V. Ingineria derivaților etenei și propenei, vol II Ed. Tehnică,
București 1987.
6. Nenițescu C. D., Chimie organică vol II, E.D.P. Buc urești.
7. Niac Gavril și colab., Formule, tabele, probleme de chimie fizică, Ed. Dacia,
Cluj-Napoca, 1984
8. Oprea S., Dumitriu E., Tehnologie chimică organică. Îndrumar de laborator,
I.P. Iași 1984.
9. Oprea S., Dumitriu E., Tehnologie chimică organică. Procese fundamentale,
I.P. Iași 1984.
10. Oprea S., Dumitriu E., Tehnologie chimică organică. Materii prime pentru
industria chimică organică de sinteză I.P. Iași 198 4
11. Pavlov K. F., Romankov P.G., Noscov A.A., Procese ș i aparate în ingineria
chimică, Ed.Tehnică, București 1981.
12. Sârghie Ioan și colab., Chimie analitică calitativ ă, I.P. Iași 2000
13. Tataru L. Vâță M., Scutaru D., Compuși cu funcțiuni monovalente, Editura
Dan, Iași-Romania. 1997.

216 14. Tudose Radu și colab., Fenomene de transfer și util aje în industria chimică.
Îndrumar de proiectare, I.P. Iași.
15. Ungureanu S., Petrilă C., Automatizarea proceselor în industria chimică,
Iași 2001.
16. Voicu Monica, Luminiță Lupu, Îndrumar pentru proiec t la disciplina
organizarea și conducerea întreprinderei chimice, E ditura I.P. Iași 1920.
17. Norme departamentale de protecție a muncii, Ministe rul Industriei
Chimice, 1968.