reactoare proiect

Coordonator stiintific:Prof.Dr.Ing.Alexandru Stefan

Student:Mitu Raluca-Angela

Grupa 1141,Anul IV,Sectia SIPOL

2010

Universitatea Politehnica Bucureşti

Chimie Aplicată şi Stiinţa Materialelor

Cuprins

Cap. I. Tema de proiesct si date de proiectareCap. II. Scurt istoric privind polimerizarea clorurii de vinil, tehnologii de polimerizare si reactoare de polimerizare Cap. III. Fisa procesului tehnologic, rolul si locul reactorului in schema TehnologicaCap. IV. Tipul de reactor,modelul fizic al fazei de polimerizare si al reactorului de polimerizareCap. V. Schema cinetica si modelul cinetic al procesului de polimerizare Radicalica5.1. Schema cinetica a modelului Bulle 5.2. Modelul cinetic Bulle si ipotezele modelului 5.3. Calculul duratei totale necesare atingerii conversiei finale.Durata unei sarje 5.4. Variatia conversiei monomerului, a numarului de moli de monomer, viteza de reactie si volumul celor doua fazeCap. VI. Modelarea reactorului 6.1. Dimensionarea tehnologica a reactorului 6.1.1. Dimensionarea volumica a reactorului 6.1.2. Variatia caldurii de reactie functie de timp 6.1.3. Bilantul de caldura de reactie 6.1.4. Coeficientul partial de transfer termic de partea mediului de reactie 6.1.5. Coeficientul partial de transfer termic de partea apei de racire din manta prin convectie fortata si convectie libera 6.1.6. Coeficientul total de transfer termic 6.1.7. Verificarea ariei suprafetei de transfer termic 6.2. Calculul duratei de incarcare a reactoruluiCap. VII. Calculul mecanic sumar al reactorului 7.1. Calculul grosimii peretelui, fundului si capacului reactorului de polimerizare din considerente de rezistenta materialului 7.2. Calculul diametrelor racordurilor de alimentare si evacuareCap. VIII. Automatizarea reactorului si analiza schemei de automatizare si controlCap. IX. Bibliografie Cap.X. Material grafic: schita la scara a reactorului, diagrame si grafice

1.1 Tema de proiectare:

2

Sa se proiecteze un reactor cu amestecare perfecta pentru polimerizarea clorurii de vinil in suspensie prin procedeul discontinuu. Reactorul este operat izoterm si se va considera modelul cinetic Bulle ( modelul cu repartitie a fazelor: faza monomera este eterogena, faza polimera este omogena ).1.2 Date de proiectare:Numarul de ordine: n=1…20 Se particularizeaza pentru n=1 1) Parametri constructivi ai reactoruluiIn etapa de incarcare are loc concomitent si incalzirea amestecului de reactie pina la temperatura de reactie, incalzirea se face cu abur saturat de 2 at avind o umiditate de 5+0.5*n % grautate ce condenseaza in mantaua reactorului, coeficientul total de transfer termic in perioada incarcarii

este 350 Wm-2K-1 ;Coeficientul de zveltete al reactorului z := H/D z(n):=1.1+0.05*n

Conductivitatea termica a materialului peretelui reactorului: perete 45 watt m1 K

1Mantaua se construieste astfel ca diametrul ei interior sa fie cu 50 mm mai mare decit diametrul exterior al reactorului. Pentru grosimea peretelui reactorului se considera dp = 20 mm si se va verifica prin calcul de rezistenta mecanica.p 20 mm m 100 mm

Turatia agitatorului: na n( )100 5 n

2 rad min

1 na n( ) 0.279 s1

z n( ) 1.15Diametrul agitatorului da = D/2:

2) Parametri de operare tehnologica

Capacitatea de productie : C n( ) 1 104 500 n ton yr

1

C n( ) 0.302 kg s1

Numarul de ore lucratoare pe an: Tl 8000 hrCapacitatea de productie raportata la timpul de lucru: Cl n( ) C n( ) Tl

Coeficientul de umplere initiala a reactorului: 0.75

Durata auxilara ( durata de incarcare, descarcare si alte operatii auxiliare ):

Coeficientul de dilatare termica a apei la temperatura medie: suspensie PVC

Preluarea caldurii de reactie se face prin manta, prin care circula apa avind temperatura la intrare Tai si la iesire Tae :

3

Tai 293 K Tae 303 K Cl n( ) 8.693 106 kg

3) Proprietati fizice si cinetice ale mediului de reactie

Temperatura de reactie Tr n( ) 273 50 0.5 n( ) KConcentratia initiala a initiatorului: I0 n( ) 0.020 0.0012 n( ) mole liter

1 taux 3 hr 2.41 10

4 K1I0 n( ) 21.2 m

3mol

Raportul masic initial apa/monomer: r 2 0.1 n r 2.1Conversia finala: XMf n( ) 0.75 0.005 n in fractie molara

Entalpia de reactie: HR 22.9 kcal mole1

Constanta vitezei reactiei de descompunere a initiatorului:Tr n( ) 323.5K

k0 T( ) 6.1 1019 e

15460 KT

hr

1 T in Kelvin k0 Tr n( )( ) 2.98 105 s

1

Masa moleculara a monomerului: Mm 62.5 gm mole1

XMf n( ) 0.755Masa moleculara a initiatorului: Mi 242 gm mole1

Parametrii cinetici ai modelului:

- constanta vitezei reactiei de terminare in faza I: ktI 1 1013 liter mole

1 min1

- constanta vitezei reactiei de terminare in faza II: ktII 3 1010 liter mole

1 min1

- constanta vitezei de propagare: kp 7 105 liter mole

1 min1

- coeficientul de separare al fazelor pentru monomer: KM 0.4

- coeficientul de separare al fazelor pentru initiator: KI 1.0

- eficienta initierii: f 0.7

Densitatea monomerului:

m T( ) 947.1 1.746 T 273 K( ) K1 3.24 10

3 T 273 K( )2 K

2 kg m3

m Tr n( )( ) 850.664 m3

kg

5

Constanta globala a vitezei de reactie in faza I::

kI T( ) kp2 f k0 T( )

ktI kI Tr n( )( ) 5.837 10

6 m1.5

s1

mol0.5

Constanta globala a vitezei de reactie in faza II:T in Kelvin

kII T( ) kp2 f k0 T( )

ktII kII Tr n( )( ) 1.066 10

4 m1.5

s1

mol0.5

Densitatea polimerului; p 1380 kg m3

Caldura specifica masica a apei:

cpa T( ) 4190 4.048 T 273 K( ) K1 1.31 10

2 T 273 K( )2 K

2 joule kg1 K

1

cpa Tr n( )( ) 4.019 103 m

2K

1s

2

Caldura specifica masica a monomerului:

cpm T( ) 1245.6 5.4 T 273 K( ) K1 joule kg

1 K1

cpm Tr n( )( ) 1.518 103 m

2K

1s

2

Viscozitatea dinamica a apei: T in Kelvin

a T( ) 2.78 105 e

528

126.52 T 273 K( ) K1

kg m

1 sec1

a Tr n( )( ) 5.488 104 m

1kg s

1 T in Kelvin

Viscozitatea dinamica a monomerului:

m T( ) 1.352 105 e

745

273.15 T 273 K( ) K1

kg m

1 sec1

T in Kelvinm Tr n( )( ) 1.351 10

4 m1

kg s1

6

Conductivitatea termica a apei:

a T( ) 1999 1 0.003 T 273 K( ) K1 joule m

1 hr1 K

1

a Tr n( )( ) 0.639 m kg K1

s3

T in Kelvin

Conductivitatea termica a monomerului;

m T( ) 480.6 1.2351 T 273 K( ) K1 joule m

1 hr1 K

1

m Tr n( )( ) 0.116 m kg K1

s3

T in KelvinConductivitatea termica a polimerului:

p 590 joule m1 hr

1 K1 p 0.164 m kg K

1s

3 T in Kelvin

Densitatea apei:

T in Kelvina T( )

1001.23

1 7.95 105 T 273 K( ) K

1 3.74 106 T 273 K( )

2 K2

kg m3

a Tr n( )( ) 987.842 m3

kg

Caldura specifica masica a polimerului: cpp 240 cal kg1 K

1

7

5.2 Modelul cinetic Bulle.Bulle elimina ipotezele din modelul Hamielec a caror validitate nu este demonstrata si

anume: ajustarea modelului prin parametrul Q, desfasurarea polimerizarii dupa conversia de gel si forma disstributiei maselor moleculare ( DMM). El costruieste modelul pe baza principiilor fundamentale. Introduce si el ipoteze referitoare la constantele cinetice ale reactiilor elementare. Calitatea modelului nu poate fi apreciata, dar reprezentarea procesului este cea mai apropiata de ceea ce se intampla in realitate. Modelul prezinta urmatoarele caracteristici:

a.) ecuatiile cinetice sunt aceleasi in ambele faze ale sistemului;b.) se presupune o repartitie de echilibru pentru principali componenti ( monomer,

initiator radicali, polimer ) intre cele doua faze;c.) se considera actiunea simultana a mai multor initiatori ( AIBN ( azoizobutironitril ),

diizopropilperoxid, lauroilperoxid, sebacoilperoxid );d.) cele doua faze se considera fiecare ideal amestecate ( ipoteza discutabila ).Repartitii de echilibru. Repartitia unui component j intre cele doua faze este data de

o relatie de forma:cjII = Kj cjI

in care: c - concentratia; Kj - constanta de echilibru de repartitie a componentului j;

I si II- faza de monomer ( eterogena ) , respectiv faza de polimer ( omogena ).Constantele de echilibru depind de natura componentului. Determinarea lor experimentala este dificila, valoarea lor fiind estimata si nu direct masurata

Pentru polimer, din cauza solubilitatii foarte reduse in monomer, KP = , pentru initiator,

din lipsa datelor, Ki = 1, pentru monomer, pentru monomer KM = 0,4

18

Fractiile de volum ale fazelor. La calculul fazelor de volum ale fazelor se tine seama ca monomerul se repartizeaza de fapt in trei faze:

- faza eterogena practic de monomer pur;- faza omogena, polimer plastifiat cu monomer;- faza de gaz, deasupra spatiului lichid din reactor.

In momentul initial al polimerizarii spatiul de gaz se satureaza cu monomer la temperatura si presiunea de lucru. Pe masura ce polimerizarea avanseaza, din cauza contractiei de volum a fazei polimere, spatiul de gaz se mareste si se evapora o cantitate suplimentara de monomer.La terminarea primei etape a polimerizarii faza monomera dispare si sistemul de reactie se transforma din eterogen in omogen

Ecuatii de transformare. Evolutia cinetica a sistemului izoterm este data de ecuatiile de transformare. Se fac urmatoarele ipoteze in scrierea ecuatiilo cinetice:

- particulele fazei disperse (picaturi de monomer trecand in polimer) sunt izoterme in ambele faze componente;

- efectul simultan al mai multor initiatori este aditiv;- consumul de monomer in reactia de initiere si in cea de transfer la monomer este

neglijabil pentru bilantul monomerului;- se admite ipoteza cvasistationaritatii pentru numarul de moli de radicali in unitatea de

timp.Studiul cinetic:Consumul de monomer in reactia de initiere si cea de transfer cu monomerul este neglijabil.

19

Constantele vitezelor de propagare in cele doua faze sunt egale: kpI = kpII = kp.

Constantele vitezelor de descompunere a initiatorului in cele doua faze sunt egale: k0I = k0II = k0.

Constantele vitezelor de terminare in cele doua faze sunt diferite: ktII < ktI si kII > kI, deci

viteza reactiei de consum a monomerului in faza eterogena este mai mica decat viteza reactiei de consum a monomerului in faza omogena, vrMI < vrMII.

Ecuatia de bilant pentru initiator:tni

d

d k0 T( ) ni

Ecuatia de bilant pentru monomer, valabila pentru X<X0::

Concentratia initiala a monomerului in faza eterogena este concentratia monomerului pur, mI,0 = mI:

mI T( )m T( )

Mm

nMs T( )nM0

p

m T( )

1 KMKM

1XMs T( )

1

1m T( )

p

KM

1 KM

XMs T( )nM0 nMs T( )

nM0

XMs Tr n( )( ) 0.709

Volumul total al amestecului de reactie la momentul de timp curent t:

V nM1

m T( )

Mm

1p

Mm

nM01p

Mm

Polimerizarea decurge cu contractie de volum.

Volumul fazei polimere: VII nMMm

p

1

1 KM nM0

Mm

p

1

1 KM

Volumul fazei monomere: VI V VII

20

A T( ) kI T( ) mI T( ) II n( )0.5

Mm

p

Mm

p

KM

1 KM

kII T( ) mII T( ) III n( )0.5

Mm

p

1

1 KM

A Tr n( )( ) 1.74 104 s

1

B T( ) kI T( ) mI T( ) II n( )0.5

Mm

p

KM

1 KM kII T( ) mII T( ) III n( )

0.5Mm

p

1

1 KM

B Tr n( )( ) 1.906 104 s

1

Viteza globala a reactiei de consum a monomerului este:tnM

d

d vrMI VI vrMII VII

In faza omogena variatia in timp a numarului de moli este:tnM

d

d A nM B nM0

nM0

nMs

nM1

A nM B nM0

d0

ts

t1

d ts T( )1

A T( )ln

A T( ) B T( )1 XMs T( )( ) A T( ) B T( )

ts Tr n( )( ) 1.226 104 s durata

atingerii conversiei de gelIn faza eterogena, pentru care viteza reactiei de consum a monomerului vrMI = 0, variatia in

timp a numarului de moli este:

tnM

d

d kII mII III

0.5 VII nM mII VII

nMs

nMf

nM1

nM

d kII III0.5

ts

tf

t1

d

tf T( ) ts T( )1

kII T( ) III n( )0.5

ln1 XMf n( )( )1 XMs T( )

tf Tr n( )( ) 1.261 104 s

21

10Variatia in timp a conversiei monomerului in faza omogena:

t1 0 mints Tr n( )( )

ts Tr n( )( )XMI T t1( )

A T( ) B T( )A T( )

1 eA T( ) t1

Variatia conversiei monomerului functie de timp in faza eterogena este:

XMII T t2( ) 1 1 XMs T( )( ) ekII T( ) III n( )

0.5 t2 ts Tr n( )( )( )

t2 ts Tr n( )( ) ts Tr n( )( )tf Tr n( )( ) ts Tr n( )( )

tf Tr n( )( )

t1031.226·1032.452·1033.678·1034.904·1036.13·1037.356·1038.582·1039.808·1041.103·1041.226·10

s

XMI Tr n( ) t1( )0

0.023

0.051

0.085

0.128

0.181

0.247

0.329

0.429

0.554

0.709

t241.226·1041.23·1041.233·1041.237·1041.24·1041.244·1041.247·1041.251·1041.254·1041.258·1041.261·10

s

XMII Tr n( ) t2( )0.709

0.714

0.719

0.723

0.728

0.733

0.737

0.742

0.746

0.751

0.755

22

0 5 103 1 10

4 1.5 104

0

0.2

0.4

0.6

0.8

XMI Tr n( ) t1( )

XMII Tr n( ) t2( )

t1 sec t2 sec

Variatia conversiei monomerului functie de timp in faza omogena: XMI(Tr(n), t1)Variatia conversiei monomerului functie de timp in faza eterogena: XMII(Tr(n), t2)

Durata unei sarje: tT tf Tr n( )( ) taux tT 2.341 104 s

Numarul de sarje pe an: ns floorTl

tT

1 ns 1.231 103

Cantitatea de suspensie de PVC pe sarja: mPVCCl n( )

ns mPVC 7.062 10

3 kg

Cantitatea initiala de monomer pentru o sarja: mCVmPVC

XMf n( ) mCV 9.354 10

3 kg

Concentratia initiala a monomerului: nM0mCV

Mm nM0 1.497 10

5 mol

Cantitatea initiala de apa pentru o sarja: ma r mCV ma 1.964 104 kg

Volumul initial de monomer pentru o sarja: VCVmCV

m Tr n( )( ) VCV 10.996 m

3

23

Volumul initial de apa pentru o sarja: Vama

a Tr n( )( ) Va 19.884 m

3

Volumul initial al amestecului de reactie: Vam VCV Va Vam 30.88 m3 V0 1m

3

Volumul reactorului: V floorVam

V0

1 V 42 m3

Se face ipoteza ca procesul ar decurge in faza eterogena, cu viteza reactiei de consum a monomerului constanta si egala cu viteza maxima de polimerizare.

Viteza maxima de polimerizare in faza eterogena se atinge cand XM = XMs, corespunzator disparitiei fazei eterogene.

Variatia in timp a numarului de moli de monomer in faza polimera:

tnM

d

d nMs A nM0 B vrMmax VII

Numarul de moli de monomer in faza monomera: nMI T t1( ) nM0 1 XMI T t1( )( )

Numarul de moli de monomer in faza polimera: nMII T t2( ) nM0 1 XMII T t2( )( )

Numarul de moli de monomer in momentul separarii fazelor:

nMs T( )nM0

p

m T( )

1 KMKM

1 nMs Tr n( )( ) 4.359 10

4 mol

24

t1031.226·1032.452·1033.678·1034.904·1036.13·1037.356·1038.582·1039.808·1041.103·1041.226·10

s

nMI Tr n( ) t1( )51.497·1051.463·1051.421·1051.369·1051.305·1051.225·1051.127·1051.005·1048.538·1046.671·1044.359·10

mol

t241.226·1041.23·1041.233·1041.237·1041.24·1041.244·1041.247·1041.251·1041.254·1041.258·1041.261·10

s

nMII Tr n( ) t2( )44.359·1044.284·1044.211·1044.138·1044.068·1043.998·1043.929·1043.862·1043.796·1043.731·1043.667·10

mol

0 5 103 1 10

4 1.5 104

0

5 104

1 105

1.5 105

nMI Tr n( ) t1( )

nMII Tr n( ) t2( )

t1 sec t2 sec

Variatia numarului de moli de monomer in faza monomera functie de timp: nMI( Tr(n), t1)Variatia numarului de moli de monomer in faza polimera functie de timp: nMI( Tr(n), t1)

Volumul amestecului de reactie in faza polimera:

VII T t2( ) nMII T t2( )Mm

p

1

1 KM nM0

Mm

p

1

1 KM

25

Volumul amestecului de reactie in faza monomera:

VI T t1( ) nMI T t1( ) MmKM

1 KM1

p

1

m Tr n( )( )

nM0 MmKM

1 KM

1

p 1m

3

t1031.226·1032.452·1033.678·1034.904·1036.13·1037.356·1038.582·1039.808·1041.103·1041.226·10

s

VI Tr n( ) t1( )11.996

11.644

11.21

10.671

10.005

9.181

8.16

6.896

5.332

3.396

1

m3

t241.226·1041.23·1041.233·1041.237·1041.24·1041.244·1041.247·1041.251·1041.254·1041.258·1041.261·10

s

VII Tr n( ) t2( )8.006

8.063

8.118

8.173

8.226

8.279

8.331

8.382

8.432

8.481

8.529

m3

0 5 103 1 10

4 1.5 104

0

5

10

15

VI Tr n( ) t1( )

VII Tr n( ) t2( )

t1 sec t2 sec

Variatia volumului amestecului de reactie in faza monomera functie de timp: VI(Tr(n), t1)Variatia volumului amestecului de reactie in faza polimera functie de timp: VII(Tr(n), t2)

27

Se verifica viteza maxima de polimerizare: vrMmax1 T( ) kII T( ) mII T( ) III n( )0.5

vrMmax1 Tr n( )( ) 2.671 mol s1

m3

Viteza reactiei de consum a monomerului in faza eterogena:

t3 0 sec 442 sec ts Tr n( )( ) 40 secvrMI T t3( ) kI T( )

nMI T t3( )

VI T t3( ) II n( )

0.5

Viteza reactiei de consum a monomerului in faza omogena:

vrMII T t2( ) kII T( )nMII T t2( )

VII T t2( ) III n( )

0.5

t30

442

88431.326·1031.768·1032.21·1032.652·1033.094·1033.536·1033.978·1034.42·1034.862·1035.304·1035.746·1036.188·10

...

s

vrMI Tr n( ) t3( )0.335

0.336

0.337

0.338

0.339

0.34

0.341

0.343

0.344

0.346

0.348

0.35

0.353

0.356

0.359

...

mol s1

m3

t241.226·1041.23·1041.233·1041.237·1041.24·1041.244·1041.247·1041.251·1041.254·1041.258·1041.261·10

s

vrMII Tr n( ) t2( )2.671

2.607

2.545

2.485

2.426

2.369

2.314

2.261

2.209

2.158

2.109

mol s1

m3

28

0 5 103 1 10

4 1.5 104

0

1

2

3

vrMI Tr n( ) t3( )

vrMII Tr n( ) t2( )

t3 sec t2 sec

Variatia vitezei reactiei de consum a monomerului in faza eterogena: vrMI(Tr(n), t3)Variatia vitezei reactiei de consum a monomerului in faza omogena: vrMII(Tr(n), t2)

Calculul duratei pentru care se atinge viteza maxima de polimerizare:

nM0

nMs

nM1

d nMs A nM0 B( )0

t1s

t1

d

Densitatea amestecului de reactie in punctul de gel: g T( )1

XMs T( )

p

1 XMs T( )m T( )

g Tr n( )( ) 1.168 103 m

3kg

30

VI. Modelarea reactorului6.1 Dimensionarea tehnologica a reactorului:6.1.1 Dimensionarea volumica a reactorului

Calculul geometriei reactorului:

Fundul reactorului se considera eliptic si volumul acestuia se calculeaza cu relatia:

Vf = D3/24 si inaltimea fundului este h = D/4. Volumul partii cilindrice este:

Vc = D2Hc/4. Tinind seama de coeficientul de zveltete se poate calcula diametrul reactorului.

DV

z n( )4

24

1

3

D 3.437m

Diametrul agitatorului: daD

2 da 1.719m

Inaltimea partii cilindrice a reactorului: Hc z n( ) D Hc 3.953m

Inaltimea fundului reactorului: hD

4 h 0.859m

Inaltimea totala a reactorului: H Hc 2 h H 5.672m

Aria suprafetei de transfer termic corespunde portiunii initiale pline a reactorului inclusiv pe fundul eliptic al reactorului:

Att D Hc D

2

4 Att 41.296 m

2

Diametrul exterior al reactorului: p 20 mm De D 2 pDe 3.477m

Diametrul interior al mantalei reactorului: Dmi De 2 m Dmi 3.677m

31

6.1.2. Variatia caldurii de reactie functie de timp 6.1.3. Bilantul de caldura pe reactor:

Debitul de caldura generat de reactia de polimerizare se alege ca valoarea maxima a acestuia:

QR X( )mCV X( )

Mm

dX

dt HR( )

Numarul initial de moli de monomer: nM0 1.497 105 mol

32

Caldura de reactie pentru X<XMs: QRI T t1( ) vrMI T t1( ) HR( ) VI T t1( )

Caldura de reactie pentru X>XMs: QRII T t2( ) vrMII T t2( ) HR( ) VII T t2( )

Caldura maxima de reactie: ts1 ts Tr n( )( ) ts1 1.226 104 s

QRmax T ts1( ) vrMmax1 T( ) HR( ) VII T ts1( )

QRmax Tr n( ) ts1( ) 2.051 106 s

3m

2kg

t1031.226·1032.452·1033.678·1034.904·1036.13·1037.356·1038.582·1039.808·1041.103·1041.226·10

s

QRI Tr n( ) t1( )53.856·1053.769·1053.661·1053.527·1053.361·1053.157·1052.903·1052.589·1052.2·1051.719·1051.123·10

s3

m2

kg

t241.226·1041.23·1041.233·1041.237·1041.24·1041.244·1041.247·1041.251·1041.254·1041.258·1041.261·10

s

QRII Tr n( ) t2( )62.051·1062.015·1061.981·1061.947·1061.914·1061.881·1061.848·1061.817·1061.786·1061.755·1061.725·10

s3

m2

kg

33

0 5 103 1 10

4 1.5 104

0

5 105

1 106

1.5 106

2 106

2.5 106

QRI Tr n( ) t1( ) kg m2 sec

3

QRII Tr n( ) t2( ) kg m2 sec

3

t1 sec t2 sec

Variatia caldurii de reactie pentru X<XMs functie de conversia monomerui QRI(Tr(n), t1)Variatia caldurii de reactie pentru X>XMs functie de conversia monomerui QRI(Tr(n), t1)

Dimensionarea termica a reactorului se face la solicitarea termica maxima:

QRmax Tr n( ) ts1( ) 2.051 106 s

3m

2kg

Debitul apei de racire la solicitarea termica maxima se determina din ecuatia de bilant de caldura:

TmedaTai Tae

2 Tmeda 298K Ta Tae Tai

Ta 10K

GaQRmax Tr n( ) ts1( )

cpa Tmeda( ) Ta Ga 50.051 s

1kg

Diferenta medie logaritmica de temperatura: T0 Tr n( ) TaiTA Tr n( ) Tae

TmedT0 TA

lnT0

TA

T0 30.5K TA 20.5KTmed 25.17K

34

6.1.4.Calculul coeficientului partial de transfer termic de partea mediului de reactie:Initial in ractor se afla o faza continua omogena lichid - lichid ( monomer - apa ) iar ulterior pe masura ce apare polimerul se considera sistemul dispers eterogen lichid - solid (faza continua - faza dispersa).

Medierea proprietatilor fizice ale mediului de reactie se face in raport cu fractia de volum a monomerului ( pentru faza continua ) si respectiv polimerului ( pentru faza dispersa ).

Fractia de volum a monomerului in faza continua:

mCV T t1( ) nMI T t1( ) Mm m T t1( )

mCV T t1( )

m T( )

mCV T t1( )

m T( )

ma

a T( )

-in faza eterogena masa de polimer este: mpI T t1( ) nMI T t1( ) Mm XMI T t1( )

-in faza omogena masa de polimer este:mpII T t2( ) nMII T t2( ) Mm XMII T t2( ) nM0 Mm XMs T( )

Fractia de volum a polimerului

p T t2( )

mpII T t2( )

p

mpII T t2( )

p

ma

a T( )

35

mCV Tr n( ) t1( )39.354·1039.142·1038.88·1038.555·1038.154·1037.656·1037.041·1036.279·1035.336·1034.169·1032.724·10

kg

m Tr n( ) t1( )0.356

0.351

0.344

0.336

0.325

0.312

0.294

0.271

0.24

0.198

0.139

mpI Tr n( ) t1( )0

206.97

449.884

730.22131.046·1031.389·1031.741·1032.064·1032.292·1032.311·1031.931·10

kg

mpII Tr n( ) t2( )38.56·1038.54·1038.521·1038.501·1038.481·1038.46·1038.44·1038.42·1038.4·1038.38·1038.359·10

kg

p Tr n( ) t2( )0.238

0.237

0.237

0.237

0.236

0.236

0.235

0.235

0.234

0.234

0.234

0 3 103 6 10

3 9 103 1.2 10

4 1.5 104

0.1

0.2

0.3

0.4

m Tr n( ) t1( )

t1 sec

Variatia fractiei de volum a monomerului functie de conversia monomerului.

36

1.22 104 1.23 10

4 1.24 104 1.25 10

4 1.26 104 1.27 10

40.233

0.234

0.236

0.237

0.238

p Tr n( ) t2( )

t2 sec

Variatia fractiei de volum a polimerului functie de conversia monomerului.

Proprietatile fizice ale fazei eterogene:

- densitatea:

fe T t1( ) m T t1( ) m T( ) 1 m T t1( )( ) a T( ) fe Tr n( ) ts Tr n( )( )( ) 968.813 m3

kg

- viscozitatea:

fe T t1( )m T( )

a T( )

m T t1( )

a T( )

- conductivitatea termica:

fe T t1( ) m T t1( ) m T( ) 1 m T t1( )( ) a T( )

- caldura specifica masica:

cpfe T t1( ) m T t1( ) cpm T( ) 1 m T t1( )( ) cpa T( )

Proprietatile fizice ale fazei omogene:

- densitatea:

fo T t2( ) p T t2( ) p 1 p T t2( )( ) fe T ts Tr n( )( )( )

37

- viscozitatea:

fo T t2( ) fe T ts Tr n( )( )( ) 1 2.5 p T t2( ) 7.5 p T t2( )2

- conductivitatea termica:

fo T t2( ) fe T ts Tr n( )( )( )2 fe T ts Tr n( )( )( ) p 2 p T t2( ) fe T ts Tr n( )( )( ) p( )2 fe T ts Tr n( )( )( ) p p T t2( ) fe T ts Tr n( )( )( ) p( )

- caldura specifica masica:

cpfo T t2( ) p T t2( ) cpp 1 p T t2( )( ) cpfe T ts Tr n( )( )( )

38

fe Tr n( ) t1( )938.996

939.714

940.619

941.765

943.225

945.097

947.523

950.704

954.944

960.717

968.813

m3

kg

fo Tr n( ) t2( )31.067·1031.066·1031.066·1031.066·1031.066·1031.066·1031.066·1031.065·1031.065·1031.065·1031.065·10

m3

kg

fe Tr n( ) t1( )-43.332·10-43.356·10-43.387·10-43.427·10-43.479·10-43.546·10-43.635·10-43.755·10-43.921·10-44.16·10-44.518·10

s1

m1

kg

fo Tr n( ) t2( )-49.12·10-49.109·10-49.097·10-49.086·10-49.074·10-49.062·10-49.051·10-49.039·10-49.027·10-49.015·10-49.004·10

s1

m1

kg

fe Tr n( ) t1( )0.453

0.456

0.459

0.464

0.469

0.476

0.486

0.498

0.514

0.536

0.567

K1

s3

m kg

fo Tr n( ) t2( )0.317

0.317

0.317

0.317

0.317

0.317

0.318

0.318

0.318

0.318

0.318

K1

s3

m kg

cpfe Tr n( ) t1( )33.129·1033.142·1033.158·1033.179·1033.206·1033.24·1033.284·1033.342·1033.419·1033.525·1033.672·10

K1

s2

m2

cpfo Tr n( ) t2( )33.038·1033.039·1033.04·1033.041·1033.042·1033.044·1033.045·1033.046·1033.047·1033.048·1033.049·10

K1

s2

m2

Criteriul Prandtl pentru faza eterogena la conversie Xs:

Prfe T t1( )fe T t1( ) cpfe T t1( )

fe T t1( ) Prfe Tr n( ) ts1( ) 2.927

39

Criteriul Reynolds pentru faza eterogena la conversie nula:

Refe T t1( )na n( ) da

2 fe T t1( )fe T t1( )

Refe Tr n( ) ts1( ) 1.764 106

Ecuatia criteriala de transfer termic este:

Nufe T t1( ) 0.36 Refe T t1( )0.67 Prfe T t1( )

0.33fe T t1( )

perete T t1( )

0.14

Se neglijeaza raportul viscozitatilor si se calculeaza numarul Nusselt:

Nufe T t1( ) 0.36 Refe T t1( )0.67 Prfe T t1( )

0.33 Nufe Tr n( ) ts1( ) 7.86 103

Coeficientul partial de transfer termic de partea mediului de reactie:

fe T t1( )Nufe T t1( ) fe T t1( )

da fe Tr n( ) ts1( ) 2.592 10

3 K1

s3

kg

40

fe Tr n( ) t1( )32.298·1032.306·1032.316·1032.329·1032.344·1032.364·1032.389·1032.422·1032.464·1032.519·1032.592·10

K1

s3

kg

41

6.1.5Calculul coeficientului partial de transfer termic de partea apei de racire (in mantaua reactorului) prin convectie fortata si convectie libera sau naturala::

Diametrul hidrodinamic echivalent pentru calculul numarului Reynolds este dech = 4Sc/Pu:

dech m

Viteza de curgere a apei prin spatiul inelar al mantalei reactorului:

va4 Ga

a Tmeda( ) Dmi2

De2

va 0.045 s1

m

Criteriul Reynolds:

Reava dech a Tmeda( )

a Tmeda( ) Rea 4.912 10

3

Ecuatia criteriala valabila pentru Rea < 5 10^5:

42

Criteriul Prandtl: Praa Tmeda( ) cpa Tmeda( )

a Tmeda( ) Pra 6.223

Daca se neglijeaza raportul viscozitatilor, se poate calcula numarul Nusselt:

Nua 0.66 Rea0.5 Pra

0.33 Nua 84.565

Coeficientul partial de transfer termic de partea apei de racire:

acfNua a Tmeda( )

Hc acf 12.77 K

1s

3kg

Deoarece valoarea lui a este foarte mica se considera convectia libera.

43

Se scrie egalitatea fluxurilor termice:

Q

H D r Tr n( ) Tpi( )

perete

p Dmed Tpi Tpe( ) acn De Tpe Tmeda( )

Tpi

TpeD

Dmed

fe Tr n( ) ts1( ) pperete

Tr n( )

1D

Dmed


Tpi Tpe

De

Dmed

acn pperete Tpe Tmeda( )

Diametrul mediu logaritmic al reactorului: DmedDe D

lnDe

D

Dmed 3.457m

-ecuatia criteriala : Nu=0.129 x (Gr x Pr )^0.33

Coeficientul partial de transfer termic de partea apei pentru Gr*Pr>10^8 se calculeaza cu relatia:

acna Tmeda( )

Hc0.129

g Hc3 a Tmeda( )

2

a Tmeda( )2

Tpe Tmeda( ) Pra

0.33

g 9.81 m sec2

44

Calculul temperaturii peretelui exterior al reactorului:

not11 Tmeda Tpe( )a Tmeda( )

Hc0.129

g Hc3 a Tmeda( )

2

a Tmeda( )2

Tpe Tmeda( ) Pra

0.33

not12 Tp2 n( )

Tp2D

Dmed


Tr n( )

1D

Dmed


Tp2 325 K

not12 Tp2 n( ) Tp2De

Dmed

p

perete Tp2 Tmeda( ) not11 Tmeda Tp2( )( )

Tp2sol Find Tp2( ) Tp2sol 316.216K

45

Temperatura peretelui interior al reactorului:

Tp1

Tp2solD

Dmed


Tr n( )

1D

Dmed


Tp1 320.105K

acna Tmeda( )

Hc0.129

g Hc3 a Tmeda( )

2

a Tmeda( )2

Tp2sol Tmeda( ) Pra

0.33

acn 477.563 K1

s3

kg

Se verifica ipoteza Gr*Pr>10^8, se noteaza c1 = Gr*Pr

c1g Hc

3 a Tmeda( )2

a Tmeda( )2

Tp2sol Tmeda( ) Pra c1 2.002 1013

46

6.1.6.Coeficientul total de transfer termic:

Ktt1

1

acn

p

perete

1

fe Tr n( ) ts1( )

Ktt 341.973 K1

s3

kg

Qt Att Ktt Tmed Qt 3.554 105 s

3m

2kg

QRmax Tr n( ) ts1( ) 2.051 106 s

3m

2kg

Deoarece Qt<QRmax se cauta mijloacele de marire a caldurii transferate.

Qt

QRmax Tr n( ) ts1( )100 17.334

6.1.7.Verificarea ariei suprafetei de transfer termic:Debitul de caldura transferata prin mantaua reactorului:

47

6.2.Calculul duratei de incarcare:

Temperatura aburului saturat de 2 at: Tsat 393 K

Ecuatia de bilant de materiale:

Md

dGm

in care: M - masa amestecului de reactie la momentul de timp curent t in perioada de incalzire; Gm - debitul masic al alimentarii reactorului cu amestecul de reactie.

Ecuatia de bilant de caldura:

M cpfcm T 0 sec( ) T( )

d

dGm cpfcm T 0 sec( ) Ti Ktti Attc Tsat T( )

in care: cpfcm(T,0*sec) - caldura specifica medie a fazei continue ( medierea se face dupa temperatura medie aritmetica intre temperatura din alimentare Ti si temperatura de reactie Tr(n)); T - temperatura curenta a amestecului de reactie la momentul de timp curent t in perioada de incalzire; Ti - temperatura amestecului de reactie din alimentarea reactorului ( la incarcare ); Ktti - coeficientul total de transfer termic corespunzator perioadei de incarcare; Attc - aria suprafetei de transfer termic pe perioada de incarcare.

48

Prin integrarea ecuatiei de bilant de materiale rezulta: M ( ) Gm C1

Constanta de integrare C1 se determina din conditia initiala ( initial reactorul este gol ):

0 M ( ) 0

si deci rezulta: M ( ) Gm

Ecuatia de bilant de caldura se scrie sub forma:

Gm cpfcm T.0 sec( ) T Gm cpfcm T 0 sec( )

Td

d Gm cpfcm T 0 sec( ) Ti Ktti Attc Tsat T( )

Se imparte ecuatia prin Gm*cpfcm(0)*t, si dupa rearanjare ecuatia devine

T

d

dT

1

Ktti AttcGm cpfcm T 0 sec( )

Ti

Ktti AttcGm cpfcm T 0 sec( )

Tsat

Se noteaza:

Ktti Attc

Gm cpfc T 0 sec( ) Ktti Attc

V fcm T 0 sec( ) cpfcm T 0 sec( )4 Ktti

D fcm T 0 sec( ) cpfcm T 0 sec( )

Cu noua notatie ecuatia devine:

T

d

dT

1

Ti

Tsat

Ecuatia diferentiala cu coeficienti variabili se integreaza prin metoda factorului integrant. Se inmulteste fiecare termen cu factorul integrant: t*exp(g*t) si se obtine in membrul sting o diferentiala totala exacta:

T e

d

dTi e

Tsat e

Conditia initiala in raport cu temperatura este:

0 T finita

49

Prin integrare se obtine:

T ( ) TsatTsat Ti

1 e

Pentru T = Tr(n) rezulta durata de incarcare tinc.

Ti 293 K TmedaTi Tr n( )

2 Tmeda 308.25K

fcm T t1( ) m T t1( ) m T( ) 1 m T t1( )( ) a T( )

fcm Tmeda 0 sec( ) 954.598 m3

kg

cpfcm T t1( ) m T t1( ) cpm T( ) 1 m T t1( )( ) cpa T( )

cpfcm Tmeda 0 sec( ) 3.146 103 K

1s

2m

2

Ktti 350 watt m2 K

1

4 Ktti

D fcm Tmeda 0 sec( ) cpfcm Tmeda 0 sec( )

1.356 104 s

1

inc 7200 sec

Given

Tr n( ) TsatTsat Ti inc

1 e inc

sol Find inc( ) sol 5.735 103 s

50

Debitul de abur: Gab r Ktti Attc Tsat T0( ) T0 293 K r 2.206106

Jkg

r - caldura latenta de condensare a aburului saturat uscat; ds 0.5 m L 10 m

Attc ds L Attc 15.708 m2

GabKtti Attc Tsat T0( )

r Gab 0.249 kg s

1

51

VII. Calculul mecanic sumar al reactorului

7.1 Calculul grosimii peretelui, fundului si capacului reactorului de polimerizare prin considerente de rezistenta materialului

Calculul grosimii peretelui reactorului supus la presiunea din interiorul acestuia

Grosimea peretelui corpului cilindric al recipientului executat din virole de tabla asamblat prin suduri cap la cap,se calculeaza dupa relatia: sr= s0+c0

Unde s0 reprezinta grosimea rezultata din calculul de rezistenta c0 se compune din:

cr1- adaosul pentru conditiile de exploatare care tine seama de subtierea peretelui datorata efectului de coroziune sau eroziune

Se alege cr1, conform tabelelor existente in literatura:

cr1 2 mm cr1 2 103 m

cr2- adaosul care tine seama de abaterea negativa la grosimea semifabricantului si subtierii in timpul executie

Se alege cr2, conform tabelelor existente in STAS:

cr2 0.8 mm cr2 8 104 m

Pentru calcularea s0 se definesc urmatorii coeficientii:

Coeficientul de siguranta fata de limita de curgere: cc 1.5Coeficientul de siguranta fata de rezistenta la rupere: cr 2.4Coeficientul de rezistenta al imbinarii sudate, reprezentand raportul dintre rezistenta admisibila a imbinarii sudate si a materialului de baza:

0.652

Presiunea din interiorul reactorului are valoare intre 12-14 atm, astfel alegem:

p 12 atm p 1.216 106 s

2m

1kg

ct 325N

mm2

ct 3.25 10

8 s2

m1

kg

r20- rezistenta de rupere a materialului la temperatura de 200C- se alege conform valorilor din STAS, pentru table cu grosimi mai mici de 100 mm:

r20 550N

mm2

r20 5.5 108 s

2m

1kg

Rezistenta admisibila a imbinarii sudate se defineste cu relatia:

a minct

cc

r20

cr

a 2.167 10

8 s2

m1

kg

Grosimea rezultata din calculul de rezistenta:

s0p D

2 a p s0 0.016m

D 3.437m -diametrul interior al corpului cilindric

Astfel putem calcula c0:

c0 cr1 cr2 c0 1.2 103 m

a- rezistenta admisibila a imbinarii sudatect- limita de curgere a materialului la temperatura de lucru- se alege din STAS, pentru table cu grosimi mai mici sau egale cu 40 mm, otel R510 cu valoarea limita la temperatura de functionare (Tr(n)= 325K)

53

Se calculeaza astfel grosimea peretelui reactorului:

sr s0 c0 sr 0.017m

Grosimea peretelui calculata mai sus se va rotunji la valoarea imediat superioara pentru o grosime de tabla standardizata STAS 437-73:

srSTAS 0.018 m

54

Calculul fundului si capacului reactorului supus la presiunea din interiorul acestuia

Consideram diametrul interior al fundului si capacului egal cu diametrul interior al reactorului

Dimensionarea grosimii fundului si capacului se face cu conditia de rezistenta la presiunea interioara, in recipient, folosind relatia: sf= s0f+c3+c4+c5

s0f- grosimea rezultata din calculul de rezistenta

Pentru a calcula s0f, definim coeficientul de rezistenta al sudurii pentru funduri executate din segmente sau petale:

f 0.6s0f

p D2 f a p

s0f 0.016m

Adaosul suplimentar pentru subtierea tablei:

c3 3 mm c4 2 mm c5 1 mm

sf s0f c3 c4 c5 sf 0.022m

Grosimea fundului respectiv a capacului reactorului calculata mai sus, se rotunjeste la valoarea superioara, din STAS:

sfSTAS 0.022 m

7.2.Calculul racordurilor:

1. Racord alimentare clorura de vinil: VCV 10.996 m3

Debitul volumetric al monomerului: DvCVVCV

sol DvCV 1.917 10

3 s1

m3

55

Se estimeaza viteza de curgere a CV prin racord: wCV 1m

s

DvCV wCV d1

24

d14 DvCV wCV

d1 0.049m

Se standardizeaza diametrul racordului la valoarea:

Se estimeaza viteza de curgere a initiatorului prin racord:


56

d1STAS 50 mm

Se recalculeaza viteza de curgere: wCV14 DvCV

d1STAS2

wCV1 0.976 s1

m

2. Racord alimentare apa ( pentru obtinerea suspensiei ): Va 19.884 m3

Debitul volumetric al monomerului: DvaVa

sol Dva 3.467 10

3 s1

m3

Se estimeaza viteza de curgere a apei prin racord: wa 1m

s

Dva wa d2

24

d24 Dva wa

d2 0.066m

Se standardizeaza diametrul racordului la valoarea: d2STAS 70 mm

Se recalculeaza viteza de curgere: wa14 Dva

d2STAS2

wa1 0.901 s1

m

3. Racord alimentare initiator : I0 n( ) 21.2 mol m3 Mi 0.242 mol

1kg

Vam 30.88 m3

Numarul de moli de initiator (initial ):nmi Vam I0 n( ) nmi Vam I0 n( ) nmi 654.654mol

Masa initiala de initiator mi nmiMi mi 158.426kg i 1090 kg m3

Volumul de initiator:: Vimi

i

57

Se estimeaza viteza : wabur 10m

s

Gvabur wabur d2abur

24

d2abur4 Gvabur wabur

d2abur 0.04m

Se standardizeaza diametrul racordului la valoarea: d2STASabur 40 mm

Se recalculeaza viteza de curgere: wa1abur4 Gvabur

d2STASabur2

wa1abur 9.852 s1

m

5. Racord evacuare condens din serpentina interioara a reactorului pe perioada de incarcare:

wac 1m

s cond 980

kg

m3

GvcondGabur

cond dr5

4 Gvcond wac

dr5 4.66 103 m dr5STAS 5mm waccalc

4 Gvcond

dr5STAS2

waccalc 0.869 s1

m

58

6. Racord alimentare si evacuare apa de racire:

Debitul masic al apei de racire: Ga 50.051 s1

kg TamedTai Tae

2 Tamed 298K

a Tamed( ) 996.918 m3

kg

Debitul volumetric al apei de racire la temperatura medie intre intrare si iesire:GvaGa

a Tamed( )

Gva 0.05 s1

m3

Se estimeaza viteza de curgere a apei prin racord:

59

Pentru functionarea in conditii de deplina siguranta a instalatiei de obtinere a P.V.C. se impune automatizarea utilajelor si in special a reactoarelor de polimerizare. Sistemul de automatizare al reactorului are drept scop mentinerea temperaturii din reactor la o valoare constanta. Temperatura din reactor se masoara cu o termorezistenta. Semnalul obtinut de la aceasta termorezistenta este comparat cu un semnal etalon corespunzator temperaturii precise, obtinandu-se in acest fel un curent proportional cu abaterea eventuala a temperaturii de la valoarea precisa.

7. Racord pentru golirea reactorului.

Timpul de golire a reactorului: tg 30min

VCV 10.996 m3 Va 19.884 m

3 Vp n( ) XMf n( ) VCV Vp n( ) 8.302 m3

VCVr n( ) VCV Vp n( ) VCVr n( ) 2.694 m3

Viesire n( ) VCVr n( ) Vp n( ) Va Viesire n( ) 30.88 m3

Gvg n( )Viesire n( )

tg Gvg n( ) 0.017 s

1m

3

Se estimeaza viteza de curgere a amestecului de reactie prin racord: wiesire 1m

s

Gvg n( ) wiesire dr7

24

dr74 Gvg n( ) wiesire

dr7 0.148m


dr7STAS 160mm

Se recalculeaza viteza de curgere:

VIII . Automatizarea reactorului si analiza schemei de automatizare si control

60

Se mai compara de asemenea temperatura de iesire a apei din manta cu cea precisa. Functiile de diferenta dintre cele doua semnale, regulatorul emite un raspuns care actioneaza asupra unei clapete care comanda debitul de apa ( sau de abur). Toate valorile parametrilor se inregistreaza si pot fi urmarite pe un panou de comanda. Cunoscand foarte bine cinetica reactiei de polimerizare se poate anticipa cursul reactiei, iar conducerea ei se poate face in sistem predictiv. Acest sistem poate fi imbunatatit prin reglarea parametrilor cu un sistem electric. Astfel se poate introduce un calculator electric de proces care ar prelua toate functiile inregistratorului si regulatorului.

Intr-un reactor chimic de tip agitator fluxurile de reactanti sunt amestecate pe cale mecanica cu ajutorul unei elice. In foarte multe cazuri amestecarea este asa intensa incat se poate considera cu o buna aproximatie ca amestecarea este perfecta.

Agentul terminc la un reactor termic are rolul de a extrage caldura in cazul reactiilor exoterme si de a ceda caldura in cazul reactiilor endoterme.La un reactor chimic numarul componentilor din fluxul de iesire difera de numarul componentilor din fluxurile de intrare.Reactiile chimice din reactor constituie surse noi de componenti, de produsi de reactie.Gradul de libertate este dat de relatia:

Marimile de executie pentru reactor sunt: debitul si temperatura agentului termic si debitul si temperatura alimentarii reactorului.Comportarea dinamica a reactorului tip agitator este caracterizata printr-o inertie mare.Timpul de raspuns al reactorului la diferite perturbatii depinde in mod direct de mediul de stationare, de viteza reactiei chimice, de gradul de amestecare.

61

Ecuatiile diferentiale sunt:

este volumul reactorului

este debitul de alimentare este concentratia reactantului in alimentare, kmol/s

este concentratia reactantului in reactor, kmol/s

Pe baza gradului de libertate si a comportarii statisce si dinamice a reactorului chimic tip agitator este intocmita schema de automatizare.Debitele celor doi reactanti sunt mentinute constante la valorile dorite si proportionale cu ajutorul a doua SRA-Do, SRA-T foloseste ca marime de executie debitul agentului termic.SRA-N are robinetul de reglare montat pe iesirea din reactor.Pe langa aceste marimi reglate automat, schema de mai sus, cuprinde masurarea compozitiei reactantilor, concentratiei produsului de reactie principal, temperaturilor, debitelor si presiunilor in diferite puncte.Deoarece SRA-T se caracterizeaza prin inertii mari, de multe ori se prefera schema de reglare automata a temperaturii din reactor, in cascada cu temperatura agentului termic.

Sistemul de reglare automata a temperaturii agentului termic, a carui prescriere este data de comanda regulatorului SRA-T in reactor, elimina relativ repede abaterile intervenite in temperatura mediului de racire, datorita actiunilor diferitelor perturbatii.In acest mod sunt eliminate actiunile asupra temperaturii din reactor al unui numar insemnat de perturbatii.Pompa SP din circuitul agentului de racire asigura o circulatie fortata a acestuia, fapt ce conduce la un transfer bun de caldura.In industria chimica moderna se foloseste mult automatizarea, prin ea obtinandu-se: reducerea consumurilor specifice de materii prime,auxiliare si energie, obtinerea unor produse de calitate mai buna, cresterea duratei de functionare a aparatelor si cresterea capacitatii de productie. Prin automatizare se intelege aplicarea la o instalatie sau la un proces a unor aparate si legaturi cu ajutorul carora se realizeaza comanda sau regularea procesului.Desfasurarea proceselor industriale este caracterizata de marimi variabile ca: temperatura, presiune, debit, turatie, frecventa care se numesc parametrii procesului.Reglarea este actiunea prin care se realizeaza aducerea valorii unor parametrii la valoarea necesara asigurarii conditiilor optime.Elementul de executie este acea parte a dispozitivului care face modificarea cantitatii de substanta sau de energie care iese din procesul automatizat.In general este compus din servomotor si organe de reglare. In instaltiile tehnice, se pune problema masurarii si controlul presiunii determinate de corozivitatea fluidelor, temperatura ridicata si caracterul neomogen al acestora.Pentru aceasta se vor utiliza traductori. Automatizarea in industria chimica este cu atat mai rentabila cu cat capacitatea instalatiilor automatizate este mai mare.

62

Schema Instalatiei

64

Bibliografie

1. M. Dimonie,Gh. Hubca, Tehnologia sintezei polimerilor, vol. 1 si 2, lito UPB, 1978

2. R. Mihail, Modele cinetice de polireactii, Ed. Stiintifica si Enciclopedica, Bucuresti, 1986

3. N. Goldenberg, N.T. Has, Policlorura de vinil, Ed. Tehnica, Bucuresti, 1972

4. D. Lazar, S. Turcu, I. Voica, Recipienti sub presiune cu amestecator. Indrumar de proiect, Lito UPB, 1979

5. A. Stefan, Reactoare de polimerizare, IPB, Bucuresti, 1987

6. O.Muntean si colab., Reactoare chimice. Studii de caz, vol. 1 si 2, lito, UPB, 1989

65

reactoare proiect

Documents