?r_ст = 0,002/46,5 +0,0007=0,0007=0,7*10^-3 (м²*К)/Вт.

С учетом формулы коэффициент теплопередачи равен:

К?=1/(1/2340+0,7*10^-3)= 1428,57 Вт/(м²*К).

9) Расчет необходимой поверхности теплопередачи F_расч.

Поверхность теплообмена F_расч, необходимую для охлаждения сусла с 40 до 30°С за 60 минут находится по формуле:

F_расч = Q/ (K'*?tср) (7),

где Q - тепловой расход теплоты за время нагрева ф₂=60 мин, Вт;

K' - общий коэффициент теплопередачи от реакционной массы к холодной воде, Вт/(м²*К);

?t_ср - средняя разность температур хладагента и реакционной массы.

С учетом рассчитанных величин поверхность теплообмена составит:

F_расч =507,4*10³/ (1428,57*13,88) = 25,5 м².

F_расч F_геом

Запас поверхности теплообмена составляет:

е=(F_геом-F_расч)*100%/F_геом=(32-25,5)*100/32=20,3%.

Расчет третьего участка стадии брожения

Расчет статей теплового баланса.

Уравнение теплого баланса на данной ступени имеет вид:

Q₁'+ Q₂' + Q₃' = Q₄'+Q₆' (8),

1) Расчет величины тепловых потерь в окружающую среду (Q₆') и необходимой толщины теплоизоляции.

Так как идет процесс охлаждения, теплоизоляции не требуется, поэтому за площадь теплоизоляции принимаем поверхность аппарата: Fап=Fцил+Fдн.

Fап= 99,32+3,97=103,3 м²;

Так как аппарат заполнен только на 80%, то площадь, через которую отводится тепло равна: Fап*0,8=103,3*0,8=82,64 м²;

Q₆=k** Fап *(t₁-t_возд),

Где k - общий коэффициент теплопередачи от реакционной массы к воздуху, Вт/м²*К;

k=1/_р.м+ д_ст/л_ст +1/_возд

где д_ст - толщина стенки аппарата, д_ст =0,008 м;

л_ст -коэффициент теплопроводности материала, из которого изготовлен реактор, (л_ст=46,5 Вт/(м*К), [7]);

- продолжительность тепловой ступени процесса, с, =60*3600 с.

Так как содержание воды в реакционной массе 75%, то коэффициент теплоотдачи реакционной массы принимаем равной коэффициенту теплоотдачи воды:

б_р.м.= 3420 Вт/м²*К - коэффициент теплоотдачи от реакционной массы к стенке аппарата;

_возд=9,8+0,07*(tст-tвозд)=9,8+0,07*(300-296)=10,08 Вт/м²*К - коэффициент теплоотдачи от стенки аппарата к воздуху;

k=1/3420+0,005/46,5+1/10,08=0,1 Вт/м²*К.

Q₆'=0,1*3600*60*(303-296)=151,2 кДж - такое количество теплоты отводится через стенку аппарата.

2) Расчет теплового эффекта реакции (Q₃').

В реакторе протекает следующая реакция:

С₆Н₁₂О₆ = 2СО₂ + 2С₂Н₅ОН



Молекулярные массы: 180,18 =2*44,01 2*46,08

Q₃= Q_реак=G_исх*q _реак**1000/M_исх, где

G_исх - операционное или часовое количество ключевого вещества, определяющего выход целевого продукта операции, кг/опер или кг/час;

G_исх = 15155,7 кг/опер. Расчет сделан из соответствующих статей материального баланса, с учетом переводного коэффициента)

M_исх - мольная масса ключевого вещества, кг/Кмоль;

q _реак - мольный тепловой эффект химической реакции, кДж/моль;

q _реак = 104 Дж/моль

1000 - коэффициент пересчета Кмоль в моль;

- практический выход продукта реакции

Q₃= Q_реак=15155,7*104*0,9580*1000/180,18=8380470 кДж;

3) Расчет Q₁'и Q`_4.

Q₁'=Q₄=102595,53*3,41*303=106004800 кДж

Q₄'= G_бр*C_бр*T_бр + G_уг*C_уг*T_уг =95168,66*4,00*303 +

7426,87*0,814*303= 117176194 кДж,

Где G_бр,C_бр,T_бр - количество, теплоемкость и температура бражки

G_уг,C_уг,T_уг - количество, теплоемкость и температура углекислого газа

Q_4-1= Q₄'^- Q₁'= 117176194- 106004800 =11171394 кДж

3) Расчет Q₂'

Q₂' = Q₆'- Q₃'-Q_4-1



Q₂'= 151,2 - 8380470 - 11171394= -19551713 кДж/моль;

Q₂= Q₂'/60*3600=90,5 кВт

4) Расчет расхода хладагента

Время выдерживания сусла 60 часов.

Реакционная масса в реакторе: 30°С > 30°С

Вода в змеевике: 17°С > 20°С

?t_б=17-30=13°С,

?t_м=20-30=10°С,

Средняя разность температур с учетом приведенных выше следующих условий:

?t_ср=(?t_б -?t_м)/ln(?t_б/?t_м)=(13-10)/ ln(13/10)=11,5 °С

А=(Т₂-t₁)/ (Т₂-t₂) (9),

где Т₁- начальная температура реакционной массы, Т₁=30°С;

Т₂ - конечная температура реакционной массы, Т₂=30°С;

t₁ - начальная температура холодной воды, t₁=17°С,

t₂ - конечная температура холодной воды, t₂=19°С.

А=(30-17)/(30-19)= 1,2.

Расход жидкого хладагента определяют по формуле:

G_{хол.вод}=Q₂/с_хл*( t_2ср- t₁), кг

где t_2ср - средняя за процесс температура хладагента на выходе из охлаждающего устройства;

с_хл - удельная теплоемкость воды, с_хл =4,19 кДж/кг*К;

t_2ср= t₁+ ?tср^охл * lnA=17+11,5*0,59=23,8 ⁰С



необходимое количество холодной воды:

G_{хол.вод} = 19551713 /4,19*(23,8-17)=686217,6 кг,

расход воды в кг/с за время выдерживания ф=60 часа:

G_{хол.вод}=97018,2 /(60*3600)= 0,5 кг/с

5) Расчет необходимой поверхности теплопередачи F_расч

F_расч = Q/ (K*?t_ср)=90,5*1000/(1000*11,5) =7,9 м²

Коэффициент теплопередачи: К= 1000 Вт/(м²*К).

Запас поверхности теплообмена:

е=(F_геом-F_расч)*100%/F_геом=(32-7,9)*100/32=75,3%.

Общий расход холодной воды на операцию

G_{хол.вод}= 97018,2 +686217,6 = 783253,8 кг/опер.

5.2 Тепловой расчет дрожжанки ДЖ-20

При расчете теплового баланса дрожжанки принимаем во внимание следующие 6 процессов:

1. Загрузка сусла ( t₁ = 56°C) из осахаривателя;

2. Нагрев сусла до t₂ = 85°C;

3. Стерилизация (t₃ = 85°C);

4. Охлаждение сусла до температуры складки t₄ = 21°C;

5. Загрузка дрожжевой массы, размножение дрожжей (t₅ = 21°C).

6. Выгрузка дрожжевой массы



ф

t,°С

Рис. 5.2 Температурный профиль процесса

1. Загрузка сусла ( t₁ = 56°C) из осахаривателя;

2. Нагрев сусла до t₂ = 85°C;

3. Стерилизация (t₃ = 85°C);

4. Охлаждение сусла до температуры складки t₄ = 21°C;

5. Загрузка дрожжевой массы, размножение дрожжей (t₅ = 21° C).

6. Выгрузка дрожжевой массы

Необходимо рассчитать тепло Q₂ которое необходимо подвести к реакционной массе на 2, 3, 5 этапах, а также тепло отводимое из реактора на этапах 4.

Определение статей теплового баланса реактора

Расчет второго участка стадии приготовления дрожжей (нагрев сусла)

Теплосодержания исходных веществ Q₁ и продуктов реакции Q₄ находим из следующего соотношения:

Q_1,4 = G_i * C_i · T_i

где G_i - масса i-го вещества, кг;

C_i - теплоемкость i-го вещества, кДж/кг·град;

С_сусла = 3,63 кДж/(кг·град)

T_i - температура i-го вещества, ^oК.

Теплосодержания исходных веществ Q₁:

Q₁ = G_сусла * C_сусла * T_{поступ. сусла} = 10189,23 * 3,63 * 329 = 12168692 кДж

Теплосодержание продуктов реакции Q₄:

Q₄ = G_сусла * C_сусла * T_{нагр сусла} = 10189,23 * 3,63 * 358 = 13241312 кДж

Тепловой эффект процесса отсутствует Q₃ = 0.

Расход тепла на нагревание реактора Q₅:

Q₅ = M^*_аппар * C_аппар * (t_кон - t_нач) = 1844 * 0,48 * (85-56) = 25668 кДж

* - масса дрожжанки [7]

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду путем конвекции и излучения Q₆ определяем из выражения:

Q₆=k** F_др*(t_сусла-t_возд),

Где k - общий коэффициент теплопередачи от реакционной массы к воздуху, Вт/м²*К;

k=1/_р.м+ д_ст/л_ст +1/_возд

где д_ст - толщина стенки аппарата, д_ст =0,008 м;

л_ст -коэффициент теплопроводности материала, из которого изготовлен реактор, (л_ст=46,5 Вт/(м*К) [7];

- продолжительность тепловой ступени процесса, с, =60 с.

Так как содержание воды в реакционной массе 75%, то коэффициент теплоотдачи реакционной массы принимаем равной коэффициенту теплоотдачи воды:

б_р.м.= 3420 Вт/м²*К - коэффициент теплоотдачи от реакционной массы к стенке аппарата;

_возд=9,8+0,07*(tст-tвозд)=9,8+0,07*(303-293)=10,29 Вт/м²*К - коэффициент теплоотдачи от стенки аппарата к воздуху;

K = 1/3420 + 0,008/46,5 + 1/10,29 = 0,1 Вт/м²*К.

Q₆ = 0,1*60*34,45*65 = 13 кДж - такое количество теплоты отводится через стенку аппарата.

Площадь поверхности дрожжанки F_д:

F_д = р * (R + R₁) · l + 2 · р * R * H + р · R² = 3,14*(1,2+0,09) *1,25 +

2*3,14*1,2*3,3 + 3,14*1,2*1,2 = 34,45 м²

где: R - радиус цилиндрической части аппарата, R = 1,2 м

R₁ - радиус нижнего основания конусного днища, R₁ = 0,09 м

l - длина образующей днища, l = 1,25 м

H - высота цилиндрической части дрожжанки, H = 3,3 м

Необходимо подвести следующее количество тепла Q₂:

Q₂ = Q₄ + Q₅ + Q₆ - (Q₁ + Q₃) =

= 13241312+ 25668 + 13 - 12168692 = 1098300кДж

Расчет геометрической поверхности теплообмена:

Змеевик изготовлен из труб диаметром 50 мм dр=0,05 м,

Количество секций в змеевике m=20,

Длина одной секции l=1*3,14=3,14 м

Длина змеевика L=m*l=20*3,14=62,8 м

Поверхность теплообмена данного теплообменника

F_геом=L** dр=62,8*3,14*0,05=10 м²

Необходимая поверхность змеевика F_зм находится из выражения:

F_зм = Q / (k*?t_ср*ф) = 1098300 / (873*34,6*60) =6,0 м²

где: ?t_ср - средняя логарифмическая разность температур

k - коэффициент теплопередачи

k = 1 / ( 1/б₁ + д/л_ст + 1/б₂ ) = 1 / ( 1/984 + 0,003/50 + 1/3600 ) =

= 873 Вт/(м²*К)

б₁ - коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке змеевика, Вт/(м²*К)

д - толщина стенки змеевика

л_ст - теплопроводность стенки змеевика

б₂ - коэффициент теплоотдачи от стенки к суслу

б₂ = 0,023 * (л_п/d_вн) * Re^0,8 * Pr^0,4 =

= 0,023 * (0,937/0,07) * 137101^0,8 * 5,2^0,4 = 3600 Вт/(м²*К)

л_п - коэффициент теплопроводности пара, Вт/(м*К)

d_вн - внутренний диаметр труб змеевика, м

Критерий Рейнольдса:

Re = w_п * d_вн * с_п / (м_п * g ) = 2,17 * 0,07 * 1618 / 0,000128 * 9,81 =

137101



Критерий Прандтля:

Pr = 3600*м_п*c_п*g/л_п = 3600*0,000128*1,15*9,81/0,937 = 5,2

F_расч < F_геом => поверхности теплообмена хватает.

Расход теплоносителя:

G_т.н. = Q / r_пара = 1099674 * 10³ / 2140,0 = 514 кг

Расчет третьего участка стадии приготовления дрожжей (стерилизация сусла)

Температура процесса постоянна, следовательно Q₁ = Q₄.

Тепловой эффект реакции Q₃ = 0.

Так как корпус аппарата уже нагрет до температуры стерилизации, то Q₅ = 0.

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду Q₆:

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду путем конвекции и излучения Q₆ определяем из выражения:

Q₆=k** F_др*(t_сусла-t_возд),где

k = 0,1 - рассчитано выше

Q₆=0,1*1800*34,45*65=403 кДж - такое количество теплоты отводится через стенку аппарата.

Необходимо подвести следующее количество тепла Q₂:

Q₂ = Q₄ + Q₅ + Q₆ - (Q₁ + Q₃) = Q₆ = 403 кДж

Необходимая поверхность змеевика F_зм:

F_зм = Q / (k*?t_ср*ф) = 403 / (873*15,2*1800) = 0,0002 м²

F_расч < F_геом

=> поверхности теплообмена хватает.

Расход теплоносителя:

G_т.н. = Q / r_пара = 403 / 2140,0 = 0,18 кг

Расчет четвертого участка стадии приготовления дрожжей (охлаждение сусла)

Теплосодержания исходных веществ Q₁:

Q₁ = G_сусла * C_сусла * T_{поступ. сусла} = 10189,23 * 3,63 * 358 = 13241312 кДж

Теплосодержание продуктов реакции Q₄:

Q₄ = G_сусла * C_сусла * T_{нагр сусла} = 10189,23 * 3,63 * 294 = 10874150 кДж

Тепловой эффект процесса отсутствует Q₃ = 0.

Расход тепла на охлаждение реактора Q₅:

Q₅ = G_аппар * C_аппар * (t_кон - t_нач) = 1844 * 0,48 * (21-85) = -56648 кДж

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду путем конвекции и излучения Q₆ определяем из выражения:

Q₆=k** F_др*(t₁-t_возд),где

k - общий коэффициент теплопередачи от реакционной массы к воздуху, Вт/м²*К;

k=0,1 Вт/м²*К.

Q₆ = 0,1 * 34,45 * 300 * 38,2 = 40 кДж

Необходимо отвести следующее количество тепла Q₂:

Q₂ = Q₄ + Q₅ + Q₆ - (Q₁ + Q₃) =

= 10874150 - 56648 + 40 - 13241312 = - 2423770 кДж

Необходимая поверхность змеевика F_зм:

F_зм = Q / (k*?t_ср*ф) = 2423770 / (575·41,3·300) = 3,40 м²

где: k - коэффициент теплопередачи

k = 1 / (1/б₁ + д/л_ст + 1/б₂) = 1/(1/699 + 0,003/50 + 1/3600) = 575

Вт/(м²*К)

б₁ - коэффициент теплоотдачи от сусла к стенке змеевика, Вт/(м²*К)

д - толщина стенки змеевика, м

л_ст - теплопроводность стенки змеевика, Вт/(м*К)

б₂ - коэффициент теплоотдачи от стенки к холодной воде, Вт/(м²*К)

б₂ = 0,023 · (л_в/d_вн) · Re^0,8 · Pr^0,4 =

= 0,023 · (0,496/0,07) · 82000^0,8 · 9,1^0,4 = 3600 Вт/(м²*К)

л_п - коэффициент теплопроводности пара, Вт/(м*К)

d_вн - внутренний диаметр труб змеевика, м

Критерий Рейнольдса:

Re = w_в * d_вн * с_в / (м_в * g ) = 1,52 * 0,07 * 999 / 0,000128 * 9,81 = 82000



Критерий Прандтля:

Pr = 3600*м_в*c_в*g/л_в = 3600*0,000128*1,15*9,81/0,496 = 9,1

F_расч < F_геом = > поверхности теплообмена хватает

Расчет расхода хладагента

Реакционная масса в реакторе: 85°С > 21°С

Вода в змеевике: 16°С > 20°С

?t_б = 85-16 = 69°С,

?t_м = 21-20 = 1°С,

Средняя разность температур с учетом приведенных выше следующих условий:

?t_ср = (?t_б -?t_м)/ln(?t_б/?t_м)=(69-1)/ ln(69/1)=16,06°С

А = (Т₂-t₁)/ (Т₂-t₂) (9),

где Т₁- начальная температура реакционной массы, Т₁=85°С;

Т₂ - конечная температура реакционной массы, Т₂=21°С;

t₁- начальная температура холодной воды, t₁=16°С,

t₂- конечная температура холодной воды, t₂=20°С.

А = (85-16)/(21-20)= 69.

Расход жидкого хладагента определяют по формуле:

G_{хол.вод}=Q₂/с_хл*( t_2ср- t₁), кг

где t_2ср - средняя за процесс температура хладагента на выходе из охлаждающего устройства;

с_хл - удельная теплоемкость воды, с_хл =4,19 кДж/кг*К;



t_2ср= t₁+ ?tср^охл * lnA=16+16,06*4,2=83,45 ⁰С

необходимое количество холодной воды:

G_{хол.вод} = 2423770 /4,19*(83,45-16)=8576 кг,

G_{хол.вод} = 8,6 м³

Мгновенный расход: G_мгнов = 8,6 / 300 = 0,02 м²/с

Расчет четвертого участка стадии приготовления дрожжей (размножение дрожжей)

Теплосодержания исходных веществ Q₁:

Q₁ = G_сусла * C_сусла * T_{поступ. сусла} + G_дрож * С_дрож * T_{поступл. дрож} =

10189,23 · 3,63 · 294 + 1030,49 · 3,32 · 294 = 11879745 кДж

Теплосодержание продуктов реакции Q₄:

Q₄ = G_дрож *C_дрож *T_дрож + G_уг*C_уг*T_уг = 10892,05 * 3,32 * 294 +

462,23*0,814* 294= 10742131 кДж

В реакторе протекает следующая реакция:

С₆Н₁₂О₆ = 2СО₂ + 2С₂Н₅ОН

Молекулярные массы: 180,18 =2*44,01 2*46,08

Q₃= Q_реак=G_исх*q _реак**1000/M_исх, где

G_исх - операционное или часовое количество ключевого вещества, определяющего выход целевого продукта операции, кг/опер или кг/час;

G_исх = 1689,5 кг/опер. Расчет сделан из соответствующих статей материального баланса, с учетом переводного коэффициента

M_исх - мольная масса ключевого вещества, кг/Кмоль;

q _реак - мольный тепловой эффект химической реакции, кДж/моль;

q _реак = 104 Дж/моль

1000 - коэффициент пересчета Кмоль в моль;

- количество прореагировавшей глюкозы - 70%

Q₃ = Q_реак = 1689,5*104*0,7*1000/180,18 = 682626 кДж

Расход тепла на нагрев реактора Q₅ = 0.

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду путем конвекции и излучения Q₆ определяем из выражения:

Q₆=k** F_др*(t₁-t_возд),где

k - общий коэффициент теплопередачи от реакционной массы к воздуху, Вт/м²*К;

k=0,1 Вт/м²*К.

Q₆ = 0,1 * 34,45 * (48*3600) * 2 = 1191 кДж

Необходимо отвести следующее количество тепла Q₂:

Q₂ = Q₄ + Q₅ + Q₆ - (Q₁ + Q₃) = 10742131 + 1191 - 13241312 - 682626 =

= - 3180616 кДж

Необходимая поверхность змеевика F_зм:

F_зм = Q / (k·?t_ср·ф) = 3180616 / (554·16,06·172800) = 0,05 м²

где: k - коэффициент теплопередачи, Вт/(м²*К)

k = 1 / (1/б₁ + д/л_ст + 1/б₂) = 1 / (1/699 + 0,003/50 + 1/3600) = 554

Вт/(м²*К)

б₁ - коэффициент теплоотдачи от бродящей массы к стенке, Вт/(м²*К)

д - толщина стенки змеевика, м

л_ст - теплопроводность стенки змеевика

б₂ - коэффициент теплоотдачи от стенки к воде, Вт/(м²*К)

б₂ = 0,023 (л_в/d_вн) Re^0,8 Pr^0,4 = 0,023 (0,496/0,07) 82000^0,8 8,7^0,4 = 3100

Вт/(м²*К)

л_п - коэффициент теплопроводности пара, Вт/(м*К)

d_вн - внутренний диаметр труб змеевика, м

Критерий Рейнольдса:

Re = w_в * d_вн * с_в / (м_в * g ) = 1,22 * 0,07 * 999 / 0,000124 * 9,81 = 82000

Критерий Прандтля:

Pr = 3600*м_в*c_в*g/л_в = 3600*0,000128*1,15*9,81/0,496 = 8,7

F_расч < F_геом => поверхности теплообмена хватает.

Расчет расхода хладагента

Реакционная масса в реакторе: 21°С > 21°С

Вода в змеевике: 16°С > 19°С

?t_б=21 - 16 = 5°С,

?t_м=21 - 19 = 2°С,

Средняя разность температур с учетом приведенных выше следующих условий:



?t_ср=(?t_б -?t_м)/ln(?t_б/?t_м)=(5-2)/ ln(5/2)=3,27°С

А=(Т₂-t₁)/ (Т₂-t₂) (9),

где Т₁- начальная температура реакционной массы, Т₁=21°С;

Т₂ - конечная температура реакционной массы, Т₂=21°С;

t₁- начальная температура холодной воды, t₁=16°С,

t₂- конечная температура холодной воды, t₂=19°С.

А=(21-16)/(21-19)= 2,5.

Расход жидкого хладагента определяют по формуле:

G_{хол.вод}=Q₂/с_хл*( t_2ср- t₁), кг

где t_2ср - средняя за процесс температура хладагента на выходе из охлаждающего устройства;

с_хл - удельная теплоемкость воды, с_хл =4,19 кДж/кг*К;

t_2ср= t₁+ ?tср^охл * lnA=16+3,27*0,91=19,00 ⁰С

необходимое количество холодной воды:

G_{хол.вод} = 3180616 /4,19*(19-16)=252429 кг,

G_{хол.вод} = 253 м³

Мгновенный расход:

G_мгнов = G_{хол.вод} / (48*3600) = 0,0015 м³/с

5.3 Тепловой расчет осахаривателя О-17

При расчете теплового баланса осахаривателя принимаем во внимание следующие 3 процесса:

1. Загрузка замеса ( t₁ = 70° C) из смесителя-выдерживателя;

2. Осахаривание замеса при ( t₂ = 70° C);

3. Выгрузка сусла (t₃ = 70° C);

ф

t,°С

Рис. 5.3 Температурный профиль процесса

Рассмотрим подробнее каждую ступень температурного режима процеса и преобразуем общее уравнение теплого баланса для каждого участка в отдельности [26]:

1 ступень: составления теплого баланса не требуется;

2 ступень: Q₁+ Q_{2 =} Q₄+ Q₆ (химического превращения нет Q₃=0, ректор работает непрерывно - нагрев самого реактора до 70°С не учитываем, Q₅=0 );

3 ступень: составления теплого баланса не требуется.

Определение статей теплового баланса реактора

Расчет второго участка стадии осахаривания (осахаривание замеса)

Температура процесса постоянна, следовательно Q₁ = Q₄.

Тепловой эффект реакции гидролиза крахмала пренебрежительно мал и в расчетах его не учитываем Q₃ = 0.

Так как корпус аппарата уже нагрет до температуры осахаривания, то Q₅ = 0.

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду Q₆:

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду путем конвекции и излучения Q₆ определяем из выражения:

Q₆=k** F_{осахарив}*(t_замеса-t_возд),где

k = 0,1 - рассчитано выше

Площадь поверхности осахаривателя F_{осахарив}:

F_д = р * (R + R₁) * l + 2 · р * R * H + р · R² = 3,14*(1,6+0,1) *1,3 +

2*3,14*1,6*4,2 + 3,14*1,6*1,6 = 57,18 м²

где:

R - радиус цилиндрической части аппарата, R = 1,6 м

R₁ - радиус нижнего основания конусного днища, R₁ = 0,1 м

l - длина образующей днища, l = 1,3 м

H - высота цилиндрической части осахаривателя, H = 4,2 м

(t_замеса-t_возд) = 70-20 = 50°С

Q₆ = 0,1*3600*57,18*50=1030 кДж - такое количество теплоты отводится через стенку аппарата.

Необходимо подвести следующее количество тепла Q₂:

Q₂ = Q₄ + Q₅ + Q₆ - (Q₁ + Q₃) = Q₆ = 1030 кДж

Необходимая поверхность змеевика F_зм:

F_зм = Q / (k*?t*ф) = 1030*1000 / (873*50*3600) = 0,006 м²

F_расч < F_геом = > поверхности теплообмена хватает.

Расход теплоносителя: G_т.н. = Q / r_пара = 403 / 2140,0 = 0,18 кг

5.3 Тепловой расчет аппарата хемомеханоферментативной обработки ХМФО-I

При расчете теплового баланса ХМФО-аппарата принимаем во внимание следующие 3 процесса:

1. Загрузка зерна (t₁ = 23°C) и одновременная загрузка горячей дефлегматорной воды (t₁ = 70°C);

2. Гидроферментная обработка при (t₂ = 70°C);

3. Выгрузка сусла (t₃ = 70°C);

t,°С

ф

Рис. 5.4 Температурный профиль процесса

Рассмотрим подробнее каждую ступень температурного режима процесса и преобразуем общее уравнение теплого баланса для каждого участка в отдельности [26]:

1 ступень: составления теплого баланса не требуется;

2 ступень: Q₁+ Q_{2 =} Q₄+ Q₆ (химического превращения нет Q₃=0, реактор работает непрерывно - нагрев самого реактора до 70°С не учитываем, Q₅ = 0);

3 ступень: составления теплого баланса не требуется.

Определение статей теплового баланса реактора

Расчет второго участка стадии осахаривания (осахаривание замеса)

Тепловой эффект реакции частичного гидролиза крахмала пренебрежительно мал и в расчетах его не учитываем Q₃ = 0.

Так как корпус аппарата уже нагрет до температуры осахаривания, то Q₅ = 0.

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду Q₆:

Теплосодержания исходных веществ Q₁:

Q₁ = G_зерна * C_зерна * T_{поступ. зерна} + G_воды * С_воды * T_{поступл.воды} =

3800 * 2,22 * 296 + 11402,54 · *4,19 * 343 = 18884444 кДж

Теплосодержание продуктов реакции Q₄:

Q₄ = G_замеса *C_замеса *T_замеса = 15283,91 * 3,63 * 343 = 19029843кДж

Потери тепла поверхностью аппарата в окружающую среду путем конвекции и излучения Q₆ определяем из выражения:

Q₆=k** F_хмфо*(t_замеса-t_возд),где

k = 0,1 - рассчитано выше

Площадь поверхности ХМФО-аппарата F_хмфо:

F_хмфо = р * (R + R₁) * l + 2 · р * R * H + р · R² = 3,14*(1,2+0,1) *1,25 +

2*3,14*1,2*3,5 + 3,14*1,2*1,2 = 36,00 м²

где: R - радиус цилиндрической части аппарата, R = 1,2 м

R₁ - радиус нижнего основания конусного днища, R₁ = 0,1 м

l - длина образующей днища, l = 1,25 м

H - высота цилиндрической части ХМФО-аппарата, H = 3,5 м

(t_замеса-t_возд) = 70-20 = 50°С

Q₆=0,1*2700*36*50=486 кДж - такое количество теплоты отводится через стенку аппарата.

Необходимо подвести следующее количество тепла Q₂:

Q₂ = Q₄ + Q₆ - Q₁ = 19029843 + 486 - 18884444 = 145886 кДж

Необходимая поверхность змеевика F_зм:

F_зм = Q / (k*?t*ф) = 145886*1000 / (873*50*2700) = 1,2 м²

F_расч < F_геом = > поверхности теплообмена хватает.

Расход теплоносителя:

G_т.н. = Q / r_пара = 145886 / 2140,0 = 68,17 кг

Мгновенный расход пара: G_пара = 68,17/3600 = 0,025 кг/с

5.4 Ректификационное отделение

Тепловой баланс брагоэпюрационной колонны на одни сутки [18]



Таблица 5.2

Тепловой баланс брагоэпюрационной колонны

Наименование и обозначение теплоисточника	Формула для расчета количества тепла	Количество тепла, МДж
Приход
Бражка, Qб	Qб = Gб * cб * tб Qб = 285506*3,9*75	83510
Котельный пар, Qрб	Qрб = 0,95 * Pб * i''рб Qрб = 0,95*2676* Pб	2542,2* Pб
Итого:		83510 + 2542,2* Pб
Расход
Эпюрированный пар, Qэ	Qэ = Gэ * i''э Qэ = 25304,17 * 2540	64242
Пар бражного дистиллята, Qд	Qд = Gд * i''б Qд = 44863,43 * 1964,6	88138
Барда, Qр	QR = GR * cR * tR QR = 215338,4 * 105*4,1	92703
Конденсат острого пара, Qк	Qк = Pб * iр Qк = Pб*481	Pб*481
Итого:		245083 + Pб*481

Суточный расход пара на брагоэпюрационную колонну:

P_б = (245083-83510)/(2542,2-481) = 78,39 т/сут

Удельный расход воды на дефлегматор и конденсатор брагоэпюрационной колонны:

Q_w = Q_д - G_б* c_б * (t_б - t_би) - G_д * i_д = 88138*10³ - 285506* 3,8 * (75-28) -

44863,43*389 = 19695 МДж

G_w = Q_w / ((t_кон - t_нач)*c_в) = 19695 / ((65-20)*4,19) = 104,5 т/сут или 105

м³/сут,

где: c_б - теплоемкость бражки, кДж/(кг*град);

t_б - температура бражки на входе в колонну, °С;

i'' - энтальпия острого пара, кДж/кг;

i''_э - энтальпия бражного дистиллята, кДж/кг;

t_R - температура барды, °С;

c_R - удельная теплоемкость барды, кДж/(кг*град);

i_р - энтальпия конденсата пара, кДж/кг;

c_в - теплоемкость воды, кДж/(кг*град);

Q_w - тепловая нагрузка на водяную секцию дефлегматора и конденсатора брагоэпюрационной колонны, МДж;

t_кон,t_нач - конечная и начальная температура охлаждающей воды, °С;

t_би - температура исходной бражки, °С.

Тепловой баланс эпюрационной колонны на одни сутки

Таблица 5.3

Тепловой баланс эпюрационной колонны

Наименование и обозначение теплоисточника	Формула для расчета количества тепла	Количество тепла, МДж
1	2	3
Приход
Бражной дистиллят, Qд	Qд = Gд * i'д Qд = 44863,43 * 389	17452
Эпюрированный пар, Qэ	Из таблицы 5.1	64242
Непастеризованный спирт, Qнс	Qнс = Gнс * i'нс Qд = 343*220	75
Вода на гидроселекцию, Qwr	Qwr = Gд * cв * t Qwr = 99189,32*4,19*81,6	33913
Итого:		115682
Расход
Эпюрат, Qэп	Qэп = Gэп * i'эп Qэп = 169840,66*419	71163
Фракция головная этилового спирта, QГ	QГ = GГ * i'Г QГ = 805,09 * 230	185
Вода на дефлегматор и конденсатор, QДЭ	QДЭ = 115682 - (Qэп + QГ ) QДЭ = 115682 - 71163 - 185	44334
Итого:		115682



Где: i'_д - энтальпия бражного дистиллята, кДж/кг;

i'_нс - энтальпия непастеризованного спирта, кДж/кг;

i'_эп - энтальпия эпюрата, кДж/кг;

i'_Г - энтальпия головной фракции этилового спирта, кДж/кг

Удельный расход воды на дефлегматор и конденсатор эпюрационной колонны:

G_w = Q_ДЭ/((t_кон - t_нач)*c_в) = 44334/ (70-20)*4,19 = 221 т/сут

или 221 м³/сут, где

t_кон,t_нач - конечная и начальная температура охлаждающей воды, °С

Тепловой баланс ректификационной колонны на одни сутки

Таблица 5.4

Тепловой баланс ректификационной колонны

Наименование и обозначение теплоисточника	Формула для расчета количества тепла	Количество тепла, МДж
1	2	3
Приход
Эпюрат, Qэп	из таблицы 5.2	71163
Флегма, QFP	QFP = GFP * i'FP QFP =365265 * 226	82550
Пар в кипятильник, Qрб	Qрб = PР * i''Р, Qрб = 2725* Pр	2725* Pр
Итого:		153713+2725* Pр
Расход
Пар на дефлегматор, QGP	QGP = GGP * i'GP, QGP = 365265*1169	426995
Спирт ректификованный, Qc	Qc = Gc * i'c Qc = 25461,43*226	5754
Пар сивушного масла, QСМ	QСМ = GСМ * i'СМ QСМ = 2073,49*2007	4161
Лютерная вода, QЛВ	QЛВ = GЛВ * i'ЛВ QЛВ = 141962,74*419	59482
Конденсат пара, Qpp	Qрб = PР * i'Р, Qрб = PР*559	559* PР
Итого:		496392 + 559* PР

Удельный расход пара на ректификационную колонну

P_Р = (496392 - 153713)/(2725-559) = 158,2 т/сут

Тепловая нагрузка на дефлегматор и конденсатор:

Q_д = Q_GP - Q_GP = 426995 - 82550 = 344445 МДж

Удельный расход воды на дефлегматор и конденсатор ректификационной колонны:

G_w = Q_Д/((t_кон - t_нач)*c_в) = 344445/ (70-20)*4,19 = 1644 т/сут или 1645

м³/сут,

где t_кон,t_нач - конечная и начальная температура охлаждающей воды, °С

Тепловой баланс разгонной колонны на одни сутки

Таблица 5.5

Тепловой баланс разгонной колонны

Наименование и обозначение теплоисточника	Формула для расчета количества тепла	Количество тепла, МДж
1	2	3
Приход
Фракция головная, QГ	из таблицы 5.3	185
Котельный пар, QPK	QPK = GPK * i'PK QPK =8910 * 2725	24280
Флегма, QFK	QFK = PFK * i''FK QFK = 2227,5* 218	486
Итого:		24951
Расход
Концентрат, QFKM	QFKM = GFKM * i'FKM QFKM = 24,5 * 222	5,4
Спирт из фракции головной, QСК	QСК = GСК * i'СК QСК = 780,59 * 225	176
Конденсат пара, QPK	QPK = GPK * i'PK QPK =8910 * 556	4953
Пар на дефлегматор, QGK	QGK = GGK * i'GK QGK = 1722,5 * 1123	1934
Итого:		7068

Тепловая нагрузка на дефлегматор и конденсатор:

Q_дк = 24951 - 7068 = 17883 МДж

Удельный расход воды на дефлегматор и конденсатор эпюрационной колонны:

G_w = Q_ДК/((t_кон - t_нач)*c_в) = 17883/ (60-20)*4,19 = 106 т/сут или 106

м³/сут,

где t_кон,t_нач - конечная и начальная температура охлаждающей воды, °С

Тепловой баланс сивушной колонны на одни сутки

Таблица 5.6

Тепловой баланс сивушной колонны

Наименование и обозначение теплоисточника	Формула для расчета количества тепла	Количество тепла, МДж
Приход
Сивушное масло из ректификационной колонны, QСМР	QСМР = GСМР*IСМР QСМР =2073*4,26*50,4	445
Компоненты сивушного масла из эпюрационной колонны, QСМЭ	QСМЭ = GСМЭ*IСМЭ QСМР =1093,79 *4,34*85	403
Лютерная вода, Qск	Qск = Gск*Iск Qск =6334,33 * 81,6*4,2	2171
Флегма, Qфск	Qфск = Pфск * i''фск QFK = 41622,5* 218	9073
Греющий пар, Qрск	Qрск = PР * i''Р Qрск = 2725* Pр	2725* Pр
Итого:		12092 + 2725* Pр
Расход
Сивушное масло, QFсм	QFсм = GFсм * IFсм QFсм = 85,75 * 81,9 * 3,6	25
Лютерная вода, Qw	Qw = Gск*Iск Qw = 6334,33 * 103 * 4,3	2805
Головной погон, Qгсм	Qгсм = Gгсм * Iгсм Qгсм =1259,4 * 78,3 * 2,9	286
Пар на дефлегматор, QG	QG = GG * i'G QGK = 41622,5 * 1225	50987
Конденсат пара, Qp	Qр = PР * i''Р Qр = 556* Pр	556* Pр
Итого:		54103 + 556* Pр

Удельный расход пара на ректификационную колонну

P_Р = (54103 - 12092)/(2725-556) = 19,4 т/сут

Тепловая нагрузка на дефлегматор и конденсатор:

Q_д = Q_G - Q_фск = 50987 - 9073 = 41914 МДж

Удельный расход воды на дефлегматор и конденсатор ректификационной колонны:

G_w = Q_Д/((t_кон - t_нач)*c_в) = 41914/ (60-20)*4,19 = 250 т/сут или 250 м³/сут,

Где t_кон,t_нач - конечная и начальная температура охлаждающей воды, °С



6. Автоматизация производства. Средства КИП АСУ ТП

Современные технологические процессы в химической промышленности характеризуются большим количеством параметров, которые необходимо контролировать в ходе технологического процесса.

Для этого используются современные системы управления, благодаря которым:

· достигается высокая производительность

· снижаются материальные и энергетические затраты

· улучшаются условия труда обслуживающего персонала

Основными параметрами, контролируемыми в процессе производства спирта являются температура и давление.

6.1 Бродильное отделение

Отделение очистки и подработки зерна

В отделении очистки и подработки зерна предусмотрен контроль щитовыми приборами количества сырья, поступающего в переработку. Предусмотрена сигнализация на щите управления верхнего и нижнего уровня в бункере, периодически дополняемом в ходе транспортировки, очистки и переработки сырья.

Режим работы механизмов поточно-транспортной системы местный, при этом механизмы запускаются вручную, по месту.

Варочное отделение

В ХМФО-аппаратах предусмотрен контроль температуры замеса щитовыми приборами и термометрами, по месту.

Контроль за температурой разваривания сырья в контактной головке и выдерживателях осуществляют щитовыми приборами. Контроль за давлением в выдерживателях происходит по месту. Осуществляют контроль уровня воды в сборниках воды, подаваемой на технологические нужды.

Контроль температуры массы в осахаривателе происходит при помощи щитовых приборов.

Дозирование ферментных препаратов в осахариватель производят через дозатор.

Предусмотрена сигнализация на щите управления работы насоса подачи сусла в бродильное отделение и уровня массы в осахаривателе.

Осуществляют контроль щитовыми приборами за температурой сусла после теплообменника.

Отделение приготовления дрожжей

Предусмотрен контроль температуры дрожжей приборами. Существует сигнализация на щите управления нижнего предельного уровня серной кислоты в мернике.

Бродильное отделение

Контроль за температурой брожения в бродильных чанах производят при помощи щитовых приборов и термометров, установленных по месту.

В таблице 6.1 приведена спецификация средств измерений и автоматизации непрерывного разваривания.

Таблица 6.1

Спецификация средств измерений и автоматизации схемы непрерывного разваривания

Наименование средства измерения или автоматизации	Номер по аппаратурной схеме	Тип	Диапазон измерения, регулирование	Класс точности	Техническая характеристика
1	2	3	4	5	6
Датчик сигнализатора уровня ( в бункере зерна)	1,2	-	-	1,5	-
Прибор, показывающий самопишущий (ХМФО I, II)	3,4	КСМ-3	0-1000С	0,5	-
Манометр (контактная головка, выдерживатели)	5,6,7	ОБМ	0-10	1,5	-
Прибор, показывающий самопишущий (осахариватель)	8	КСМ-3	О-1000С	0,5	-
Прибор показывающий самопишущий (дрожжанка)	9	КСМ-4	0-1000С	-	Двенадцати-точечный
Прибор показывающий самопишущий (бродильный чан)	10	КСМ-4	0-1000С	-	Двенадцати-точечный
Прибор показывающий самопишущий (теплообменник) 1	11 2	КСМ-3 3	0-1000С 4	-5	-6
Датчик сигнализатора уровня (в осахаривателе)	12,13, 14	-	-	-	-
Магнитный пускатель	15	-	-	-	-



7. Безопасность жизнедеятельности

Введение

Данный дипломный проект посвящён производству этилового спирта марки «Экстра» из крахмалистого сырья на ООО «Талицкий спиртовый завод», а так же усовершенствованию этого производства, в частности внедрение новой схемы осахаривания крахмалистого сырья без обработки острым паром.

Безопасная организация производственных процессов и труда имеет большое значение на предприятиях пищевой, химической промышленности, которая характеризуется большим количеством вредных и опасных производственных факторов, высокой вероятностью аварий и несчастных случаев. Она позволяет не только снизить степень риска на рабочих местах, но и улучшить условия труда работающих, а значит, повысить производительность. Очень важным является и вопрос об охране окружающей среды, поскольку промышленность служит основным источником её загрязнения. Решение этой проблемы позволит уменьшить нагрузки на биосферу и сохранить нормальные условия существования для всего живого.

В производстве этилового спирта в ходе технологического процесса получаются вредные и токсичные, взрыво- и пожароопасные вещества, поэтому требуется строгое соблюдение правил техники безопасности, санитарных норм, технологических режимов проведения процесса и требований технологических инструкций.

Особенностью производства этилового спирта является наличие большого количества сточных вод и образование производственных жидких отходов - спиртовой барды, что требует проведения мероприятий по регулированию и снижению выбросов и стоков, предусматривающих и обеспечивающих защиту трудящихся и экологическую безопасность.

Безопасность - это состояние деятельности, при котором с определённой вероятностью исключается появление нежелательных последствий.

К нежелательным последствиям относятся: ущерб здоровью и жизни человека, пожары, аварии, катастрофы и т.п. Явления, воздействия и другие процессы, вызывающие эти нежелательные последствия, называют опасностями.

Обеспечение безопасности достигается следующим:

- определением риска возникновения травмоопасного воздействия в системе и снижение его значения до допустимого уровня,

- применением защитных устройств и других мероприятий;

- обеспечением малоотходности производства и максимальной эффективности использования энергоресурсов при выборе технического решения;

- выявлением травмирующих и вредных факторов, возникновение которых потенциально возможно при эксплуатации технических средств и реализации производственных процессов в штатных и аварийных режимах работы.

7.1 Характеристика условий труда

Производство этилового спирта осуществляется в производственном 4-х этажном здании, фундамент бетонный, стены кирпичные, перекрытия железобетонные, кровля - черепица.

Для оценки фактического состояния условий труда используются понятия опасных и вредных факторов производственной среды (а также их количественные характеристики). Опасными производственными факторами являются те, которые непосредственно представляют собой угрозу жизни человека, к их числу, прежде всего, относят движущиеся машины и механизмы, транспортно-подъемные устройства и перемещаемые грузы, подвижные элементы производственного оборудования, отлетающие частицы обрабатываемого материала, электрический ток. В то время как под вредными подразумевают факторы, оказывающие негативное влияние на здоровье человека. Среди вредных производственных факторов выделяют следующие [20]:

- химические, к которым относят вредные химические вещества;

- биологические - патогенные микроорганизмы, микроорганизмы-продуценты, препараты, содержащие живые клетки и споры микроорганизмов, белковые препараты;

- физические - включающие в себя аэрозоли (преимущественно фиброгенного воздействия), шум, вибрацию, инфразвук и ультразвук, магнитные и электромагнитные поля, лазерное излучение, микроклиматические условия (температуру, влажность воздуху, тепловое излучение, тепловая нагрузка среды, освещенность (естественное и рабочих поверхностей), слепящую блесткость источников, отраженную слепящую блесткость, пульсацию освещенности, ультрафиолетовую радиацию и ионизирующее излучение;

- тяжесть и напряженность трудового процесса: физические перегрузки (статические и динамические), нервно-психические перегрузки (умственное перенапряжение).

Данное производство (в частности выделение и химическая очистка эритромицина основания) характеризуется следующими вредными и опасными производственными факторами:

- токсичность сырья, полупродуктов и конечных продуктов;

- термические ожоги;

- запыленность некоторых участков цеха (участок подготовки и дробления зерна);

- возникновение пожаров и взрывов;

- опасность поражения электрическим током;

- повышенный шум и вибрации.

7.2 Обеспечение безопасности труда

Мероприятия по электробезопасности

Электрический ток является самой распространенной потенциальной опасностью на любом предприятии, в том числе и при производстве этилового спирта. Возможность поражения электрическим током существует только при замыкании электрической сети через тело человека или при прикосновении человека не менее чем к двум точкам цепи, между которыми существует напряжение. Отделение ректификации по классификации помещений согласно ПУЭ по степени электроопасности расценивается без повышенной опасности [21].

Вероятность смертельного исхода при действии тока на организм человека очень велика. Различают два вида поражения электрическим током: электрический удар и электрическую травму.

Исход поражения от действия электрического тока зависит от следующих факторов: силы, рода и частоты тока; продолжительности воздействия; путей прохождения тока через организм человека; индивидуальных особенностей организма и т. д.

Наиболее опасен переменный ток низкой частоты (в том числе частотой 50 Гц). При силе переменного тока до 0,015 А опасности для человека нет, но уже при силе более 0,015 А возможны тяжелые последствия. За величину отпускающей силы тока принята величина 0,01 А, токи силой 0,09-0,1 А и выше являются смертельными.

Опасность поражения электрическим током, как указывалось выше, зависит в большой степени от сопротивления тела человека, причем разные органы имеют различное сопротивление. За расчетную величину сопротивления тела человека принимают 1000 Ом.

Степень поражения человека электрическим током во многом зависит от характера включения человека в электрическую цепь. Наиболее опасно двухполюсное включение, когда человек одновременно прикасается к двум фазам электрической цепи и оказывается под полным линейным напряжением. При однополюсном прикосновении человек подключается к токоведущим частям одной фазы действующей электросети.

К защитным мерам от опасности прикосновения к токоведущим частям электроустановок относятся: изоляция, ограждение, блокировка, пониженные напряжения, электрозащитные средства, сигнализация и плакаты.

При обслуживании и ремонте электроустановок и электросетей обязательно использование электрозащитных средств, к которым относятся: изолирующие штанги, изолирующие и электроизмерительные клещи, слесарно-монтажный инструмент с изолирующими рукоятками, диэлектрические перчатки, диэлектрические боты, калоши, коврики, указатели напряжения. Для предупреждения персонала о наличии напряжения или его отсутствии в электроустановках применяется звуковая или световая сигнализация [22].

Системы защитного отключения - это специальные электрические устройства, предназначенные для отключения электроустановок в случае появления опасности пробоя на корпусе.