Đồ án thiết kế hệ thống cô đặc 3 nồi xuôi chiều dung dịch cà chua năng suất 12 tấngiờ

TRƯỜNG ĐẠI HỌC NÔNG LÂM HUẾ KHOA CƠ KHÍ VÀ CÔNG NGHỆ ĐỒ ÁN THIẾT BỊ THIẾT KẾ HỆ THỐNG CÔ ĐẶC BUỒNG ĐỐT TRONG ỐNG TUẦN HOÀN NGOÀI KIỂU ĐỨNG BA NỒI XUÔI CHIỀU ĐỂ CÔ ĐẶC DUNG DỊCH CÀ CHUA NĂNG SUẤT 12 TẤNGIỜ Giáo viên hướng dẫn TS Nguyễn Thị Thủy Tiên Sinh viên thực hiện Nguyễn Văn Hiếu Lớp Công nghệ thực phẩm 52B HUẾ, 2021 TRƯỜNG ĐẠI HỌC NÔNG LÂM HUẾ KHOA CƠ KHÍ – CÔNG NGHỆ Bộ môn Công nghệ thực phẩm ∞o∞ CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc lập – Tự do – Hạnh phúc ∞o∞ NHIỆM VỤ THIẾT KẾ ĐỒ ÁN TH.

Tính cân bằng vật chất

- Năng suất tính theo dung dịch đầu (tấn/giờ): 12

- Nồng độ đầu của dung dịch (% khối lượng): 10

- Nồng độ cuối của dung dịch (% khối lượng): 62

- Áp suất hơi đốt nồi 1 (at): 3,5

- Áp suất hơi còn lại trong thiết bị ngưng (at): 0,21

2.1.1 Xác định lượng hơi thứ thoát ra khỏi hệ thống

Phương trình cân bằng vật liệu cho toàn bộ hệ thống:

Gđ , Gc : lượng dung dịch đầu và lượng dung dịch cuối, kg/h

W : lượng hơi thứ thoát ra của toàn bộ hệ thống Viết cho cấu tử phân bố:

Gđ Xđ = Gc Xc + W Xw

Trong quá trình cô đặc, nồng độ của dung dịch vào nồi đầu (Xđ) và ra khỏi nồi cuối (Xc) được xác định bằng phần trăm (%) Giả sử rằng lượng hơi thứ trong quá trình này không bị hao hụt.

Vậy lượng hơi thứ thoát ra của toàn bộ hệ thống: đ đ c

Theo giả thiết ta có: Gđ = 12000 (kg/giờ)

Như vậy hơi thứ thoát ra của toàn bộ hệ thống là 4193,548 (kg/h).

2.1.2 Xác định nồng độ cuối của mỗi nồi

Với W1, W2, W3 là lượng hơi thứ thoát ra ở nồi 1, 2, 3

Tính toán ta xác định được lượng lượng hơi thứ ứng với mỗi nồi là:

W3 = 3321,513 (kg/h) Nồng độ cuối mỗi nồi:

CÂN BẰNG VẬT LIỆU

2.2.1 Xác định áp suất trong các nồi

Gọi P1, P2, P3 và Pnt là áp suất của nồi 1, 2, 3 và thiết bị ngưng tụ.

 P1: hiệu số áp suất của nồi 1 so với nồi 2.

P2: hiệu số áp suất của nồi 2 so với nồi 3.

P3: hiệu số áp suất của nồi 3 so với thiết bị ngưng tụ.

Pnt: hiệu số áp suất của toàn hệ thống.

Giả sử dùng hơi đốt để bốc hơi và đun nóng là hơi nước bão hòa.

P = P1 + P2 + P3 = 3,290 (at) Giả sử ta chọn:

Tính toán ta xác định được:

2.2.2 Xác định nhiệt độ các nồi

Gọi: thđ1, thđ2, thđ3 và tnt là nhiệt độ đi vào nồi 1, 2, 3 và thiết bị ngưng tụ. tht1, tht2, tht3 là nhiệt độ ra khỏi nồi 1, 2, 3.

Giả sử tổn thất nhiệt độ trên đường ống từ nồi 1 sang nồi 2 là 1°C. tht1 = thd2 +1 tht2 = thd3 +1 tht3 = tnt +1

Tra bảng I.251 ST QTTB T1/314 và I.250 ST QTTB T1/312 [1] , ta có được:

Bảng 2.1 Thông số áp suất, nhiệt độ của hơi đốt, hơi thứ của các nồi

Nồi 1 Nồi 2 Nồi 3 Thiết bị NT

P(at) T(°C) P(at) T(°C) P(at) T(°C) P(at) T(°C) Hơi đốt

2.2.3 Xác định các loại tổn thất trong các nồi

2.2.3.1 Tổn thất nhiệt do nồng độ gây ra ’ Ở cùng một áp suất, nhiệt độ sôi của dung dịch lớn hơn nhiệt độ sôi của dung môi nguyên chất gọi là tổn thất nhiệt do nồng độ gây ra.

(VI.11 ST QTTB T2/59 [2]) Áp dụng 2 công thức trên ta có: ∆ ' =∆ ' 0 16,2 t s 2 r

- Ts là nhiệt độ sôi của dung môi nguyên chất, °K.

- ’0 là tổn thất nhiệt do áp suất thường gây ra.

- r là nhiệt hóa hơi của nước ở áp suất làm việc, J/kg.

Ta xác định được tổn thất nhiệt độ ’ theo nồng độ dung dịch theo bảng VI.2

ST QTTB T2/60 [2] từ đó có được bảng 2.2

Bảng 2.2 Thông số tổn thất nhiệt độ theo nồng độ dung dịch

Ta xác định được nhiệt hóa hơi r theo áp suất hơi thứ từ việc tra bảng I.250

ST QTTB T1/312 [1] và bảng I.251 ST QTTB T1/314 [1] được thể hiện qua bảng 2.3.

Bảng 2.3 Thông số ẩn nhiệt hóa hơi theo áp suất hơi thứ

Nồi 1 Nồi 2 Nồi 3 Áp suất hơi thứ (at) 1,960 0,934 0,220 Ẩn nhiệt hóa hơi r (J/ kg) 2210,023.10 3 2267,526.10 3 2353,090.10 3 Áp dụng công thức ở trên ta tính được tổn thất nhiệt độ theo nồng độ ở các nồi như sau:

2.2.3.2 Tổn thất do áp suất thủy tĩnh ’’

Tính áp suất thủy tĩnh ở độ sâu trung bình của cột chất lỏng:

P tb = P 0 + [ h 1 + h 2 2 ] ❑ dds g ( N / m 2 ) (VI.12 ST QTTB T2/60 [2])

- P0 là áp suất hơi thứ trên bề mặt dung dịch, N/m 2

- h1 là chiều cao của lớp dung dịch sôi, chọn h1 = 0,5 (m).

- h2 là chiều cao của ống truyền nhiệt, chọn h2 = 4 (m) cho cả 3 nồi.

- dds là khối lượng riêng của dung dịch khi sôi, (kg/m 3 ).

 ttb1 = 120,980°C (tra bảng I.251 ST QTTB T1/314 [1])

'' = ttb1 – tmt (Với tmt1 = ’1 + tht1 : là nhiệt độ bề mặt dung dịch)

 ttb2 = 100,955°C (tra bảng I.251 ST QTTB T1/314 [1])

Mà ❑ 2 '' = ttb2 – tmt (Với tmt1 = ’2 + tht2 : là nhiệt độ bề mặt dung dịch)

 ttb3 = 74,336 °C (tra bảng I.251 ST QTTB T1/314 [1])

Mà ❑ 3 '' = ttb3 – tmt (Với tmt1 = ’3 + tht3 : là nhiệt độ bề mặt dung dịch)

Vậy tổn thất nhiệt do áp suất thủy tĩnh trên toàn bộ hệ thống:

2.2.3.3 Tổn thất nhiệt do trở lực trên đường ống ’’’

Ta chọn tổn thất trên mỗi nồi là 1°C:

Vậy tổn thất cho toàn bộ hệ thống: ¿❑ ' +❑ ' ' +❑ ' ' ' =3,015+15,556+3,000 !,571° C

2.2.3.4 Hiệu số nhiệt độ hữu ích cho từng nồi và cho toàn hệ thống

 Cho toàn bộ hệ thống: hi chung hđ1 nt Δ t  ΣΔ t  t  ΣΔ 138,124 60,665 21,571 55,888 C    

Cân bằng nhiệt lượng

2.3.1.Tính nhiệt dung riêng C (j/kg.độ)

Trong đó: t là nhiệt độ sôi của dung dịch, °C. x là nồng độ của dung dịch, % Nhiệt dung riêng của dung dịch ban đầu có xbđ = 10% là:

I là Nhiệt lượng riêng của hơi đốt (J/kg) i là nhiệt lượng riêng của hơi thứ (J/kg)

Dựa vào nhiệt độ của hơi thứ và hơi đốt từ các nồi, chúng ta có thể xác định nhiệt lượng riêng và nhiệt dung riêng của nước ngưng tụ từ hơi đốt, cũng như nhiệt dung riêng của dung dịch tại nhiệt độ sôi, theo các bảng I.250 ST QTTB T1/312 và I.249 ST QTTB T1/310 Các thông số này được thể hiện rõ ràng trong bảng 2.4.

Bảng 2.4 Thông số lý hóa của hơi đốt, hơi thứ và dung dịch ở các nồi

Hơi đốt Hơi thứ Dung dịch

2.3.3 Lập phương trình cân bằng nhiệt lượng

D1, D2, D3 lần lượt là lượng hơi đốt đi vào nồi 1, nồi 2, nồi 3 (kg/h).

Gđ, Gc là lượng dung dịch đầu, lượng dung dịch cuối (kg/h).

W1, W2, W3 là lượng hơi thứ bốc ra từ nồi 1, nồi 2, nồi 3 (kg/h).

Cd, Cc là nhiệt dung riêng của dung dịch đầu, cuối (J/kg.độ).

Tđ, tc là nhiệt độ đầu nhiệt độ cuối của dung dịch (°C).

Hàm nhiệt của hơi đốt ở các nồi 1, 2, 3 được ký hiệu lần lượt là I1, I2, I3 (J/kg), trong khi hàm nhiệt của hơi thứ ở các nồi này được ký hiệu là i1, i2, i3 (J/kg) Nhiệt độ sôi tại áp suất Ptb của các nồi 1, 2, 3 được biểu thị bằng t1, t2, t3 (°C).

1, 2, 3 là nhiệt độ của nước ngưng ở nồi 1, nồi 2, nồi 3.

Qtt1, Qtt2, Qtt3 là nhiệt tổn thất ra môi trường xung quanh từ nồi 1, 2, 3.

Ta có: Bảng 2.5 tổng kết về cân bằng nhiệt lượng của 3 nồi như sau

Bảng 2.5 Tổng kết về cân bằng nhiệt lượng của 3 nồi

Vào Hơi đốt mang vào D1.I1

Dung dịch mang vào Gđ.Cd.tsd

Ra Hơi thứ mang ra W1.i1

Dung dịch mang ra (Gđ – W1).C1.ts1

Nước ngưng tụ mang ra D1.Cn1.1

Tổn thất nhiệt chung 1 Qtt1 = 0,05.D1.(I1 – Cn1.1) Nồi

Vào Hơi đốt mang vào (hơi thứ nồi 1) D2.I2=W1.i1

Dung dịch từ nồi 1 mang vào (Gđ – W1).C1.ts1

Ra Hơi thứ mang ra W2.i2

Dung dịch mang ra (Gđ – W1 – W2).C2.ts2

Nước ngưng tụ mang ra D2.Cn2.2

Tổn thất nhiệt chung 2 Qtt2 = 0,05.D2(i1-Cn2.2) Nồi

Vào Hơi đốt mang vào (hơi thứ nồi 2) D3.I3 = W2.I2

Dung dịch ở nồi 2 mang vào (Gđ – W1- W2).C2.ts2

Ra Hơi thứ mang ra W3.i3

Sản phẩm mang ra (Gđ – W1 – W2 – W3).C3.ts3

Nước ngưng mang ra D3.Cn3.3

Tổn thất nhiệt chung 3 Qtt3 = 0,05.D3.(i2-Cn3.3)

(Gđ -W1)C1ts1(Gđ -W1 -W2)C2ts2(Gđ -W)C3ts3

Phương trình cân bằng nhiệt lượng: Qvào = Qra

D1I1 + GđCđtsd = W1i1 + (Gđ –W1)C1ts1 + D1Cn11 + 0,05D1(I1 – Cn11) [1]

D2i1 + (Gđ -W1)C1t1 = W2i2 + (Gđ-W1-W2)C2ts2 + D2Cn22 + 0,05D2(i1 - Cn22) [2]

W1i1 +(Gđ-W1).C1ts1 = W2i2 + (Gđ – W1 – W2)C2ts2 + W1Cn22 + 0,05W1(i1-Cn22)

 (0,95i1 - 0,95Cn22 –C1ts1+C2ts2)W1 +(C2ts2-i2)W2 = Gđ(C2ts2 – C1ts1)

Thay số vào ta được:

W2i2 + (Gđ –W1)C2t2 = W3i3 + (Gđ –W)C3ts3 + D3Cn33 + 0,05D3(i2-Cn22)

 W1(i3-C2ts2) +W2(0,95i2 – 0,95Cn33 –C2ts2 +i3)= Gđ(C3ts3 – C2ts2)+W(i3-C3ts3) Thay số vào ta được:

Giải hệ phương trình [6] và [7] ta được:

Thay W1 vừa tìm được vào [1] ta tính được: D1 = 3408,724 (kg/h)

Từ các lượng hơi thứ tính ra được ta xác định được sai số của lượng hơi thứ giả thiết so với thực tế như sau:

Các sai số đều nhỏ hơn 5%, cho thấy kết quả này có thể chấp nhận được Dựa vào đó, chúng ta có thể tính toán nồng độ dung dịch thực tế của các nồi.

Tính bề mặt truyền nhiệt

2.4.1 Độ nhớt Áp dụng công thức paplov:

- t1, t2 là nhiệt độ chất lỏng có độ nhớt 1, 2 tra bảng I.112 ST QTTB T1/114 [1]).

- 1, 2 là nhiệt độ của chất lỏng tiêu chuẩn có độ nhớt tương ứng (tra bảng I.102 ST QTTB T1/94 [1]).

- 1, 2 là độ nhớt của dung dịch (tra bảng I.102 ST QTTB T1/94 [1]). s 2 s 2 t t θ K

Chọn chất chuẩn là nước

Tại 20% chọn: t1 = 75°C  1 = 0,635.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 80°C  2 = 0,590.10 -3 (N.s/m 2 ) Tại 40% chọn: t1 = 75°C  1 = 1,462.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 80°C  2 = 1,334.10 -3 (N.s/m 2 ) Vậy tại 13,667% chọn: t1 = 75°C  1 =0,373.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 80°C  2 =0,354.10 -3 (N.s/m 2 ) Ứng với nhiệt độ của nước là:

Vậy tại 22,208% chọn: t1 = 75°C  1 =0,726.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 80°C  2 =0,672.10 -3 (N.s/m 2 ) Ứng với nhiệt độ của nước là:

Tại 40% chọn: t1 = 95°C  1 = 1,037.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 100°C  2 = 0,960.10 -3 (N.s/m 2 ) Tại 60% chọn: t1 = 95°C  1 = 3,72.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 100°C  2 = 3,34.10 -3 (N.s/m 2 ) Vậy tại 62% chọn: t1 = 95°C  1 = 3,988.10 -3 (N.s/m 2 ) t2 = 100°C  2 = 3,578.10 -3 (N.s/m 2 ) Ứng với nhiệt độ của nước là:

2.4.2 Hệ số dẫn nhiệt của dung dịch (  dd ) dd AC p 3

A : hệ số tỷ lệ phụ thuộc vào mức độ liên kết của chất lỏng đối với nước

Cp : nhiệt dung riêng đẳng áp của chất lỏng (J/kg độ)

M : khối lượng mol của chất lỏng

Ta có: M = mi Mdd + (1 - mi ) Mnước

Trong đó m1 là phần mol của cấu tử

1 = 1055,348 (kg/m 3 ) (tra bảng I.86 ST QTTB T1/59 [1]) m 1 =

2 = 1092,824(kg/m 3 ) (tra bảng I.86 ST QTTB T1/59 [1]) m 2 =

3 = 1300,59 (kg/m 3 ) (tra bảng I.86 ST QTTB T1/59 [1]) m 3 =

2.4.3.1 Về phía hơi ngưng tụ

4 √ H r Δtt 1 ( V.101ST QTTB T2/28 [2]) Với : r : ẩn nhiệt ngưng (J/kg)

H : chiều cao ống truyền nhiệt (H = 4 m)

: hệ số phụ thuộc tm tm= 0,5(tT1+ thd)

∆t1=thd - tT1 Trong đó: tm : nhiệt độ trung bình của màng nước ngưng tT1 : nhiệt độ của vách ngoài của ống truyền nhiệt thd : nhiệt độ của hơi đốt

Từ thđ1 = 138,124°C ta có r1 = 2155,628.10 3 (J/kg) ( tra bảng I.250 ST QTTB T1/312 [1])

(W/m 2 độ) Nhiệt tải phía hơi đốt của nồi 1:

Từ thđ2 = 117,924°C ta có r2 = 2212,813.10 3 (J/kg) ( tra bảng I.250 ST QTTB T1/312 [1])

(W/m 2 độ) Nhiệt tải phía hơi đốt của nồi 2: q12 = 12 t12 = 9374,716.1,508 = 14137,072 (W/m 2 )

Từ thđ3 = 96,111 °C ta có r3 = 2270,111.10 3 (J/kg) ( tra bảng I.250 ST QTTB T1/312 [1])

2.4.3.2 Về phía dung dịch sôi

Với: : hệ số hiệu chỉnh

ni :hệ số cấp nhiệt của nước Trong đó: ¿ ( ❑ ❑ dd n ) 0,565 [ ( ❑ ❑ dd n ) 2 ( C C dd n ) ( ❑ ❑ dd n ) ] 2

Với: dd, dd,C ,dd dd

   : lần lượt là hệ số truyền nhiệt, khối lượng riêng, nhiệt dung riêng và độ nhớt của dung dịch. n , ,C , n n n

   : lần lượt là hệ số truyền nhiệt, khối lượng riêng, nhiệt dung riêng và độ nhớt của nước

Ta có: α ni= 0,145 ∆ t 2 2,33.p 0,5 ,(W/m2.độ) (CT ST QTTB V.91 T2/26 [2])

Trong đó: r1 là nhiệt trở do lớp nước ngưng

Chọn r1 = 0,232.10 -3 (m 2 độ/W) (V.1 ST QTTB T2/4 [2]) r2 là nhiệt trở do lớp cặn của dung dịch bám trên thành ống.

: bề dày ống truyền nhiệt ( = 2 mm)

Hệ số dẫn nhiệt của vật liệu làm ống truyền nhiệt là yếu tố quan trọng trong việc chọn lựa vật liệu Chúng tôi đã chọn vật liệu CT3 với hệ số dẫn nhiệt  = 50 (W/m.độ) Ngoài ra, nhiệt trở qua lớp vật liệu được xác định với giá trị r3 = 0,387.10 -3 (m2.độ/W), đảm bảo hiệu suất truyền nhiệt tối ưu.

Hiệu số cấp nhiệt của nước: t21 = tT21 – t21 = 126,229–120,98 = 5,249 °C Áp suất hơi trung bình tại nồi 1: Pht1 =1,960.98100 = 192276 (N/m 2 )

Dựa vào ts1 = 120,980°C tra bảng I.249 ST QTTB T1/310 [1] ta có:

Vậy nhiệt tải trung bình là:

 tT22 = tT12 - tII 6,416 - 9,3167,1°CHiệu số cấp nhiệt của nước: t22 = tT22 – t227,1 – 100,955= 6,145°C Áp suất hơi trung bình tại nồi 2: Pht2 = 0,934.98100 = 91625,400 (N/m 2 )

Dựa vào ts2 = 100,955°C tra bảng I.249 ST QTTB T1/310 [1] ta có:

Vậy nhiệt tải trung bình là:

Hiệu số cấp nhiệt của nước: t23 = tT23 – t23,972 – 74,336= 10,636°C Áp suất hơi trung bình tại nồi 2: Pht3 = 0,220.98100= 21582 (N/m 2 )

Dựa vào ts3 = 74,336°C tra bảng I.249 ST QTTB T1/310 [1] ta có:

Vậy nhiệt tải trung bình là:

2.4.4 Tính hệ số phân bố nhiệt độ hữu ích cho các nồi

Xem bề mặt truyền nhiệt trong các nồi như nhau nên nhiệt độ hữu ích phân bố trong các nồi được tính như sau: t hi(i) =

thi là nhiệt độ hữu ích trong các nồi. i i 2 i

3600 là nhiệt lượng cung cấp ở các nồi.

Với: Di là lượng hơi đốt mỗi nồi. ri là ẩn nhiệt ngưng tụ của hơi.

Ki là hệ số truyền nhiệt.

Ta có hiệu số nhiệt độ hữu ích cho toàn hệ thống là: thi = 55,888°C

Sai số nhiệt độ hữu ích là:

Các sai số so với giả thiết ban đầu đều nhỏ hơn 10% Như vậy kết quả cuối cùng có thể chấp nhân được.

Vậy thực tế bề mặt truyền nhiệt của thiết bị là:

Bề mặt truyền nhiệt của nồi 1:

Bề mặt truyền nhiệt của nồi 2:

Bề mặt truyền nhiệt của nồi 3:

Dựa vào bảng VI.6 ST QTTB T2/ T80 [2] ta có thể thiết kế hệ thống cô đặc 3 nồi có diện tích truyền nhiệt bằng nhau và bằng 160 m 2

THIẾT KẾ CHÍNH

Buồng đốt

3.1.1 Tính toán số ống truyền nhiệt:

Chọn loại ống truyền nhiệt có đường kính 38x2 (mm), bề dày 2 (mm) nên đường kính trong của ống truyền nhiệt là dt = 34 (mm) (VI.6 ST QTTB T2/80 [2]).

Chọn chiều cao ống truyền nhiệt là H = 4 (m). n= F d t h = 160

Theo bảng VI.11 ST QTTB T2/48, chọn n = 439 ống.

Chọn cách sắp xếp ống theo hình lục giác.

Tổng số ống truyền nhiệt trong thiết bị là 439 ống.

Tổng số ống không kề với các ống trong các viên phân là 397 ống.

Tổng số ống trong tất cả các viên phân là là 42 ống.

Số hình sáu cạnh là 11.

Số ống trên đường xuyên tâm của lục giác là b = 23 ống.

Ta có: Dt = t.(b-1) + 4dn (V.141 ST QTTB T2/49 [2])

Trong đó: t là bước ống, thường chọn t = (1,21,5)dn b là số ống trên đường chéo của hình lục giác đều.

Chọn Dt = 1,6 (m) (Theo XIII.6 ST QTTB T2/359 [2])

Buồng bốc

Chọn Dt =2 (m) (Theo XIII.6 ST QTTB T2/359 [2])

Thể tích không gian hơi được xác định theo công thức:

(VI.32 ST QTTB T2/71 [2]) Trong đó:

Vkgh: Thể tích không gian hơi (m 3 )

W: lượng hơi thứ bốc lên trong thiết bị (kg/h)

h: khối lượng riêng của hơi thứ (kg/m 3 )

Utt: Cường độ bốc hơi thể tích cho phép của khoảng không gian hơi trong một đơn vị thời gian (m 3 /m 3 h)

Theo công thức VI.33 ST QTTB T2/72:

Với utt là cường độ bốc hơi ở P = 1at, chọn utt = 1600 (m 3 /m 3 h)

Chiều cao không gian hơi: kgh kgh 2 t

Nồi 1: Pht1 = 1,960 (at) tht1 = 118,924 °C suy ra: ht1 = 1,086 (kg/m 3 ) (bảng VI.250 ST QTTB T1/312 [1]) Tra đồ thị ta được f = 0,902 (VI.3 ST QTTB T2/72 [2])

Nồi 2: Pht2 = 0,934 (at) tht2 = 97,111°C suy ra: ht2 = 0,543 (kg/m 3 ) (bảng VI.250 ST QTTB T1/312 [1]) Tra đồ thị ta được f = 0,988 (VI.3 ST QTTB T2/72 [2])

Nồi 3: Pht3 = 0,220 (at) tht3 = 61,665°C suy ra: ht3 =0,140 (kg/m 3 ) (bảng VI.250 ST QTTB T1/312 [1]) Tra đồ thị ta được f =1,416 (VI.3 ST QTTB T2/72 [2])

Giả sử chiều cao của phần dung dịch sôi tràn lên buồng bốc là 0,5 (m).

Vậy chọn chiều cao buồng bốc cho cả 3 nồi là 4 (m).

Đường kính các ống dẫn

Vs là lưu lượng khí, hơi, dung dịch chảy trong ống (m 3 /s)

 là tốc độ thích hợp đi trong ống (m/s) Đối với hơi nước bão hòa chọn  = 2040 (m/s) (ST QTTB T2/74 [2])

Ta chọn  = 40 (m/s) Đối với chất lỏng nhớt, chọn  = 0,51 (m/s) (ST QTTB T2/74 [2])

Ta lại có: Vs =w.v trong đó: w là lưu lượng khối lượng (kg/s) v là thể tích riêng (m 3 /kg)

3.3.1 Đường kính ống dẫn hơi đốt

Ta có v = 0,537 (m 3 /kg) (I.250 ST QTTB T2/T312 [2])

Dựa theo bảng XIII.26 ST QTTB T2/409 [2]

Ta chọn d 0 (mm), dn = 159 (mm)

Ta có v = 0,953 (m 3 /kg) (I.250 ST QTTB T2/T312 [2])

Dựa theo bảng XIII.26 ST QTTB T2/409 [2]

Ta chọn d = 200 (mm), dn = 219 (mm)

Ta có v = 1,916 (m 3 /kg) (I.250 ST QTTB T2/T312 [2])

Dựa theo bảng XIII.26 ST QTTB T2/409 [2]

Ta chọn d = 250 (mm), dn = 273 (mm)

Dựa theo bảng XIII.26 ST QTTB T2/409 [2] ta chọn đường kính ống dẫn hơi đốt cả 3 nồi là d = 250 (mm) với đường kính ngoài dn = 273 (mm).

3.3.2 Đường kính ống dẫn hơi thứ

Nồi 1 và nồi 2 có đường kính ống dẫn hơi thứ nhất bằng nhau, trong khi đó, đường kính ống dẫn hơi thứ hai của nồi 2 lại tương đương với đường kính ống dẫn hơi đốt của nồi 3.

Vậy đường kính trong của ống dẫn hơi thứ nồi 1,2 là 250 (mm) với đường kính ngoài dn = 273 (mm).

Ta có v = 7,195 (m 3 /kg) (I.250 ST QTTB T2/T312 [2]) w= W 3

Dựa theo bảng XIII.27 ST QTTB T2/417 [2] và V.7 ST QTTB T2/42 [2] ta chọn đường kính ống dẫn hơi thứ cho nồi 3 là d = 500 (mm) và đường kính ngoài dn = 529 (mm).

3.3.3 Đường kính ống dẫn dung dịch

3.3.3.1 Đường kính ống dẫn dung dịch đầu vào thiết bị gia nhiệt

Giả sử dung dịch ban đầu có nhiệt độ t = 25°C và xđ = 10%

Chọn d = 70 (mm) và dn = 76 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

3.3.3.2 Tử thiết bị gia nhiệt vào nồi 1

Giả sử nồi gia nhiệt tăng nhiệt độ dung dịch đầu từ 25°C lên 100°C. Ở t = 100°C, xd = 10%

Chọn d = 70 (mm) và dn = 76 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Dung dịch ra khỏi nồi 1 có x1= 13,667% và t = 120,98°C

Chọn d = 70 (mm) và dn = 76 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Dung dịch ra khỏi nồi 1 có x2= 22,211% và t = 100,955°C

Chọn d = 50 (mm) và dn = 57 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

3.3.3.5 Từ nồi 3 đến thùng chứa sản phẩm

Dung dịch ra khỏi nồi 3 có x3 = 62% và t = 74,336°C

Chọn d = 25 (mm) và dn = 32 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Vậy ta chọn đường kính ống dẫn dung dịch cho toàn hệ thống là d = 70 (mm) và dn = 76 (mm).

3.3.4 Đường kính ống tháo nước ngưng

Chọn d = 40 (mm) và dn = 45 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Lưu lượng khối lượng 2 D 2 3219,801   w 0,894 kg/s

Chọn d = 40 (mm) và dn = 45 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Chọn d = 40 (mm) và dn = 45 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Vậy theo bảng XIII.26 ST QTTB T2/409 ta chọn đường kính ống tháo nước ngưng cho toàn hệ thống có d = 40 (mm) và dn = 45 (mm).

3.3.5 Đường kính ống tuần hoàn ngoài

Giả sử lưu lượng dung dịch chảy trong các ống tuần hoàn là 60%

Chọn d = 50 (mm) và dn = 57 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Chọn d = 50 (mm) và dn = 57 (mm) (XIII.26 ST QTTB T2/409 [2])

Chọn đường kính ống tuần hoàn d = 40 mm và dn = 45 mm theo tiêu chuẩn XIII.26 ST QTTB T2/409 Đường kính ống tuần hoàn lớn nhất tính ra là d = 50 mm và dn = 57 mm, nhưng thực tế đường kính thiết kế nhỏ nhất là 159 mm Do đó, đường kính ống tuần hoàn được lựa chọn bằng 1/5 so với đường kính buồng đốt.

Ta có đường kính ống tuần hoàn ngoài = 1600.0,2= 320 (mm)

Vậy ta chọn ống tuần hoàn ngoài có d = 350 (mm) và dn = 377 (mm

Bảng 3.1 Đường kính các loại ống dẫn Ống dẫn Đường kính trong d (mm) Đường kính ngoài dn

(mm) Ống dẫn hơi đốt 250 273 Ống dẫn hơi thứ 1,2 250 273 Ống dẫn hơi thứ 3 500 529 Ống dẫn dung dịch vào 70 76

43 thiết bị gia nhiệt Ống dẫn dung dịch 70 76 Ống tháo nước ngưng 40 45 Ống tuần hoàn ngoài 350 377

Bề dày vĩ ống

Vĩ ống phải đảm bảo những yêu cầu sau:

- Giữ nguyên hình dạng của ống sau khi lắp ống.

Nên ta chọn bề dày vĩ ống là 10 (mm).

Bề dày lớp cách nhiệt

Để giảm thiểu tổn thất nhiệt khi truyền nhiệt qua thành thiết bị hoặc ống dẫn ra ngoài không khí, việc sử dụng lớp cách nhiệt bằng vật liệu dẫn nhiệt kém là rất cần thiết.

3.5.1 Tính bề dày lớp cách nhiệt của ống dẫn

Độ dày lớp cách nhiệt bao bọc các ống dẫn trong điều kiện cấp nhiệt ra ngoài không khí tự do, với nhiệt độ môi trường xung quanh khoảng 20°C, được tính toán theo công thức cụ thể.

(V.137 ST QTTB T2/41 [2]) Trong đó: dn là đường kính ngoài của ống dẫn ( không kể lớp cách nhiệt).

 là hệ số dẫn nhiệt của lớp cách nhiệt, (W/m.độ)

Q là nhiệt tổn thất tính theo 1 m chiều dài ống, (W/m.độ) tT2 là nhiệt độ mặt ngoài của ống kim loại chưa kể lớp cách nhiệt.

Ta chọn chất cách nhiệt là là bông thủy tinh với:

Nồi 1: dn = 273 (mm) tT2 = thđ1 = 138,124°C

Theo quy chuẩn chọn  = 9 (mm)

Nồi 2: dn = 273 (mm) tT2 = thđ2 = 117,924°C

Theo quy chuẩn chọn  = 9 (mm)

Nồi 3: dn = 273 (mm) tT2 = thđ3 = 96,111°C

Theo quy chuẩn chọn  = 9 (mm)

Vậy ta chọn  = 9 (mm) cho cả 3 nồi.

45 ống dẫn hơi thứ nồi 1 là ống dẫn hơi thứ nồi 2 nên bề dày lớp cách nhiệt của ống dẫn hơi thứ nồi 1 là  = 9 (mm).

Nồi 2: ống dẫn hơi thứ nồi 2 là ống dẫn hơi thứ nồi 3 nên bề dày lớp cách nhiệt của ống dẫn hơi thứ nồi 2 là  = 9 (mm).

Nồi 3: dn R9 (mm) tT2 = tht3 = 61,665°C

Theo quy chuẩn chọn  = 8 (mm)

Vậy chọn chiều dày lớp cách nhiệt cho các ống dẫn hơi thứ là  = 9 (mm).

+ Từ thiết bị gia nhiệt sang nồi 1 dn = 76 (mm) tT2 = 100°C

Theo quy chuẩn chọn  = 6 (mm)

+ Từ nồi 1 sang nồi 2 dn = 76 (mm) tT2 = 120,98°C

Theo quy chuẩn chọn  = 6 (mm)

+ Từ nồi 2 sang nồi 3 dn = 76 (mm) tT2 = 100,955°C

Theo quy chuẩn chọn  = 6 (mm)

+ Từ nồi 3 sang thùng chứa sản phẩm dn = 76 (mm) tT2 = 74,336°C

Theo quy chuẩn chọn  = 6 (mm)

3.5.1.4 Ống dẫn tuần hoàn ngoài:

Bề dày lớp cách nhiệt bằng bề dày lớp cách nhiệt của ống dẫn dung dịch từ nồi 1 sang nồi 2,  = 6 (mm).

Bề dày lớp cách nhiệt bằng bề dày lớp cách nhiệt của ống dẫn dung dịch từ nồi 2 sang nồi 3,  = 6 (mm).

Bề dày lớp cách nhiệt bằng bề dày lớp cách nhiệt của ống dẫn dung dịch từ nồi 3 sang thùng chứa sản phẩm,  = 6 (mm).

3.5.2 Tính bề dày lớp cách nhiệt của thân thiết bị: tkk = 25°C t2 = 48°C là nhiệt độ bề mặt lớp cách nhiệt về phía không khí.

Hệ số cấp nhiệt từ bề mặt ngoài của lớp cách nhiệt đến không khí

Vậy theo quy chuẩn chọn  = 13 (mm).

Do các điều kiện làm việc của buồng đốt và buồng bốc ở ba nồi tương tự nhau, chúng tôi quyết định chọn kích thước  = 13 mm cho cả hai buồng của cả ba nồi.

Chọn mặt bích

Mặt bích là một bộ phận quan trọng để nối các phần của thiết bị cũng như các bộ phận khác với thiết bị.

Hệ thống cô đặc đang tính có áp suất làm việc không cao lắm nên chọn loại bích liền nối bộ phận thiết bị.

Hình 3.1 Bích liền bằng thép để nối thiết bị [2]

3.6.1 Buồng đốt Áp suất thủy tĩnh trong phần dưới thiết bị là:

Trong đó: g là gia tốc trọng trường, g = 9,81 (m/s 2 )

 là khối lượng riêng của chất lỏng (kg/m 3 )

Suy ra áp suất tính toán trong thiết bị:

3.6.2 Buồng bốc Áp suất buồng bốc: P = Pht1 = 1,960.9,81.10 4 = 192276 (N/m 2 )

Dựa trên các đường kính trong của buồng đốt và buồng bốc, chúng ta có thể tra cứu bảng số liệu XIII.27 ST QTTB T2/417 để xác định thông số kích thước của mặt bích Kết quả được thể hiện trong bảng 3.2, bao gồm các thông số kích thước bích nối cho buồng bốc và buồng đốt.

Bảng 3.2 kích thước bích nối buồng đốt, buồng bốc

Kích thước ống nối Bulông h

Chọn bích để kết nối các bộ phận với ống dẫn, sử dụng bích liền kiểu 1 theo bảng XIII.26 ST QTTB T2/409 [2] Các thông số kích thước mặt bích cho các loại ống được trình bày trong bảng 3.3.

Bảng 3.3 Kích thước bích nối các ống dẫn Ống dẫn Dy

Kích thước ống đốt Bulông h

Chọn tai treo

Chọn 4 tai treo CT3 cho mỗi nồi.

Tải trọng cho 1 tai treo là 1

3.7.1.1 Bề dày đáy buồng đốt Được tính theo đáy nón có gờ, vật liệu thép CT3, góc ở đáy 60°

 = 30° và R/Dt = 0,15 với công thức tính bề dày đáy S:

Trong đó: y là yếu tố hình dạng đáy, xác định theo đồ thị XIII.15 ST QTTB T2/400, y = 0,98

h là hệ số bền của mối hàn vòng trên nón, chọn h = 0,95 theo bảng XIII.8

ST QTTB T2/362 [2]. d là đường kính lỗ tâm ở đáy d =0,1 (m)

D’ là đường kính (m) Đối với đáy nón có gờ:

D’ = Dt -2[R(1-cos)+10Ssin] > 0,5[Dt – 2R(1 - cos) +d ]

C là hệ số bổ sung ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày (m)

Vật liệu thép CT3 có giới hạn bền:

Suy ra ứng suất cho phép của thép CT3 theo giới hạn bền:

(CT XIII.5 ST QTTB T2/356 [2]) Trong đó:

 là hệ số hiệu chỉnh , chọn  = 0,9 (XIII.2 ST QTTB T2/356 [2]) nk là hệ số an toàn bền, nk = 2,6 và nc = 1,5 (XIII.2 ST QTTB T2/356 [2]) [ ❑ k ] = 380.10

Vậy chọn [] = 1,135.10 8 (N/m 2 ) Đại lượng bổ sung C phụ thuộc vào độ ăn mòn, độ bào mòn, dung sai của chiều dày Đại lượng C được xác định theo công thức:

C = C1+C2+C3 (m) (CT XIII.17 ST QTTB T2/363 [2]) Với:

C1 là đại lượng bổ sung ăn mòn, C1 = 1 (mm)

C2 là đại lượng bổ sung hao mòn, C2 = 0

C3 là đại lượng bổ sung do dung sai chiều dày, C3 phụ thuộc vào chiều dày tấm vật liệu (XIII.9 ST QTTB T2/364 [2])

Hệ số bền của đáy theo phương dọc  = h = 0,95

> 50 do đó có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu số trong công thức XIII.52 ST QTTB T2/399 nên:

2 cos 30 ° 1,315 10 8 0,95 =2,557.10 −3 (m) Đại lượng (Sd – C) =2,557 (mm) < 10 (mm)

Vậy chọn chiều dày đáy buồng đốt là 6 (mm) (XIII.11 ST QTTB T2/384 [2])

Kiểm tra ứng suất thành theo áp suất thử thủy lực bằng công thức XIII.55 ST QTTTB T2/314 ¿ [ 2 cos( D ' P S−C 0 ) + P 0 ] ❑ 1 h ❑ 1,2 c ( N /m 2 )

Po: là áp suất thử tính toán.

Chọn Po = Pth + P1 (CT XIII.27 ST QTTB T2/366 [2]) Với: Pth là áp suất thử thuỷ tĩnh; N/m 2

Chọn Pth = 1,5.P; (N/m 2 ) (CT XIII.5 ST QTTB T2/358 [2])

Chiều dày đáy buồng đốt được chọn là S = 6 mm, với đường kính Dt = 1600 mm và góc đáy 60 độ Đáy hình nón có gờ được làm từ vật liệu thép CT3, theo tiêu chuẩn trong bảng XIII.21 ST QTTB T2/394.

Chiều cao đáy buồng đốt: H 50 (mm)

Khối lượng của đáy buồng đốt: Gđáy = 217 (kg)

3.7.1.2 Bề dày thân buồng đốt:

Chọn vật liệu làm thân buồng đốt là thép CT3.

Bề dày buồng đốt được xác định theo công thức:

   (CT XIII.8 ST QTTB T2/ 360 [2]) Trong đó:

D: đường kính trong của buồng đốt (m). ϕ : hệ số bền của thành hình trụ tính theo phương dọc.

Chọn = 0,95 (Bảng XIII.8 ST QTTB T2/ 362 [2]) C: hệ số bổ sung ăn mòn (m)

P: áp suất trong thiết bị (N/m 2 )

364078,255   nên có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu.

C1: đại lượng bổ sung do ăn mòn, C1 = 1 (mm)

C2: đại lượng bổ sung do hao mòn, C2 = 0

C3: đại lượng bổ sung do dung sai của chiều dày,C3 phụ thuộc vào chiều dày tấm vật liệu (XIII.9 ST QTTB T2/364 [2])

Kiểm tra ứng suất theo áp suất thử:

Theo CT XIII.26 ST QTTB T2/365, ta có:

Po: là áp suất thử tính toán.

Chọn Pth = 1,5.P (N/m 2 ) (CT XIII.5 ST QTTB T2/358 [2])

Vậy chọn bề dày buồng đốt là S = 4 (mm)

Khối lượng thân buồng đốt:

Khối lượng riêng vật liệu CT3:

3.7.2.1 Bề dày nắp buồng bốc

Thiết kế nắp cho cả 3 nồi theo hình elip có gờ, vật liệu thép CT3

Dt : đường kính trong của buồng bốc; (m)

Nắp có lỗ được tăng cứng hoàn toàn : K = 1 Chiều cao hb của nắp: hb = Dt 0,25 = 2.0,25 = 0,5 (m)

C1: đại lượng bổ sung do ăn mòn, C1 = 1 (mm)

C2: đại lượng bổ sung do hao mòn, C2 = 0

C3: đại lượng bổ sung do dung sai của chiều dày, C3 phụ thuộc vào chiều dày tấm vật liệu, (Bảng XIII.9 [2]/Trang 364).

192276 0,95 = 649,717 > 30 nên có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu.

=1,620.10 -3 + C (m) Suy ra C3 = 0,18 (mm) nên C = 1+0,18 = 1,18 (mm) Đại lượng (S – C) = 1,135 (mm) < 10 (mm) nên ta tăng thêm 2 (mm) so với giá trị C ([2]/Trang 386) Do đó C = (1,18 + 2).10 -3 = 3,18.10 -3 (m)

Vậy chọn chiều dày nắp buồng bốc là: S = 5 (mm)

Kiểm tra ứng suất thành theo áp suất thử thủy lực bằng CT XIII.49 [2]/Trang

Po: là áp suất thử tính toán.

Chọn Pth = 1,5.P ; (N/m 2 ) (CT XIII.5 ST QTTB T2/358 [2])

Vậy chọn chiều dày nắp buồng bốc là S = 5 (mm). Ứng với Dt = 2 (m), hb = 0,5 (m), S = 5 (mm)

Ta có: Gnắp = 64,2 (kg) và chiều cao gờ = 25 (mm) (XIII.11 ST QTTB T2/384 [2])

3.7.2.2 Bề dày thân buồng bốc :

Chọn vật liệu làm thân buồng bốc là thép CT3.

Bề dày buồng bốc được xác định theo công thức:

   (CT XIII.8 ST QTTB T2/ trang 360 [2]).

Dt: đường kính trong của buồng bốc (m). ϕ : hệ số bền của thành hình trụ tính theo phương dọc, chọn ϕ 0,95.

(Theo bảng XIII.8 ST QTTB T2/ trang 362 [2]).

C: hệ số bổ sung ăn mòn (m) P: áp suất trong thiết bị (N/m 2 )

192276 0,95 = 649,717 > 50 nên có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu.

C1: đại lượng bổ sung do ăn mòn, C1 = 1 (mm)

C2: đại lượng bổ sung do hao mòn, C2 = 0

C3: đại lượng bổ sung do dung sai của chiều dày, C3 phụ thuộc vào chiều dày tấm vật liệu, (Bảng XIII.9 Trang 364 [2]).

Suy ra C3 = 0,18 (mm) nên C = 1+0,18 = 1,18 (mm)

Do đó chọn chiều dày buồng bốc S = 3 (mm).

Kiểm tra ứng suất theo áp suất thử:

Theo CT XIII.26 ST QTTB T2/365, ta có:

Po: là áp suất thử tính toán.

Chọn Pth = 1,5.P; (N/m 2 ) (CT XIII.5 ST QTTB T2/358 [2])

Vậy ta chọn thân buồng bốc S = 3 (mm)

Khối lượng thân buồng bốc :

Khối lượng riêng vật liệu CT3:

3.7.2.3 Bề dày của đáy buồng bốc Được tính theo đánh nón có gờ, vật liệu thép CT3, góc ở đáy 60°

 = 30° và R/Dt = 0,15 với công thức tính bề dày đáy S:

Trong đó: y là yếu tố hình dạng đáy, xác định theo đồ thị XIII.15 ST QTTB T2/400

h là hệ số bền của mối hàn vòng trên nón, chọn h = 0,95 theo bảng XIII.8

ST QTTB T2/362 [2]. d là đường kính lỗ tâm ở đáy d =0,1 (m)

D’ là đường kính (m) Đối với đáy nón có gờ:

D’ = Dt -2[R(1-cos)+10Ssin] > 0,5[Dt – 2R(1 - cos) +d ]

C là hệ số bổ sung ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày (m)

Vật liệu thép CT3 có giới hạn bền:

Suy ra ứng suất cho phép của thép CT3 theo giới hạn bền:

(CT XIII.5 ST QTTB T2/356 [2]) Trong đó:

 là hệ số hiệu chỉnh , chọn  = 0,9 (XIII.2 ST QTTB T2/356 [2]) nk là hệ số an toàn bền, nk = 2,6 và nc = 1,5 (XIII.2 ST QTTB T2/356 [2]) [ ❑ k ] = 380.10

Vậy chọn [] = 1,135.10 8 (N/m 2 ) Đại lượng bổ sung C phụ thuộc vào độ ăn mòn, độ bào mòn, dung sai của chiều dày Đại lượng C được xác định theo công thức:

C = C1+C2+C3 (m) (CT XIII.17 ST QTTB T2/363 [2]) Với:

C1 là đại lượng bổ sung ăn mòn, C1 = 1 (mm)

C2 là đại lượng bổ sung hao mòn, C2 = 0

C3 là đại lượng bổ sung do dung sai chiều dày, C3 phụ thuộc vào chiều dày tấm vật liệu (XIII.9 ST QTTB T2/364 [2])

Hệ số bền của đáy theo phương dọc  = h = 0,95

> 50 do đó có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu số trong công thức XIII.52 ST QTTB T2/399 nên:

2 cos 30 ° 1,315 10 8 0,95 =1,715.10 −3 (m) Đại lượng (Sd – C) = 1,715 (mm) < 10 (mm)

Vậy chọn chiều dày đáy buồng đốt là 5 (mm)(XIII.11 ST QTTB T2/384 [2])

Kiểm tra ứng suất thành theo áp suất thử thủy lực bằng công thức XIII.55 ST QTTTB T2/314 [2] ¿ [ 2 cos( D ' P S−C 0 ) + P 0 ] ❑ 1 h ❑ 1,2 c ( N /m 2 )

Po: là áp suất thử tính toán.

Chọn Po = Pth + P1 (CT XIII.27 ST QTTB T2/366 [2]) Với:Pth là áp suất thử thuỷ tĩnh; N/m 2

Chọn Pth = 1,5 P ; (N/m 2 ) (CT XIII.5 ST QTTB T2/358 [2])

Chiều dày đáy buồng đốt được chọn là S = 5 mm, với đường kính Dt = 2000 mm và đáy hình nón có gờ Vật liệu sử dụng là thép CT3, góc ở đáy là 60 độ Tham khảo bảng XIII.21 ST QTTB T2/394 để lựa chọn các thông số kỹ thuật phù hợp.

Khối lượng của đáy buồng bốc: Gđáy = 92 (kg)

3.7.2.4 Khối lượng lớp cách nhiệt

Chiều cao: H = 4 (m) Đường kính trong: D’t = 1,608 (m) Đường kính ngoài D’n = D’t + 2.S = 1,608+ 2.0,013 = 1,634 (m)

Khối lượng bông thủy tinh: ρ 0 ( kg /m 3 )

Chiều cao: H = 4 (m) Đường kính trong: D’t = 2,006 (m) Đường kính ngoài D’n = D’t + 2.S = 2,006+ 2.0,013 = 2,032 (m)

Khối lượng bông thủy tinh: 200(kg / m ) 3

Suy ra khối lượng lớp cách nhiệt:

3.7.2.5 Khối lượng cột chất lỏng Áp dụng công thức: Mlỏng

  4 Chiều cao cột chất lỏng: H = 4 (m)

Khối lượng riêng của chất lỏng: max = 1300,59 (kg/m 3 )

Tổng số ống truyền nhiệt: n = 439 ống Đường kính trong: Dt = 0,034 (m)

3.7.2.6 Khối lượng cột hơi: Áp dụng công thức: Mhơi

Khối lượng riêng lớn nhất của chất lỏng: max =1,869 (kg/m 3 ) Đường kính trong: Dt = 2 (m)

3.7.2.7 Khối lượng bích: Áp dụng công thức: Mbích  2 D π 4  2  D 2 n  h.ρ

Khối lượng riêng của vật liệu làm bích CT3:  = 7850 (kg/m 3 )

Dựa vào số liệu đã tính toán ta tính toán được khối lượng các bích đươc thể hiện trong bảng 3.4 Khối lượng bích.

Hơi thứ 1 0,529 0,630 0,020 28,854 ống dẫn dung dịch

3.7.2.8 Khối lượng ống truyền nhiệt :

Khối lượng của toàn bộ ống truyền nhiệt : bố trí 439 ống truyền nhiệt kể cả trong vành khăn được tính theo công thức :

Vĩ ống ghép ống bao gồm hai vĩ ống trong một thiết bị, với đường kính của vĩ ống tương ứng với đường kính trong của buồng đốt Diện tích chiếm chỗ của vĩ ống được tính toán theo một công thức cụ thể.

Trong đó: Dt = 1 (m); dn = 0,038 (m); dth = 0; n = 439 ống.

Tổng hợp lại thì tổng tỉ trọng tác dụng lên tai treo:

G = (Mthân + Mnắp + Mđáy + Mcách nhiệt + Mlỏng + Mhơi + Mbích+ Mống +Mvĩ ).9,81

Vậy tải trọng 1 tại treo :

4 740,103( N ) Để đảm bảo an toàn cho thiết bị, chọn theo bảng XIII.36 ST QTTTB T2/438

[2] thì ta có bảng 3.5 Các thông số tai treo.

Bảng 3.5 Các thông số tai treo

Tải trọng cho phép lên tai treo

Tải trọng cho phép lên bề mặt đỡ 1,45

Khối lượng một tai treo, kg 3,48

THIẾT BỊ PHỤ

Cân bằng vật liệu

4.1.1 Lượng nước lạnh cần thiết để tưới vào thiết bị ngưng tụ

Dựa vào phương trình cân bằng nhiệt lượng:

Trong quá trình ngưng tụ, lượng nước lạnh cần thiết (Gn) được tính bằng kg/s, trong khi lượng hơi ngưng tụ đi vào thiết bị (W) cũng được đo bằng kg/s Nhiệt lượng riêng của hơi ngưng tụ được ký hiệu là i và có đơn vị là J/kg Ngoài ra, nhiệt độ đầu vào và đầu ra của nước lạnh được ký hiệu lần lượt là t2đ và t2c, với đơn vị là độ C.

Cn : nhiệt dung riêng trung bình của nước (J/kg.độ).

Chọn t2đ = 25 o C, t2c = 45 o C i = 2608,300.10 3 (J/kg) ứng với Pnt =0,21 (at) (I.251 ST QTTB T2/314 [2]).

4.1.2 Thể tích khí không ngưng và không khí được hút ra khỏi thiết bị:

Lượng khí không ngưng và không khí được hút ra khỏi thiết bị cụ thể đó là:

- Có sẵn trong hơi thứ.

- Chui qua những lỗ hở của thiết bị.

- Bốc ra từ nước làm lạnh.

Lượng khí không ngưng và không khí xâm nhập vào thiết bị ngưng tụ đã làm giảm độ chân không, áp suất hơi riêng phần và hàm lượng tương đối của hơi trong hỗn hợp, đồng thời làm giảm hệ số truyền nhiệt của thiết bị Do đó, việc liên tục hút khí không ngưng và không khí ra khỏi thiết bị là cần thiết để duy trì hiệu suất hoạt động.

Lượng khí không ngưng và không khí được hút ra khỏi thiết bị tính bởi công thức (sử dụng thiết bị ngưng tụ trực tiếp loại khô).

G 0, 25.10 W 0, 25.10 G    0,01W (CT VI.47 ST QTTB T2/84 [2]) Với:

Gkk: lượng khí không ngưng, không khí được hút ra khỏi thiết bị (kg/s) W: lượng hơi đi vào thiết bị ngưng tụ (kg/s).

Thể tích khí không ngưng và không khí được hút ra khỏi thiết bị ngưng tụ tính theo công thức sau: kk kk 3 kk h

Vkk: thể tích khí không ngưng và không khí được hút ra khỏi thiết bị (m 3 /s).

P : áp suất chung của hỗn hợp khí trong thiết bị ngưng tụ (N/m 2 ).

Ph : áp suất riêng phần của hơi nước trong hỗn hợp (N/m 2 ).

Lấy bằng áp suất hơi bão hoà ở nhiệt độ của không khí (tkk)

Với thiết bị ngưng tụ trực tiếp loại khô, nhiệt độ của không khí được xác định như sau:

Vậy thể tích không khí được hút ra khỏi thiết bị:

4.2 Kích thước thiết bị ngưng tụ

4.2.1 Đường kính thiết bị ngưng tụ Đường kính trong của thiết bị ngưng tụ được xác định theo hơi ngưng tụ và tốc độ hơi qua thiết bị Thiết bị làm việc ở áp suất 0,21 (at) nên nên tốc độ lựa chọn khoảng 25 (m/s) (theo ST QTTB T2/85 [2]).

Thực tế, năng suất của thiết bị thường được tính gấp 1,5 lần so với năng suất thực tế của nó Do đó, đường kính của thiết bị có thể được xác định theo công thức: tr(h).

Pnt = 0,21 (at) ⇒ ρ h = 0,134 (kg/m 3 ) (Bảng I.251 ST QTTB T2/ 314 [2])

Vậy theo bảng VI.8 ST QTTB T2/Trang 88 [2]

Chọn đường kính của thiết bị ngưng tụ là Dtr = 800 (mm).

4.2.2 Kích thước tấm ngăn Để đảm bảo làm việc tốt, tấm ngăn phải có dạng hình viên phân Do đó, chiều rộng của tấm ngăn được xác định theo công thức sau:

(CT VI.53 ST QTTB T2/85 [2]) Với:

Dtr : đường kính trong của thiết bị ngưng tụ (mm).

Vì trên tấm ngăn có nhiều lỗ nhỏ, chọn nước làm nguội là nước sạch.

⇒ Chọn đường kính của lỗ là 2 (mm)

 2   Chiều cao của gờ cạnh tấm ngăn là 40 (mm).

Tổng diện tích bề mặt của các lỗ trong mặt cắt ngang của thiết bị ngưng tụ được tính toán theo công thức VI.54 ST QTTB T2/85 [2], trong đó f = G n.

Gn phụ thuộc vào hơi nước được ngưng tụ và thường thay đổi theo giới hạn (15-60) W Chọn Gn= 60W (m 3 /s).

c : Tốc độ tia nước (m/s), chọn c = 0,62 (m/s)

n: là khối lượng riêng của nước, n = 997,08 (kg/m 3 ) (I.5 ST QTTB T1/11 [1]) f = 60.0,963

Các lỗ trên tấm ngăn sắp xếp theo hình lục giác đều nên ta có thể xác định bước của các lỗ bằng công thức:

Trong tài liệu CT VI.5 ST QTTB T2/85 [2], đường kính của lỗ được chọn là 2 mm Tỉ số giữa tổng diện tích tiết diện các lỗ và diện tích tiết diện của thiết bị ngưng tụ, ký hiệu là c tb f, thường nằm trong khoảng từ 0,025 đến 0,1 Trong trường hợp này, c tb f được chọn là 0,1 Từ đó, ta có thể tính được giá trị t = 0,866.2 √0,1 = 0,548 mm.

4.2.3 Chiều cao thiết bị ngưng tụ Để chọn khoảng cách trung bình giữa các tấm ngăn và tổng chiều cao hữu ích của thiết bị ngưng tụ, ta dựa vào mức độ đun nóng nước và thời gian lưu của nước trong thiết bị ngưng tụ.

Mức độ đun nóng nước được xác định bằng công thức:

Với: t2c, t2đ: nhiệt độ cuối, đầu của nước tưới vào thiết bị ( o C). tbh : nhiệt độ hơi nước bão hoà ngưng tụ ( o C)

Tra bảng VI.7 ST QTTB T2/86 [2], ta có:

Số ngăn = 4; số bậc = 2; khoảng cách trung bình giữa các ngăn là 400 (mm) Tra bảng VI.8 [2]/Trang 88, ta có:

Chiều cao tổng của thiết bị ngưng tụ được xác định bằng cách cộng khoảng cách từ ngăn trên cùng đến nắp thiết bị (a = 1300 mm) và khoảng cách từ ngăn dưới cùng đến đáy thiết bị (b = 1200 mm).

H = H’ + a + b = 400.(4-1)+1300+1200 = 3700 (mm) Khoảng cách giữa tâm của thiết bị ngưng tụ và thiết bị thu hồi:

Chiều cao của hệ thống thiết bị: H = 5080 (mm).

Chiều rộng của hệ thống thiết bị: T = 2350 (mm). Đường kính của thiết bị thu hồi: D1 = 500 (mm); D2 = 400 (mm).

Chiều cao của thiết bị thu hồi: h1 = 1700 (mm); h2 = 1350 (mm).

4.2.4 Tính kích thước ống baromet Áp suất trong thiết bị ngưng tụ là 0,21 (at), do đó để tháo nước ngưng và hơi ngưng tụ một cách tự nhiên thì thiết bị phải có ống Baromet.

71 Đường kính trong của ống Baromet được xác định theo công thức:

(CT VI.57 ST QTTB T2/86 [2]) Với:

Gn: lượng nước lạnh tưới vào thiết bị (kg/s).

: tốc độ của hỗn hợp nước, chất lỏng đã ngưng chảy trong ống baromet (m/s) Thường lấy 0,5 - 0,6 (m/s) Chọn  = 0,5 (m/s).

Chiều cao của ống Baromet được xác định theo công thức:

Chiều cao của cột nước trong ống cân bằng được xác định bởi sự chênh lệch giữa áp suất khí quyển và áp suất trong thiết bị ngưng tụ (m) Đồng thời, chiều cao cột nước trong ống Baromet cần được tính toán để khắc phục toàn bộ trở lực của nước chảy trong ống (m).

(CT VI.59 ST QTTB T2/86 [2]) Ở đây b là độ chân không trong thiết bị ngưng tụ (mmHg) b = (1 – 0,21).760 = 600,4 (mmHg) h 1 = 10,33 600,4

Hệ số trở lực khi vào đường ống lấy  =0,5, khi lấy ra khỏi ống lấy  = 1 thì công thức trên có dạng như sau : h 2 = ❑ 2

H: toàn bộ chiều cao ống Baromet (m). d: đường kính trong của ống Baromet (m).

: hệ số ma sát khi nước chảy trong ống. Để tính λ ta tính hệ số chuẩn Re khi chất lỏng chảy trong ống Baromet: b n d ρ

Với: dB : đường kính ống dẫn (m) ρ n : khối lượng riêng của nước; (kg/m 3 ) Tại t2đ = 25 o C:  n = 997,08 (kg/m 3 ) (Bảng I.6 ST QTTB T1/12 [1])

: độ nhớt của nước Tại t = 25 o C:  = 0,8937.10 -3 (N.s/m 2 ) (Bảng I.102 ST QTTB T1/ 94 [1]) Suy ra :

Vậy ống Baromet có chế độ chảy xoáy, ở chế độ chảy xoáy ta có thể xác định hệ số ma sát theo công thức sau:

 (CT II.65 ST QTTB T1/380 [1]) Với: Δt : độ nhám tương đối xác định theo công thức sau:

(CT II.65 ST QTTB T1 /380 [1]) Trong đó:

 : độ nhám tuyệt đối, chọn ε = 0,1 (mm) (Tra II.15 [1]/ 381) dtd: đường kính tương đương của ống (m). d td = 4.R tl =4.

Giải hệ phương trình (1), (2) ta được H =8,7 (m) và h2 = 0,039 (m)

Ngoài ra còn lấy thêm chiều cao dự trữ để tránh hiện tượng nước dâng lên ngập thiết bị 0,5 (m) Suy ra chiều cao của Baromet là:

Áp suất khí quyển tương ứng với chiều cao 10,33 mét nước, do đó để đảm bảo an toàn và ngăn ngừa hiện tượng nước dâng ngập thiết bị, chiều cao của ống Baromet cần phải lớn hơn 10,33 mét Vì vậy, chiều cao Baromet được chọn là H = 12 mét.

Chọn bơm

Bơm chân không không chỉ có khả năng hút khí không ngưng và không khí, mà còn đóng vai trò quan trọng trong việc tạo độ chân không cho các thiết bị ngưng tụ và cô đặc.

Trong thực tế quá trình hút khí là quá trình đa biến nên:

P1 : áp suất khí lúc hút (N/m 2 );

Ph = 0,046 (at) (áp suất riêng phân của hơi nước)

P2 : áp suất khí lúc đẩy (N/m 2 ). k: chỉ số đa biến của không khí, Lấy k = 1,25.

 ck : hiệu số cơ khí của bơm chân không kiểu pittông, μ ck = 0,9.

N: công suất tiêu hao (W). vkk : thể tích khí không ngưng và không khí được hút ra khỏi hệ thống, vkk 0,023 (m 3 /s).

Ta có: P1 = Pkk = Pnt – Ph

Vậy công suất tiêu hao của bơm chân không là: N = 2147,536 (W)

Công suất của động cơ: dc tr dc

(CT II.250 ST QTTB T1/466 [1]) Với:

 là hệ số dự trữ công suất Thường lấy  = 1,1 ÷ 1,15 Chọn  = 1,12.

tr: hiệu suất truyền động Thường lấy  tr = 0,96 ÷ 0,99, lấy tr =0,96

dc: hiệu suất động cơ, lấy dc = 0,95

Vậy công suất của động cơ bơm chân không là 2637,325 W.

4.3.2 Bơm nước lạnh vào thiết bị ngưng tụ

Chọn bơm ly tâm 1 guồng để bơm nước lạnh lên thiết bị ngưng tụ, ta chọn chiều cao ống hút và ống đẩy của bơm là: Ho= 18 (m).

Chiều dài toàn bộ đường ống là: 22 (m).

Chọn  = 2 (m/s 2 ) Đường kính ống dẫn nước: d= √ 0,785 G n = √ 0,785.2 997,08 27,872 =0,133 (m )

Công suất của động cơ được tính theo công thức:

(CT II.189 ST QTTB T1/439 [1]) Trong đó:

: khối lượng riêng của nước ở 25 o C, (kg/m 3 ) N: công suất cần thiết của bơm (KW).

H: áp suất toàn phần (áp suất cần thiết để chất lỏng chảy trong ống)

: hiệu suất của bơm, (Bảng II.32 ST QTTB T1/ 439 [1]) Chọn  = 0,85 (đối với bơm ly tâm, chọn trong khoảng   0,8 0,94 

 Tính H : H = Hm + H0 + Hc (m) (CT II.185 ST QTTB T1/438 [1])Trong đó:

Hm: trở lực thủy lực trong mạng ống.

Hc: chênh lệch áp suất ở cuối ống đẩy và đầu ống hút.

Ho: tổng chiều dài hình học mà chất lỏng được đưa lên (gồm chiều cao hút và chiều cao đẩy).

Trong đó: l: chiều dài toàn bộ ống, l = 22 (m). d: đường kính trong của ống, d = 0,1 (m).

: tốc độ của nước trong ống (m/s).

Hệ số ma sát được xác định qua chế độ chảy Re:

Nên trong ống ó chế độ chảy xoáy Tính hệ số ma sát:

Với: Δt là độ nhám tương đối được xác định theo công thức sau: d td

Trong đó: dtđ: đường kính tương đương của ống (m)

: độ nhám tuyệt đối, = 0,1 (mm) (Tra II.15 ST QTTB T1/ 381 [1]) ¿ 0,1.10 −3

Tổng trở lực: Theo bảng II.16 ST QTTB T1/382 [1], ta có:

Chênh lệch áp suất cuối ống đẩy và ống hút: H c P 2 P 1 m  

 Với P1, P2 là áp suất ứng đầu ống hút, cuối ống đẩy.

997,08.9,81 =−7,923( m) Áp suất toàn phần của bơm là:

Công suất của bơm là:

Công suất của động cơ điện;

Để tránh hiện tượng quá tải, người ta thường sử dụng động cơ có công suất lớn hơn công suất tính toán Với công suất nằm trong khoảng 1 KW < Ndc < 5 KW, theo bảng II.33 ST QTTB T1/440 [1], hệ số dự trữ được chọn là  = 1,5.

4.3.3 Bơm dung dịch lên thùng cao vị

Chọn bơm ly tâm với chiều cao hút và chiều cao đẩy là 18 (m)

Công suất của bơm được tính theo công thức:

(CT II.189 ST QTTB T1/439 [1]) Trong đó:

: Hiệu suất của bơm, chọn  = 0,85

: Khối lượng của dịch đường có nồng độ 10% và t = 25°C,  37 (kg/m 3 )

H: áp suất cần thiết để dung dịch chuyển động trong ống.

Với: Hm: Trở lực trong mạng ống

Hc: Chênh lệch áp suất ở cuối ống đẩy, đầu ống hút

H0: Chiều cao ống hút và đẩy chọn, H0 = 18 (m)

Q  ρ Với Gđ: là lượng dung dịch đầu (kg/s), Gđ = 3,333 (kg/s)

Hệ số ma sát được tính theo chế độ chảy Re:

Với: dd =0,006.10 -3 (N.s/m 2 ) ở nồng độ 10% và t = 25°C (I.122 ST QTTB T1/114 [1]).

Có chế độ chảy xoáy, suy ra:

Tổng trở lực: Theo bảng II.16 ST QTTB T1/382 [1], ta có:

 van chắn = 8,61 (Bảng N 0 47) Suy ra:  = 0,5 + 1+ 0,38.3 + 4,1 +8,61 = 15,35

Chênh lệch áp suất cuối ống đẩy và ống hút: H c P 2 P 1 m  

 Với P1, P2 là áp suất tương ứng đầu ống hút, cuối ống đẩy

   Áp suất toàn phần của bơm:

Công suất của động cơ điện:

Để tránh hiện tượng quá tải, người ta thường sử dụng động cơ có công suất lớn hơn công suất tính toán Với công suất nằm trong khoảng 1 KW đến 5 KW, cần tra bảng II.33 ST QTTB T1/440 và chọn hệ số dự trữ  = 1,5.