BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP HỒ CHÍ MINH KHOA CÔNG NGHỆ HÓA HỌC VÀ THỰC PHẨM BỘ MÔN CÔNG NGHỆ HÓA HỌC ĐỒ ÁN MÔN HỌC QUÁ TRÌNH THIẾT BỊ THIẾT KẾ THIẾT BỊ NGƯNG TỤ TRONG HỆ. thiết kế thiết bị ngưng tụ trong hệ thống tháp mâm xuyên lỗ hoạt động liên tục để chưng cất acetone – nước (Autocad + thuyết minh chi tiết)
TỔNG QUAN
Cơ sở lý thuyết về chưng cất
Chưng cất là phương pháp tách các thành phần trong hỗn hợp lỏng hoặc hỗn hợp khí-lỏng thành từng phần riêng biệt, dựa vào sự khác biệt về độ bay hơi Quá trình này diễn ra khi các cấu tử ở cùng nhiệt độ, nhưng có áp suất hơi bão hòa khác nhau.
Chưng cất là quá trình tách các cấu tử dựa trên sự khác biệt về nhiệt độ sôi hoặc nhiệt độ bay hơi Phương pháp này thực hiện bằng cách lặp đi lặp lại quá trình bay hơi và ngưng tụ nhiều lần.
Khi thực hiện quá trình chưng cất, chúng ta có thể thu được nhiều sản phẩm, và số lượng sản phẩm sẽ tương ứng với số lượng cấu tử trong hỗn hợp ban đầu Đối với một hệ đơn giản với hai cấu tử, quá trình chưng cất sẽ mang lại hai sản phẩm khác nhau.
+ Sản phẩm đỉnh chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi lớn (nhiệt độ sôi nhỏ)
+ Sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơn nhỏ (nhiệt độ sôi lớn)
Mục đích của chưng cất:
Chưng cất được áp dụng trong hầu hết các ngành công nghiệp như công nghiệp thực phẩm, sinh học và hóa chất, có khá nhiều ứng dụng như :
+ Làm sạch các tạp chất như các chất keo, nhựa bẩn, trong quá trình sản xuất rượu hoặc chưng cất tinh dầu
+ Thu sản phẩm từ quá trình như chưng cất rượu, chưng cất cồn, chưng cất tinh dầu,
+ Nâng cao chất lượng của sản phẩm vì qua quá trình chưng cất sẽ đem đến sản phẩm có độ tinh khiết cao hơn.
1.1.2 Các phương pháp chưng cất
Các phương pháp chưng cất được phân loại theo :
Nguyên tắc làm việc dựa vào nhiệt độ sôi của các cấu tử, nếu nhiệt độ sôi quá cao, cần giảm áp suất làm việc để hạ nhiệt độ sôi của các cấu tử.
Chưng lôi cuốn theo hơi nước:
Dựa trên sự khuếch tán và lôi cuốn theo hơi nước của những hợp chất hữu cơ trong tinh dầu khi tiếp xúc với hơi nước ở nhiệt độ cao.
Hơi quá nhiệt sẽ thẩm thấu vào nguyên liệu, kéo theo tinh dầu có trong đó Phương pháp chưng cất này yêu cầu một nồi hơi hoặc bộ phận hóa hơi riêng, do đó chi phí sẽ cao hơn.
Chưng cất trực tiếp bằng hơi nước:
Phương pháp này sử dụng nguyên liệu ngập hoàn toàn trong nước và được cấp nhiệt đến điểm sôi, từ đó tinh dầu và hơi nước sẽ bay hơi cùng nhau Tuy nhiên, phương pháp này tiêu tốn nhiều năng lượng và chi phí do yêu cầu nhiệt độ cao Nó thường được áp dụng để tách các hỗn hợp chứa chất khó bay hơi và tạp chất không bay hơi, đặc biệt trong trường hợp chất cần tách không tan hoặc khó tan trong nước, cũng như khi cần hạ thấp nhiệt độ sôi của cấu tử.
Phương pháp chưng cất là kỹ thuật hiệu quả để tách các chất bay hơi khỏi hỗn hợp dựa trên sự khác biệt về điểm sôi Phương pháp này không chỉ giúp tách các chất lỏng tương đối tinh khiết mà còn có khả năng tách chất lỏng ra khỏi các hợp chất rắn.
3 pháp này nhanh hơn ít tốn năng lượng ,nhưng chỉ hữu ích đối với các chất lỏng có nhiệt độ sôi khác nhau , phân tán không sạch sẽ
Chưng cất phân đoạn là phương pháp hiệu quả để tách biệt các thành phần trong hỗn hợp phức tạp, đặc biệt khi các thành phần này có chênh lệch điểm sôi nhỏ Mặc dù phương pháp này mang lại sự phân tán chất lỏng tốt hơn, nhưng nó yêu cầu nhiều năng lượng và thiết lập phức tạp, dẫn đến chi phí cao hơn.
Trong sản xuất, có nhiều phương pháp chưng cất khác nhau, nhưng yêu cầu chung của các loại tháp là cần có diện tích tiếp xúc pha lớn Diện tích này phụ thuộc vào mức độ phân tán giữa các cấu tử Nếu pha khí phân tán vào pha lỏng, ta sử dụng tháp mâm; còn nếu pha lỏng phân tán vào pha khí, tháp chêm hoặc tháp phun sẽ được áp dụng.
Tháp mâm là một loại tháp có thân hình trụ thẳng đứng, bên trong được lắp đặt các mâm với cấu tạo khác nhau Các mâm này cho phép pha lỏng và hơi tiếp xúc với nhau Tùy theo cấu tạo của các đĩa, tháp mâm được chia thành hai loại khác nhau.
+ Tháp mâm chóp: trên mâm bố trí có chóp dạng tròn, xupan,
+ Tháp mâm xuyên lỗ (tháp đĩa): trên mâm có nhiều lỗ hay rãnh
Tháp chêm, hay còn gọi là tháp đệm, là một cấu trúc hình trụ được tạo thành từ nhiều đoạn được kết nối với nhau bằng mặt bích hoặc hàn Vật chêm được đưa vào tháp thông qua hai phương pháp chính: xếp ngẫu nhiên hoặc xếp theo thứ tự.
Có nhiều loại tháp chưng cất với những ưu và nhược điểm riêng, việc lựa chọn loại tháp phù hợp phụ thuộc vào loại chất lỏng cần chưng cất cũng như các điều kiện cụ thể.
Bảng 1.1.Bảng so sánh ưu nhược điểm của các loại tháp phổ biến trong chưng cất
Tháp mâm chóp Tháp mâm xuyên lỗ Tháp chêm
Hiệu suất cao và khá cao với trở lực thấp là những ưu điểm nổi bật của thiết bị này Bề mặt tiếp xúc pha giúp giảm trở lực so với tháp, đồng thời cấu tạo đơn giản với mâm chóp lớn mang lại hiệu quả hoạt động tối ưu.
- Hoạt động ổn định - Hoạt động khá ổn định
- Làm việc với chất lỏng bẩn
-Cấu tạo phức tạp, tiêu tốn nhiều vật tư
-Độ ổn định không cao, khó vận hành Đồ án này sử dụng tháp mâm xuyên lỗ chưng cất cho hệ Acetone – nước.
Tổng quan về hệ Acetone – Nước
Acetone, còn được biết đến với tên gọi Dimethyl Formadehyde, là một hợp chất hữu cơ có công thức hóa học (CH3)2CO Đây là một chất lỏng trong suốt, không màu, dễ cháy và có khả năng bay hơi nhanh, với mùi đặc trưng.
Acetone hoàn toàn hòa tan trong nước, các dung môi hydrocacbon thẳng, vòng và hầu hết các dung môi hữu cơ Ngoài ra, acetone cũng hòa tan hiệu quả nhiều loại dầu mỡ động vật và thực vật, cùng với hầu hết các loại nhựa tổng hợp, nhựa tự nhiên và các chất tổng hợp khác.
- Khối lượng phân tử : 58.04 g/mol
- Điểm nóng chảy : -95 o C đến -93 o C Ứng dụng :
+ Acetone là dung môi hữu cơ hòa tan nhiều hợp chất hóa học, nó dùng trong chế tạo sợi, dược phẩm, nhựa plastic,
+ Acetone được sử dụng rộng rãi để làm chất tẩy rửa vật dụng thủy tinh trong phòng thí nghiệm
+ Acetone là thành phần chính trong các chất tẩy rửa sơn móng tay, chất tẩy keo siêu dính và chất tẩy cho đồ gốm sứ, thủy tinh
Nước, với công thức hóa học H₂O, là hợp chất của oxy và hidro, đóng vai trò quan trọng trong nhiều lĩnh vực khoa học và cuộc sống nhờ vào các tính chất lý hóa đặc biệt như tính lưỡng cực, liên kết hiđrô và khối lượng riêng bất thường Khoảng 70% diện tích bề mặt Trái Đất được nước bao phủ, cho thấy tầm quan trọng của nó trong hệ sinh thái và sự tồn tại của sự sống.
6 chỉ 0,3% tổng lượng nước trên Trái Đất nằm trong các nguồn có thể khai thác dùng làm nước uống.
Vai trò : cuộc sống trên trái đất này bắt nguồn từ nước Tất cả các sự sống trên trái đất đều liên quan và phụ thuộc vào nước.
Nước trong tự nhiên luôn chuyển động và thay đổi giữa các trạng thái khác nhau như rắn, lỏng và khí, tạo nên vòng tuần hoàn trong sinh quyển Quá trình này bao gồm sự bốc hơi, ngưng tụ và mưa, góp phần duy trì sự sống trên Trái Đất.
Nước là yếu tố thiết yếu cho sự sống của tất cả sinh vật, bao gồm cây cối, động vật và con người Nó không chỉ là thành phần quan trọng của tế bào mà còn đóng vai trò chủ chốt trong quá trình trao đổi chất Đối với con người, nước là một phần không thể thiếu trong cơ thể.
+ Vai trò của nước trong sản xuất
Nước đóng vai trò thiết yếu trong sản xuất nông nghiệp và công nghiệp, với nhiều ứng dụng quan trọng Nếu không có nguồn nước sạch, các nhà máy, xí nghiệp và khu công nghiệp sẽ phải đóng cửa, dẫn đến thiệt hại lớn.
+ Vai trò của nước đối với đời sống
Trong sinh hoạt hàng ngày như tắm, gội, giặt giũ, rửa chén, lau nhà,
Nước có tác dụng quan trọng trong việc làm sạch, giúp rửa trôi bụi bẩn và vi khuẩn, từ đó mang lại sự sạch sẽ cho cơ thể, quần áo và không gian sống.
Trong quá trình tự nhiên, nước trải qua quy trình tự làm sạch nhờ vào hoạt động của vi sinh vật và vi tảo, kết hợp với quang hợp từ ánh nắng mặt trời.
Bảng 1.2 Bảng cân bằng pha x 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y 0 60,3 72 80,
Hình 1.2 Đồ thị cân bằng lỏng – hơi hệ Acetone – Ethanol
QUY TRÌNH CHƯNG CẤT
Quy trình công nghệ
Chú thích các kí hiệu ghi trong quy trình
4 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu
5 Thiết bị làm nguội đáy
6 Bồn chứa sản phẩm đáy
9 Thiết bị ngưng tụ đỉnh
10 Thiết bị làm nguội đỉnh
12 Bế chứa sản phẩm đỉnh
13 Thiết bị đun sôi dòng nhập liệu
17 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
18 Bồn chứa sản phẩm đỉnh
Hỗn hợp acetone – nước có nồng độ acetone 15% ( theo phần mol), nhiệt độ khoảng
Tại nhiệt độ 30 độ C, nguyên liệu được bơm lên thùng cao vị và sau đó chuyển đến thiết bị gia nhiệt Tại đây, hỗn hợp được đun sôi cho đến khi đạt nhiệt độ sôi và được đưa vào tháp chưng cất tại mâm nhập liệu Tại mâm này, chất lỏng sẽ được trộn với phần lỏng của đoạn cất từ tháp chảy xuống.
Trong tháp, quá trình trao đổi năng lượng diễn ra khi hơi từ dưới đi lên gặp chất lỏng từ trên xuống Tại đây, nước sẽ mất năng lượng và ngưng tụ thành pha lỏng, trong khi aceton nhận năng lượng và chuyển sang trạng thái hơi.
Nồng độ acetone trong pha lỏng giảm dần khi di chuyển xuống dưới tháp chưng, do bị pha hơi từ nồi đun cuốn lên Ở các mâm trên cao, nhiệt độ thấp hơn khiến hơi nước từ dưới lên, với nhiệt độ sôi cao hơn nước, sẽ ngưng tụ lại Kết quả cuối cùng là trên đỉnh tháp thu được hỗn hợp với acetone chiếm ưu thế, đạt khoảng 85% theo phần mol.
Hơi từ tháp đi vào thiết bị ngưng tụ, được ngưng tụ một phần trước khi qua thiết bị làm nguội và được đưa vào bồn chứa sản phẩm đỉnh Phần chất lỏng còn lại được hoàn lưu về đĩa trên cùng của tháp Tại đáy tháp, dung dịch lỏng chứa chủ yếu nước có nhiệt độ sôi cao và một lượng nhỏ acetone, sau đó được đưa ra ngoài, một phần được đun nóng để bốc hơi và cung cấp lại cho tháp, phần còn lại được làm nguội và chuyển vào bồn chứa sản phẩm đáy Hệ thống hoạt động liên tục, tạo ra sản phẩm đỉnh là acetone và loại bỏ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt.
Hình 2.1 Sơ đồ quy trình chưng cất
CÂN BẰNG VẬT CHẤT
Các thông số ban đầu
Khi chưng cất hôn hợp Acetone-nước thì cấu tử dễ bay hơi là Acetone
=> Sản phẩm đỉnh chủ yếu là Acetone, sản phẩm đáy chủ yếu là nước
Năng suất nhập liệu : G F = 5.000 kg/h
Nồng độ nhập liệu: X F = 15% mol Acetone
Nồng độ sản phẩm đỉnh (Acetone) xD = 95% mol Acetone
Tỉ kệ thu hồi Ethanol : D X D
Nhiệt độ nhập liệu t’F = 27 oC
Trạng thái nhập liệu lỏng sôi
F : lượng nhập liệu ban đầu (Kmol/h)
D : lượng sản phẩm đỉnh (Kmol/h)
W : lượng sản phẩm đáy (Kmol/h)
X F : nồng độ % mol Acetone trong nhập liệu (mol/mol)
X D : nồng độ % mol Acetone trong sản phẩm đỉnh (mol/mol)
X W : nồng độ % mol Acetone trong sản phẩm đáy (mol/mol)
Khối lượng phân tử của Acetone và nước : M1 = 58,08 g/mol ; M2 = 18 g/mol
Cân bằng vật chất
Bảo toàn vật chất toàn bộ tháp chưng cất: F = D + W (1)
Bảo toàn vật chất cấu tử nhẹ ( Acetone): F X F = D X D + W X W (2)
Tỉ lệ thu hồi Ethanol : D X F X D
- Khối lượng mol trung bình của dòng nhập liệu :
MtbF = M1 xF + M2 (1-xF) = 58,08 0,15 + 18 (1 – 0,15) = 24 (kg/Kmol)
- Suất lượng nhập liệu: F = 24 5000 kg kg/h
Thay số vào (1), (2), (3) ta có hệ phương trình
Giải hệ phương trình trên ta được
Năng suất nguyên liệu (kg/ h) (2)
Phân tử lượng trung bình Mtb (kg/Kmol) (4)
Bảng 3.1 cân bằng vật chất
Xác định tỉ số hoàn lưu thích hợp
Tỉ số hoàn lưu tối thiểu Rmin đại diện cho chế độ làm việc với số mâm lý thuyết rất cao Việc điều chỉnh tỉ số này là cần thiết nhằm giảm thiểu chi phí vận hành hiệu quả.
Phương pháp xác định dựa vào đồ thị cân bằng lỏng hơi cho thấy rằng đường làm việc của phần cất đi qua giao điểm giữa đường nhập liệu và đường cân bằng sẽ tương ứng với tỉ số hoàn lưu tối thiểu.
Vì đường cong Acetone – nước là đường lõm nên ta phải dựa vào đồ thị lấy đường tiếp tuyến để tìm y*.
Hình 3.1 Xác định R tối thiểu theo phương pháp bình thường
=> Không lấy được đường tiếp tuyến này vì cắt đường làm việc
Hình 3.2 Xác định R tối thiểu theo phương pháp vẽ tiếp tuyến
Khi đó đường nhập liệu kéo thẳng cắt trục y tại điểm y* = 0,64.Phương trình đường nồng độ làm việc đoạn cất có dạng : yn+1 = R R
Chỉ số hoàn lưu làm việc gần đúng : R = (1,2 ÷ 2,5)Rmin (theo công thức IX.25a trang
Hay R = 1,3Rmin + 0,30 (theo công thức IX.25b trang 159 của ([2]))
Ta có : R = 1,3Rmin + 0,3 = 1,3 0,484 + 0,3 = 0,929 (theo công thức IX.25b/159 của ([2]))
Phương trình đường làm việc và xác định số mâm lý thuyết
3.4.1 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất
Theo công thức IX của [1]: y = R
3.4.2 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng
Theo công thức IX.22 của ([1]) ta có : y = R R+f +1 x− R f −1
Aceton Hình 3.3 Đồ thị mô tả tìm số mâm lý thuyết
Từ đồ thị ta xác định được có 8 mâm lý thuyết gồm : 1 mâm nhập liệu (6), 2 mâm chưng,
TÍNH TOÁN SỐ MÂM THỰC TẾ
Xét tại vị trí mâm nhập liệu:
+ t F = 94,5 o C Độ bay hơi tương đối: αF = y F ¿
F = 1−0,762 0,762 1−0,15 0,15 = 18,14 ( IX.61 trang 171 của [2] ) tF = 94,5 o C tra bảng độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ của ([1]) trang 91 và 92 ta có:
Theo công thức I.12/84, độ nhớt của hỗn hợp được tính bằng cách sử dụng công thức lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh) Cụ thể, công thức này có thể được mở rộng thành lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHAcetone) + (1 – xF).lg(μhh), trong đó xF là phần trăm khối lượng của Acetone trong hỗn hợp Từ đó, ta có thể xác định độ nhớt hỗn hợp dựa trên các thành phần có trong nó.
lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh) = 0,15.lg(0,178) + (1 – 0,15).lg(0,304)
μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh = 0,28 (cP)
Ta có: αF.μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh = 18,14.0,28 = 5,08(cP)
Tra đồ thị hình IX.11/171 của [2] được ηF = 32%F = 32%
Xét tại vị trí mâm đỉnh:
+ t D = 57,4 o C Độ bay hơi tương đối: αD = y D ¿
D = 1−0.972 0,972 1−0,95 0,95 = 1,82 ( IX.61 trang 171 của [2] ) tD = 57,4 o C tra bảng độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ của ([1]) trang 91 và 92 ta có:
+ μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHAcetone = 0,23 (cP) , μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHH2O = 0,49 (cP)
Theo công thức I.12/84, độ nhớt của hỗn hợp được tính bằng công thức lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh) Ngoài ra, công thức cũng có thể được viết dưới dạng xD.lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHAcetone) + (1 – xD).lg(μhh), từ đó cho thấy mối liên hệ giữa các thành phần trong hỗn hợp Cuối cùng, ta có thể diễn đạt lại là lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHH2O).
lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh) = 0,95.lg(0,23) + (1 – 0,95).lg(0,49)
μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh = 0,23 (cP)
Ta có: αD.μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh = 1,82.0,23 = 0.42 (cP)
Tra đồ thị hình IX.11/171 của [2] được ηF = 32%F = 62%
Xét tại vị trí mâm đáy:
+ tw = 99,87 o C Độ bay hơi tương đối: α W = y W ¿
W được tính theo công thức W = 1−0,042 0,042 1−0,0035 0,0035, cho ra kết quả là 12,48 Theo bảng độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ, tW đạt 99,87 °C Đối với độ nhớt hỗn hợp, công thức μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHAcetone) cho giá trị μhh) = 0,2 (cP), trong khi μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHH2O) cho ra μhh) = 0,28 (cP).
Theo công thức I.12/84, độ nhớt của hỗn hợp được tính toán bằng công thức lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh) Độ nhớt hỗn hợp cũng có thể được biểu diễn dưới dạng xW.lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHAcetone) + (1 – xW).lg(μhh), trong đó xF là tỉ lệ phần trăm của Acetone và xW là tỉ lệ phần trăm của nước trong hỗn hợp.
lg(μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh) =0,0035.lg(0,2) + (1 – 0,0035).lg(0,28)
μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh = 0,288 (cP)
Ta có: α W μhh) = xF.lg(μAcetone) + (1 – xF).lg(μHhh = 12,48.0,288 = 3,6(cP)
Tra đồ thị hình IX.11/171 của [2] được ηF = 32%F = 36%
Hiệu suất trung bình: η tb = η F + η D +η W
3 = 32% + 62 %+36 % 3 = 43% (Theo công thức IX.60 trang 171 của [2])
Số mâm chưng và cất thực tế:
Ncất thực tế = N cất lý thuyết η tb = 43 % 5 = 11,62 chọn 12 mâm
Nchưng thực tế = N chưng lý thuyết η tb = 43 % 2 = 4,6 chọn 5 mâm
Bảng 3.2 thống kê độ nhớt tại các mâm
Vị trí Độ nhớt (cP)
CÂN BẰNG NĂNG LƯỢNG
Cân bằng năng lượng cho toàn tháp chưng cất
QĐ = QD + QW – QF + QC + QL
= D HDS + W H WS – F H FS + QC + QL
= D HDS + W HWS – F HFS + D (R+1) rD + QL
0,95QĐ = D (HDS – HFS) + W (HWS – HFS) + D (R + 1) rD
QĐ: Nhiệt đun nóng tháp chưng cất
Q D : Nhiệt lượng sản phẩm đỉnh mang ra
Q W : Nhiệt lượng sản phẩm đáy mang ra
QF : Nhiệt lượng hỗn hợp nhập liệu mang vào
QC : Nhiệt lượng ngưng tụ sản phẩm đỉnh
Nhiệt dung riêng cNước (kJ/kg.độ) (Tra bảng I.249, trang 310,
[1]) cAcetone (kJ/kg.độ) (Tra bảng I.154 trang
HFs = cF tFs = [ xF cA + ( 1- xF ) cB] tFs
HDs = cD tDs = [ xD cA + ( 1- xD ) cB] tDs
HWs = cW tWs = [ xW cA + ( 1- xW ) cB] tWs
Nhiệt độ rNước (KJ/kg) rAcetone (KJ/kg)
QĐ = D× ´ (H Ds −H Fs )+ ´ W ×(H Ws −H Fs )+ ´ D ×(R+1)× r D
Nếu dùng hơi nước bão hòa ở 2at để cấp nhiệt thì: QĐ= Gnước.rnước
Nhiệt hóa hơi của nước ở 2 at là rh = 2208 KJ/kg
Cân bằng năng lượng cho thiết bị ngưng tụ
Ngưng tụ hồi lưu hoàn toàn
Nhiệt độ nước vào t V = 30 o C, nhiệt độ nước ra t R = 40 o C ttb = t V + t R
Nhiệt lượng tỏa ra khi dòng hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ
Nhiệt dung riêng của nước ở 35 o C là cn = 4,178 KJ/kg.độ
Lượng nước cần dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh là:
Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Phương trình cân bằng năng lượng
D cD ( tDv – tDr ) = GN cN ( tR – tV)
Nhiệt độ sản phẩm đỉnh vào 57,2 o C, nhiệt độ sản phẩm đỉnh ra 30 o C
Nhiệt độ nước vào 30 o C, nhiệt độ nước ra 40 o C ttb = 43,6 o C
Nhiệt độ cNước (KJ/kg.độ) (Bảng I.249, trang
310 , [1]) cAcetone (KJ/kg.độ) (Bảng I.154, trang
Nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh c D = X D c A + ( 1- X D ) c B = 0,95 2,252 + (1 – 0,95) 4,178 = 2,3 (KJ/kg.h)
Nhiệt lượng cần cung cấp cho thiết bị làm nguội
Lượng nước tiêu tốn tối thiểu :
Cân bằng nhiệt cho thiết bị đun sôi dòng nhập liệu
Phương trình cân bằng năng lượng
Qm+ F cF ( tFr – tFv) = Gr rh
Nhiệt độ dòng nhập liệu vào 27 o C, nhiệt độ dòng nhập liệu ra 67,2 o C
Nhiệt độ cNước (KJ/kg.độ) (Bảng I.249, trang cAcetone (KJ/kg.độ)(Bảng I.154, trang
Nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu
Giả sử Qm= 0,05% Gr.rh
Nhiệt lượng cung cấp để đun sôi dòng nhập liệu
Lượng hơi đốt cần là:
Bảng 4.5 Bảng tổng kết cân bằng năng lượng Đơn vị Giá trị (KJ/h)
Nhiệt đun nóng đáy tháp 2,606 × 10 6 (KJ/h) Nhiệt lượng cung cấp để đun sôi dòng nhập liệu
Nhiệt lượng làm nguội sản phẩm đỉnh
Nhiệt lượng ngưng tụ sản phẩm đỉnh
2,23 × 10 6 (KJ/h)Tổng lượng nước sử dụng 53,3025 (m 3 /h)
TÍNH THIẾT BỊ CHÍNH
Đường kính tháp
Đường kính trong (D t ): tb y y g tb
Vtb :lượng hơi trung bình đi trong tháp (m 3 /h).
tb :tốc độ hơi trung bình đi trong tháp (m/s). gtb : lượng hơi trung bình đi trong tháp (Kg/h).
Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng và đoạn cất khác nhau Do đó, đường kính đoạn chưng và đoạn cất cũng khác nhau
5.1.1.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp :
Trong quá trình cất, lượng hơi trung bình đi vào giai đoạn cất được ký hiệu là Gtb (Kg/h), trong khi gd đại diện cho lượng hơi thoát ra từ mâm trên cùng của tháp (Kg/h) Ngoài ra, g1 là lượng hơi đi vào mâm dưới cùng của đoạn cất (Kg/h).
Xác định g 1 : Từ hệ phương trình :
Trong quá trình chưng cất, lượng lỏng ở mâm thứ nhất của đoạn cất được xác định bởi G1 Ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi vào mâm thứ nhất là r1, trong khi ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi ra ở đỉnh tháp là rd.
Với t1 = tF = 67,2 o C, (Tra tài liệu tham khảo [1]) ta có : Ần nhiệt hoá hơi của nước : rnước = 43092,22 (KJ/Kmol) Ẩn nhiệt hoá hơi của aceton : racetone = 29630,65 (KJ/Kmol)
Suy ra: r1 = rAcetone.y1 + (1-y1).rnước = (29630,65 –43092,22).y1 + 43092,22 (KJ/Kmol)
Với tD = 57,42 o C (Tra tài liệu tham khảo [1]) ta có : Ẩn nhiệt hoá hơi của nước : rnước = 43829,26 (KJ/Kmol) Ẩn nhiệt hoá hơi của aceton : racetone = 30283,76 (KJ/Kmol)
Suy ra: rd = rAcetone.yD + (1-yD).rNước = (30283,76 – 43829,26) 0,97 + 43829,26
Giải hệ (III.1), ta được : G1 = 22,7 (Kmol/h) y1 = 0,62 (phân mol acetone) => M1 = 42,8 g1 = 54,93 (Kmol/h) = 2351 (kg/h)
5.1.1.2 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp :
Tốc độ giới hạn của hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền : ytb xtb gh
(IX.111 trang 186, [2]) Với : ρ xtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (kg/m 3 ) ρ ytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (kg/m 3 )
Xác định ρ ytb : ρ ytb =[ y tb × 58+ ( 1− y tb ) × 18 ] ×273
Với: + Nồng độ phân mol trung bình : ytb = y 1 + y D
+ Nhiệt độ trung bình đoạn cất: ttb = t F +t D
Ta có ρ 1 xtb = ρ α tb1 xtb1
Với: + Nồng độ phân mol trung bình : xtb = x F + x D
Suy ra : α tb1= 58× x 58 × x tb tb +(1−x tb )×18 = 0,8( α tb1: phần khối lượng và phần thể tích trung bình của cấu tử 1 trong pha lỏng)
Với ttb b,2 o C (Tra tài liệu tham khảo trang 9, [1]) ta có : Khối lượng riêng của nước : ρ xtb2 = 984,4 (kg/m 3 )
Khối lượng riêng của aceton : ρ xtb1 = 742,5 (kg/m 3 )
Suy ra : ω gh =0,05.√ 780,9 1,82 =1,035 (m/s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : ω h =0,8.ω gh =0,8.1,035 = 0,83 (m/s)
Vậy :đường kính đoạn cất : Dcất =0,0188 √(1,82.0,83)2980,3 = 0,835 (m),
5.1.2.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp :
(kg/h) Với g’n : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (kg/h). g’1 : lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg/h).
(III.2)Với : G ’ 1 : lượng lỏng ở mâm thứ nhất của đoạn chưng r’1 : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi vào mâm thứ nhất của đoạn chưng.
Với X W =0,0035 tra đồ thị cân bằng của hệ ta có : yW =0,04
Với t’1 = tW = 99,87 o C (Tra tài liệu tham khảo [1]), ta có : Ẩn nhiệt hoá hơi của nước : r’Nước = 40622,4 (KJ/Kmol) Ẩn nhiệt hoá hơi của aceton : r’Acetone = 27538,5 (KJ/Kmol)
Suy ra : r’1 = r’Acetone y W + (1- y W ).r’Nước = 40099,04 (KJ/Kmol)
Tính r1: r1 = rAcetone.y1 + (1-y1).rnước =(29624,99 –43083,98).y1 + 43083,98 r1 = 34739,2 (KJ/Kmol)
Giải hệ (III.2) , ta được : x’1 = 0,011 (phần mol acetone) _ MtbG’ ,44
5.1.2.2 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp :
Tốc độ giới hạn của hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền : ytb xtb gh '
Với : ρ 'xtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (Kg/m 3 ) ρ 'ytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (Kg/m 3 )
Xác định ’ytb : ρ ' ytb =[ y ' tb ×58+ ( 1− y ' tb ) × 18 ] ×273
Với: + Nồng độ phân mol trung bình : y’tb = y 1 + y W
+ Nhiệt độ trung bình đoạn chưng: t’tb = t F + t W
Nồng độ phân mol trung bình : x’tb = 2
Suy ra: α ' tb1 = 58 × x ' 58 × x ' tb tb + (1−x ' tb) × 18 = 0,212, trong đó α ' tb 1 là phần khối lượng và phần thể tích trung bình của cấu tử 1 trong pha lỏng Tại t’tb W,5 o C (theo tài liệu tham khảo trang 9, [1]), ta có kết quả này.
Khối lượng riêng của nước : ρ ' xtb2 = 984,1 (kg/m 3 )
Khối lượng riêng của aceton : ρ ' xtb 1 = 748,8 (kg/m 3 )
Suy ra : ω ' gh =0,05.√ 922.64 1,08 =1,46 (m/s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : ω ' h =ω' gh 0,8 = 1,171(m/s)
Vậy :đường kính đoạn chưng : Dchưng=0,0188.√ 1,171 1653,7 x 1,08 = 0,68 (m), Kết luận : Ta chọn đường kính của toàn tháp là : Dt = 1 (m),
Khi đó tốc độ làm việc thực ở :
Trở lực tháp
Cấu tạo mâm lỗ: (trang 115 tài liệu [3])
Chọn tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền với:
- Tổng diện tích lỗ bằng 9% diện tích mâm
- Đường kính lỗ: dlỗ = 3mm = 0,003 (m).
- Diện tích của 2 bán nguyệt bằng 20% diện tích mâm.
- Lỗ bố trí theo hình lục giác đều.
- Bề dày mâm bằng 6/10 đường kính lỗ
- Khoảng cách giữa 2 tâm lỗ bằng 7 mm.
- Mâm được làm bằng thép không gỉ X18H10T.
Gọi a là số hình lục giác Áp dụng công thức (V.139), trang 48, [2]: N = 3a(a+1) +1
Giải phương trình bậc 2 a = 57 N = 9919 (lỗ)
Số lỗ trên đường chéo: b = 2a + 1= 115 (lỗ)
5.2.1 Ðộ giãm áp của pha khí qua một mâm Ðộ giảm áp tổng cộng cua pha khí (tính bằng mm.chất lỏng ) là tổng các độ giảm áp của pha khí qua mâm khô và các độ giảm áp do pha lỏng : htl = hk + hl + hR (mm.chất lỏng) (trang 117 tài liệu [3])
Vói : + hk : độ giảm áp qua mâm khô (mm.chất lỏng).
+ hl : độ giảm áp do chieu cao lóp chat long trên mâm(mm.chất lỏng).
+hR : độ giảm áp do sức căng bề mặt (mm.chất lỏng).
Trong tháp mâm xuyên lỗ, gradient chiều cao mực chất lỏng trên mâm không đáng kể và có thể bỏ qua Độ giảm áp qua mâm khô của pha khí được tính dựa trên tổn thất áp suất do dòng chảy đột thu, đột mở và ma sát khi pha khí di chuyển qua lỗ Công thức tính độ giảm áp là h k = (C v 0 0 2).
2 ) ( ρ ρ G L ) (mm.chất lỏng) (trang 119, tài liệu [3])
=0,09 và δ mâm d lỗ = 0,6 Tra tltk [3] trang 111: C 0=0,74
Với + v 0: vận tốc pha hơi qua lỗ (m/s)
+ ρ G :khối lượng riêng của pha hơi (kg/m3)
+ ρ L :khối lượng riêng của pha lỏng (kg/m3)
Hệ số orifice C0 được xác định bởi tỉ số giữa tổng diện tích lỗ và tiết diện tháp, cũng như tỉ số giữa bề dày mâm và đường kính lỗ Đặc biệt, điều này áp dụng cho mâm trong quá trình cất.
Suy ra độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất: h k Q.( 5,560,74 2 2 ) ( 780,9 1,7 ) =6,3 (mm.chất lỏng) Đối với mâm ở phần chưng:
Suy ra độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất: h k Q.(0,745,9 2 2 ) ( 925,9 1,1 ) =3,9 (mm.chất lỏng) b) Độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm:
Phương pháp đơn giản để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm được xác định bởi chiều cao lớp chất lỏng h1 trên mâm, với công thức h1 = β (hW + hOW), trong đó β là hệ số hiệu chỉnh theo kinh nghiệm và hW, hOW lần lượt là chiều cao gờ chảy tràn.
Chọn + hệ số hiệu chỉnh β = 0,6
+ Chiều cao gờ chảy tràn h W Pmm
-Chiều cao mực chất lỏng trên gờ chảy tràn được tính từ dạng phương trình Francis với gờ chảy tràn thẳng. h OW C,4.(q L
Tính chiều dài gờ chảy tràn:
Ta có: Squạt - S = Sbán nguyệt
Vậy h l =0,6.(50+10,2)6,12(mm) c) Độ giảm áp do sức căng bề mặt:
-Độ giảm áp do sức căng bề mặt được xác định theo biểu thức:
phần cất: ρ L =ρ xtb x0,9 (kg/m 3 ) t tb b,6 0 C, Tra bảng 1.249, trang 310, [1]:
Sức căng bề mặt của nước NL = 0,7 (N/m) = 700 (dyn/cm) Tra bảng 1.242, trang 300, [1]:
Sức căng bề mặt của Acetone AL = 0,02 (N/m) = 20 (dyn/cm) Áp dụng công thức (I.76), trang 299, [1]: 1 2
Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất: h R b5,54 19.10 −3
phần chưng: ρ ' L =ρ' xtb 5,9 (kg/m 3 ) t ' tb W,5 0 C, Tra bảng 1.249, trang 310, [1]:
Sức căng bề mặt của nước NL = 66,6.10 −2 (N/m) = 666 (dyn/cm)
Sức căng bề mặt của Acetone AL = 0,018 (N/m) = 18 (dyn/cm) Áp dụng công thức (I.76), trang 299, [1]: 1 2
Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần chưng: h ' R b5,54 17,5.10 −3
Tóm lại: Độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm ở:
+ phần cất: h tl =¿ 6,3+27,8+5,2= 39,3(mm chất lỏng)
+ phần chưng: h ' tl =3,9+30,12+3,9=¿37,9 (mm chất lỏng)
-Suy ra: Tổng trở lực của toàn bộ tháp hay độ giảm áp tổng cộng của toàn tháp là:
Suy ra: ∑ h tl =6.h' tl +12.h tl V78,4(N/m 2 ) =0,1 (at)
Kiểm tra ngập lụt khi tháp hoạt động
Chọn khoảng cách giữa 2 mâm : h mâm 25(mm)
Chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ được xác định theo công thức: h d = h W + h OW + h tl + h d ' (mm chất lỏng), trong đó bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền.
-hd’:tổn thất thủy lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm được xác định theo biểu thức sau: h d ' =0,128.( Q L
Suy ra: h d ' =0,005(mm chất lỏng)
Vậy: chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần cất: h d P+6,4+39,3+0,005,7(mm chất lỏng)
2 2,5đảm bảo khi hoạt động các mâm ở phần cất sẽ không ngập lụt
Suy ra: h ' d ' =0,0008(mm chất lỏng)
Vậy: chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần cất: h d P+10,2+37,9+0,0008,1(mm chất lỏng)
2 2,5đảm bảo khi hoạt động các mâm ở phần chưng sẽ không ngập lụt
Vậy: Chiều cao của thân tháp:
Chiều cao của đáy (nắp): (xem phần III.2)
Chiều cao của tháp: H= H thân +H đ +H n r50mm=7,25m
Tính toán cơ khí
Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán :
Chọn nhiệt độ tính toán: t tt =t đáy ,87 o C, [ σ ] ¿ 9( N mm 2 ), ƞ=0,9 Vậy ứng suất cho phép: [ σ ]= ƞ [ σ] ¿ 5,1 ( N mm 2 )
Xác định bề dày thân chịu áp suất trong :
Hệ số bền mối hàn: φ h = 0,95 Độ ăn mòn cùa chất lỏng T= 0,1 (mm/năm), thiết bị hoạt động trong 20 năm
Vậy bề dày tối thiểu của thân được xác định theo công thức :
Chọn hệ số ăn mòn hóa học Ca = 2 (thời gian làm việc 20 năm) (trang 20 sách Hồ Lê Viên)
Vật liệu được xem là bền cơ học Cb = Cc = 0
Chọn hệ số bổ sung quy tròn kích thước C0 dựa trên bề dày tiêu chuẩn thép có trên thị trường và theo yêu cầu trong bảng 5-1 trang 94 của sách Hồ Lê Viên.
Tính kiểm tra áp suất cho phép trong thân thiết bị theo công thức
Vậy bề dày thực của thân = 2,5 mm.
5.4.2 Đáy và nắp thiết bị
+ Diện tích bề mặt trong : S đ = 1,16 (m 2 ¿
Tính kiểm tra áp suất cho phép trong thân thiết bị theo công thức
Vậy bề dày thực của đáy và nắp = 2,5 mm.
5.4.3 Bích ghép thân, đáy và nắp
Theo tài liệu tham khảo [2] trang 417 với D t 00mm và áp suất tính toán là
P tt =0,06 N mm 2 ta chọn bích có các thông số sau:
Bảng 5.1 Kích thước bích ghép thân, đáy và nắp
Theo tài liệu tham khảo [2] trang 170, chọn số mâm giữa 2 mặt bích là 6 mâm Vậy, số bích ghép thân-đáy-nắp là 10 bích
5.4.4 Đường kính các ống dẫn- bích ghép các ống dẫn
Hình 5.3 các ống dẫn – bích ghép các ống dẫn a) Vị trí nhập liệu:
Suất lượng nhập liệu: G F P00kg/h
Khối lượng riêng của chất lỏng nhập liệu, tra tài liệu tham khảo [1] ở t F W,2 0 C, x F 6,3 % : ρ F 6,3( m kg 3 )
Chọn vận tốc chất lỏng nhập liệu v F =0,2m/s d F =√ 3600 4 Q π v F F = √ 3600 4.5,23 π v F = 0,096 m Suy ra chọn d F =0,1m
Tra bảng XIII.32 trang 436 tài liệu tham khảo [2], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích : l F 0mm
Bảng 5.2 Các thông số của bích ghép ống dẫn nhập liệu
Suất lượng hơi ở đỉnh tháp: gd = 3610,9 (kg/h).
Khối lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp được tính theo công thức xác định ở t D W,42 o C và y D =0,97: ρ h =[ 56 y D + ( 1− y D ) 18 ] 273
Lưu lượng hơi ra khỏi tháp: Q h =g d ρ h 87,6 (m 3 /h)
Chọn vận tốc hơi ở đỉnh tháp: v h = 30 (m/s) ( bảng II.2 trang 371 tài liệu [1]) Đường kính ống dẫn hơi: d h =√ 3600 4.Q π v h h =0,15 (m).
Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lh = 130 (mm) (Tra bảng XIII.32 trang
Bảng 5.3 Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi ở đỉnh tháp
Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z
Suất lượng hoàn lưu: Ghl =D ´ R= 1871,92 0,929= 1739,01 (kg/h).
Khối lượng riêng của chất lỏng hoàn lưu, (Tài liệu tham khảo [1]) ở tD = 57,2 o C và x D ,4 %
Khối lượng riêng của nước : ρ N = 984,26 (kg/m 3 )
Khối lượng riêng của aceton : ρ A = 749,08 (kg/m 3 )
Lưu lượng chất lỏng hoàn lưu: hl hl hl
Chọn vận tốc chất lỏng hoàn lưu (trong ống đẩy của bơm hoàn lưu) ( bảng II.2 trang 371 tài liệu [1]): v hl = 2 (m/s). Đường kính ống hoàn lưu: d hl =√ 3600 4 Q π v hl hl =0,02 (m).
Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhl = 80 (mm) (Tra bảng XIII.32 trang 436 tài liệu tham khảo [2]).
Bảng 5.4 Các thông số của bích ghép ống dẫn hoàn lưu
Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z
20 65 25 90 50 12 M10 4 d) Ống dẫn hơi vào đáy tháp:
Suất lượng hơi vào đáy tháp: g’1 = 957,7 (kg/h).
Khối lượng riêng của hơi vào đáy tháp được tính theo công thức xác định ở t W = 99,87 o C và y W = 0,04 : ρ h =[ 56 y W + ( 1− y W ) 18 ] 273
Lưu lượng hơi ra khỏi tháp: hd
Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp: v hd = 20 (m/s). Đường kính ống dẫn hơi: d hd =√ 3600 4 Q π v hd hd = 0,16 (m).
Suy ra: chọn đường kính ống dẫn hơi: dhd = 0,2 (m).
Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhd = 130 (mm) (Tra bảng XIII.32 trang 436 tài liệu tham khảo [2]).
Bảng 5.5 Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi vào đáy tháp
Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z
200 255 219 290 232 16 M16 4 e) Ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp:
Suất lượng chất lỏng vào nồi đun:
Khối lượng riêng của chất lỏng chất lỏng vào nồi đun, (Tài liệu tham khảo[1]) ở tW 98,45 o C và x’1 = X W = 15%
Khối lượng riêng của nước : ρ N = 959,1 (Kg/m 3 )
Khối lượng riêng của aceton : ρ A = 695,15 (Kg/m 3 )
Lưu lượng chất lỏng vào nồi đun: L L
Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun (chất lỏng tự chảy vào nồi đun): v L = 0,5 (m/s). Đường kính ống dẫn chất lỏng: d L =√ 3600 4 Q π v L L =0,06 (m).
Suy ra: chọn đường kính ống dẫn: dL = 0,1 (m).
Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lL = 120 (mm) (Tài liệu tham khảo [2]).
Bảng 5.6 Các thông số của bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp
Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z
100 170 108 205 148 14 M16 4 f) Ống dẫn chất lỏng từ nồi đun (sản phẩm đáy):
Suất lượng chất lỏng vào nồi đun:
Khối lượng riêng của chất lỏng chất lỏng vào nồi đun, (Tài liệu tham khảo[1]) ở tW 98,45 o C và x’1= x W = 1,1%
Khối lượng riêng của nước : ρ N = 959,1 (Kg/m 3 )
Khối lượng riêng của aceton : ρ A = 695,15 (Kg/m 3 )
Lưu lượng chất lỏng vào nồi đun: Q W =G w ρ W 3,2(m 3 /h).
Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun (chất lỏng tự chảy vào nồi đun): v W = 0,5 (m/s). Đường kính ống dẫn chất lỏng: dL==d L =√ 3600 4 Q π v W W =0,05 (m).
Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lL = 100 (mm) (Tài liệu tham khảo [2]).
Bảng 5.7 Các thông số của bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp
5.4.5 Tai treo và chân đỡ
5.4.5.1 Tính trọng lượng của toàn tháp:
Khối lượng của một bích ghép thân: (thép X18H10T: ρ X 18H 10T = 7900 (Kg/m 3 )). m1 = π 4 ( D 2 − D t
Khối lượng của một mâm: (thép X18H10T: ρ X 18 H 10T = 7900 (Kg/m 3 )). m2 = π 4 ( D t
Khối lượng của thân tháp: m3 = 4
Khối lượng của đáy (nắp) tháp: m4 = Sđáy đáy ρ X 18H 10T = 1,16 0,0025 7900 = 22,91 (Kg).
Khối lượng của toàn tháp: m = 10.m1 + 18.m2 + m3 + 2.m4 = 995,36 (Kg).
Suy ra trọng lượng của toàn tháp: P = m.g = 9953,6 (N).
Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên bốn chân Tải trọng cho phép trên một chân: Gc 9953,6/4 = 2488,4 (N). Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: Gc = 5000(N).
Hình 5.4 Chân đỡ Bảng 5.8 Các kích thước của chân đỡ
Khi chọn tai treo cho tháp, cần lưu ý rằng tai treo được gắn trên thân tháp nhằm giữ cho tháp ổn định trước các điều kiện ngoại cảnh Chúng ta cần sử dụng bốn tai treo, với tải trọng cho phép trên mỗi tai treo là Gt = 2488,4 N Để đảm bảo an toàn cho thiết bị, tải trọng an toàn được chọn là Gc = 5000 N.
Chọn tấm lót tai treo khi ghép vào thân có kích thưóc sau:
+ Chiều dài tấm lót: H = 260 (mm).
+ Chiều rộng tấm lót: B = 140 (mm).
+ Bề dày tấm lót là 6 (mm).
Hình 5.5 Tai treo Bảng 5.9 Các kích thưóc của tai treo: (tính bằng mm)
CÁC THIẾT BỊ PHỤ
Các thiết bị truyền nhiệt
6.1.1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh
Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ – ống loại TH đặt nằm ngang. Ống truyền nhiệt là được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống: 25x2, chiều dài L=1,5 m.
Chọn nước làm lạnh trong ống với nhiệt độ đầu vào t1 = 30°C và nhiệt độ cuối t2 = 40°C Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tham khảo từ tài liệu [1] với nhiệt độ trung bình ttbN = 35°C.
+ Nhiệt dung riêng: cN = 4,178 (KJ/kg.độ).
Suất lượng nước cần dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh:
Xác định hệ số truyền nhiệt
Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:
Với: + K : hệ số truyền nhiệt.
+ tlog : nhiệt độ trung bình logarit.
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: t log=(57,2−30)−(57,42−40) ln( 57,2−30
Xác định hệ số truyền nhiệt K:
Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:
Với: + α N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m 2 K ).
+ α R : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ (W/m 2 K ).
+ rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.
Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống:
Chọn vận tốc nước đi trong ống v N =0,3(m s):
Số ống trong một đường nước: n = G N 4 ρ N π d tr 2 v N = 4.14,8
0,9 10 −3 i54,5> 2300: 2300 ≤ ℜ N ≤ 10 4 chế độ chảy quá độ, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng:
+ l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:ReNi54,5và
+ PrN : chuẩn số Prandlt của nước ở 35 o C, nên PrN = 5 (tra bảng 10 trang 380 tài liệu [4])
+ Prw : chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình của vách + ReN= 6954,5 thì ko 24 (trang 180 tài liệu [4])
Suy ra: Nu N $ 1.5 0,43 ( Pr 5 W ) 0,25 = Pr 71,7 W 0,25
Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: α N = Nu d N λ N tr
Nhiệt tải phía nước làm lạnh: qN=N ( t w 2−t tbN ) (W/m 2 ) (IV.4).
Với tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống).
Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: t w w t r t q t
+ tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với Acetone (ngoài ống).
Bề dày thành ống: t = 2 (mm).
Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 (W/m K ).
Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: rc = 1/5000 (m 2 K /W).
Vậy: qt = 3181,818.(tw1-tw2) (IV.5)
Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ: α R =0,725.√ 4 μ R r ( t R D λ −t 3 R w1 ρ ) R 2 d ng = ( 78,5 −t A W 1 ) 0,25 Đặt: A= 0,725.√ 4 r R μ λ R d R 3 ρ ng 2 R với [ r R ]=[J/kg]. Ẩn nhiệt ngưng tụ: r R = r D = 616,7 (KJ/kg).
Nhiệt tải ngoài thành ống: q R = α R (57,42-tw1) = A.(57,42-tw1) 0,75 (IV.6).
Từ (IV.4), (IV.5), (IV.6) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2
Các tính chất lý học của Acetone ngưng tụ (Tài liệu tham khảo [1]) ứng với nhiệt độ trung bình ttbD = t D +t w 1
Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qR 793,06 (W/m 2 ).
Từ (IV.5), ta có: tw2 = tw1-3181 , 818 q t
Tra tài liệu tham khảo [1]: Prw = 3,745
13793,06¿¿= 2,3% < 5% : thoả. Vậy: tw1 = 49,5 o C và tw2 = 45,2 o C.
Từ (IV.2), bề mặt truyền nhiệt trung bình: F tb = 647,2.10 3
Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt :
So với L thì số đường nước là L '
Khi đó số ống tăng lên 4 lần : n = 144.4 W6 ống chọn 631 ống (trang 179 tài liệu [5]).
Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của Acetone cần xem xét ảnh hưởng của sự sắp xếp và bố trí ống Với cách xếp ống thẳng hàng và bố trí theo dạng lục giác đều, ta có công thức n = 3a(a-1) + 1 Khi áp dụng cho 631 ống, ta suy ra a = 15.
Số ống trên đường chéo của đường 6 cạnh: b = 2a – 1 = 29 ống
Chọn bước ngang giữa hai ống: t = 1,4.dng = 1,4.0,025 = 0,035 (m). Đường kính vỏ thiết bị: Dv = t.(b-1)+4.dng = 0,035(29-1)+4.0,025 = 1,08(m).
6.1.2 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ – ống loại TH nằm ngang với ống truyền nhiệt là ống lồng ống bằng thép X18H10T Kích thước ống trong là 16x1,6 mm và kích thước ống ngoài là 30x2,5 mm.
+ Nước làm lạnh đi trong ống 16x1,6 với nhiệt độ đầu: t1 = 30 o C, nhiệt độ cuối: t2 = 40 o C.
+ Sản phẩm đỉnh đi trong ống 30x2,5 với nhiệt độ đầu: tD = 57,2 o C, nhiệt độ cuối: tD’ = 30 oC.
Các tính chất lý học của nước làm lạnh (Tài liệu tham khảo [1]) ứng với nhiệt độ trung bình ttbN = 2
+ Nhiệt dung riêng: c N = 4,178 (KJ/kg.độ).
Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh (Tài liệu tham khảo [1]) ứng với nhiệt độ trung bình ttbD = t D + t D '
+ Nhiệt dung riêng: c D = 2251,7 (KJ/kg.độ).
Suất lượng đỉnh: G D =D M D 71,92( kg h ) =0,52 ( kg s )
Nhiệt lượng cần cung cấp cho thiết bị làm nguội
Suất lượng nước tiêu tốn tối thiểu :
6.1.2.1 Xác định hệ số truyền nhiệt
Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:
Với: + K : hệ số truyền nhiệt.
+ tlog : nhiệt độ trung bình logarit.
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: t log =(57,2−30)−(40−30) ln(57,2−30
Xác định hệ số truyền nhiệt K:
Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:
Với: + α N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống ,(W/m 2 o K) + α R : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh ,(W/m 2 o K) + r t : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.
Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh ở ống ngoài:
Vận tốc của sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài: v D =G D ρ D 4 π (D tr 2 −d ng 2 )= 0,52
764,04 4 π (0,025 2 −0,016 2 )=2,35(m s) Đường kính tương đương: d td =D tr −d ng =0,025−0,016=0,009(m)
chế độ chảy quá độ, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng:
Nu D =k 0 ε l Pr 0,43 D ( Pr Pr Wl D ) 0,25
+ l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ℜ D và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:
+ PrD : chuẩn số Prandlt của nước ở 35 o C, nên PrD = 5 (tra bảng 10 trang 380 tài liệu [4])
+ Prw : chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình của vách , ReD= 6215,2 thì ko 24 (trang 180 tài liệu [4])
Suy ra: Nu N $ 1.5 0,43 ( Pr 5 Wl ) 0,25 = Pr 71,7 Wl 0,25
Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống ngoài: α D = Nu d D λ D td
Nhiệt tải phía nước làm lạnh:sản phẩm đỉnh:
Với twl : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh (trong ống nhỏ).
Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: t w w t r t q t
+ tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ).
Bề dày thành ống: t = 2 (mm).
Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 (W/m K ).
Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: rc = 1/5000 (m 2 K /W).
Vậy: qt = 3181,818.(tw1-tw2) (IV.10)
Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ:
Vận tốc nước đi trong ống v N =G N ρ N 4 π d tr 2 = 0,78
chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng:
+ l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ℜ D và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống: chọn
+ PrN : chuẩn số Prandlt của nước ở 35 o C, nên PrN = 5 (tra bảng 15 trang 380 tài liệu [4]) Suy ra: Nu N =0,021 1.86191,6 0,8 5 0,43 ( Pr 5 W 2 ) 0,25 = 557,05 Pr W 0,25 2
Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: α N = Nu d N λ N tr
Nhiệt tải phía nước làm lạnh:sản phẩm đỉnh:
Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh (Tài liệu tham khảo [1]) ứng với nhiệt độ tw18 o C:
+ Nhiệt dung riêng: cw1= 2234 (J/kg.độ).
Từ (IV.9): QD =N ( t tbD −t w1 ¿= 1314,5 Pr
Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qD Y97,7 (W/m 2 ).
Từ (IV.10), ta có: tw2 6 o C
7 o C Tra tài liệu tham khảo [4], Prw2 = 3,8
Từ (IV.11): QN =N ( t w 2 −t tbN ¿= 23500,5 Pr
6.1.2.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt
Từ (IV.7), bề mặt truyền nhiệt trung bình:
Chọn Ftb = 0,5635 m 2 (lấy dư khoảng 15%)
Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt :
Vậy: thiết bị làm mát sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 14 (m), chia thành 7 dãy, mỗi dãy dài 2 m
6.1.3 Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy
Chọn thiết bị đun sôi đáy tháp là nồi đun Kettle. Ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống 25 x 2: Đường kính ngoài: dn = 25 (mm) = 0,025 (m)
Bề dày ống: t = 2 (mm) = 0,002 (m) Đường kính trong: dtr = 0,021 (m)
Hơi đốt là hơi nước ở 2,5at đi trong ống 25 x 2
Nhiệt hóa hơi: r H 2 O = rn = 2173000 (J/kg)
Dòng sản phẩm tại đáy có nhiệt độ:
Trước khi vào nồi đun (lỏng): t’1 = 98,45 ( o C)
Sau khi được đun sôi (hơi): tw = 99,87 ( o C)
Suất lượng hơi nước cần dùng : G N 81,4 (Kg/h)=0,106 (kg/s)
6.1.3.1 Xác định hệ số truyền nhiệt
Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:
Với: + K : hệ số truyền nhiệt.
+ tlog : nhiệt độ trung bình logarit.
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: t log =(119,6−98,45)−(119,6−99,87) ln(119,6−98,45
Xác định hệ số truyền nhiệt K:
Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:
Với: + α N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống ,(W/m 2 o K)
+ α R : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh ,(W/m 2 o K)
+ r t : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.
Hệ số cấp nhiệt của hơi nước: α N =0,725.A ( ( t sN −t r N w 1 ) d tr ) 0,25 =0,725 A ( ( 119,6−t 2173.1000 w1 ) 0,021 ) 0,25 = ( 119,6−t 73,415 w A 1) 0,25
Với: + tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước(trong ống).
+ A : hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ (Tài liệu tham khảo trang
Nhiệt tải phía hơi: q N = α N (t sN −t w 1 ¿s,415.A (119,6−t w1 ) 0,75 ,(W/m 2 ) (IV.4).
Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: t w w t r t q t
+ tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ).
Bề dày thành ống: t = 2 (mm).
Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 (m 2 o K/W).
Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r 1 = 1/5000 (m 2 o K/W).
Nhiệt nở lớp cáu phía đáy sản phẩm: r 2 = 1/500 (m 2 o K/W).
Vậy: qt = 1944,444.(tw1-tw2) (IV.15)
Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy:
Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy được xác định theo công thức (chế độ sôi sủi bọt và xem sản phẩm đáy như là nước): α D 169,8
Với : + p: áp suất để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, khi đó p=1 at = 10 5 (N/m 2 )
Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: q D =α D ( t w 2−99,87) 1 859,1( t w2−99,87) 3,33 Chọn tw1 = 116.75 o C :
Khi đó, ở nhiệt độ trung bình 119,6+116,75
Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: q t = q N = 30145,6 (W/m 2 ).
6.1.3.2 Tính toán bề mặt truyền nhiệt:
Từ (IV.12), bề mặt truyền nhiệt trung bình:
Chọn Ftb = 8,625 (m 2 ) (lấy dư khoảng 15%)
Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt :
Tra bảng V.II, trang 48, [2] Số ống trên đường chéo: b = 27 (ống)
Tra bảng trang 21, [6] Bước ống: t = 1,4 d ng =1,4.0,025=¿0,035 (m)
Đường kính vỏ của thiết bị: Dv = t(b-1) + 4dng = 1,01 (m)
6.1.4 Thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu và sản phẩm đáy
Khi lựa chọn thiết bị gia nhiệt, thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống là một lựa chọn tối ưu Ống truyền nhiệt được chế tạo từ thép X18H10T, với kích thước ống trong là 25 x 2 mm và kích thước ống ngoài là 38 x 2 mm.
Dòng nhập liệu đi trong ống 25x2 với nhiệt độ đầu t F 0 o C
Dòng nhập liệu đi trong ống 38x2 với nhiệt độ đầu t W =¿ 98,45 o C, nhiệt độ cuối: t ' w =¿
Các tính chất cơ lý hóa học của sản phẩm đáy được Tra tài liệu [1] ứng với nhiệt độ trung bình t W =t W +t ' w
- Nhiệt dung riêng: cW = 4,19 (KJ/kg.độ).
Nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy:
Suất lượng sản phẩm đáy:
3600 4,19.(98,45-60)1,85(KW). Ở 30 o C, ta xem nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh là hằng số, hay nhiệt dung riêng của acetone
Suy ra: cF = ca x F +(1- x F ).4,18 = 2,24.0,15+(1-0,15).4,18 =3,9 (KJ/kg.độ).
Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy: t”F Q t c F G F +t ' F 1,85
Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh được tra bảng I.249 trang 310, [1] ứng với nhiệt độ trung bình ttbF = t lSub { size 8{F} } +t' rSub { size 8{F} } } over {2} } = { {56,2+30} over {2} } C,1} {¿¿¿ o C:
6.1.4.1 Xác định bề mặt truyền nhiệt :
Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:
Với: + K : hệ số truyền nhiệt.
+ tlog : nhiệt độ trung bình logarit.
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: Δtt log =(98,45−56,2)−(60−30)
Xác định hệ số truyền nhiệt K:
Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:
1 α F +Σrr t + 1 α W ,(W/m 2 o K) Với: + F : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu (W/m 2 o K).
+ W : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m 2 o K).
+ rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.
Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu ở ống trong:
Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống: v F = G F
> 10 4 : chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: Nu F =0 , 021 ε l Re F 0,8 Pr F 0, 43 (
- l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReF và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:
- Pr F : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 43,1 o C, nên PrF μ F c F λ F =0,57.10 −3 3900
- Prw2 : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở nhiệt độ trung bình của vách Suy ra:
Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống:
Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: q F =α F (t w2 −t tbF )S02,2
(W/m 2 )Với: tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu (trong ống nhỏ).
Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: q t =t w 1 −t w2 Σrr t , (W/m 2 ).
- tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (trong ống nhỏ).
- Bề dày thành ống: t = 2(mm).
- Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 (W/m o K).
- Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r1 = 1/5000 (m 2 o K/W).
- Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đỉnh: r2 = 1/5000 (m 2 o K/W).
Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy ngoài ống nhỏ:
Vận tốc nước đi trong ống ngoài: v W = G W
= 2,2(m/s). Đường kính tương đương: dtd = Dtr –dng = 0,034- 0,025 = 0,009 (m).
> 10 4 : chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: Nu W =0 , 021 ε l Re W 0,8 Pr W 0,43 (
- l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReW và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:ReW815,9,chọn l =1.
- PrW : chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy ở ˆ60 o C, xem sản phẩm gần như là nước nên PrW = 2,21.
Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy trong ống ngoài:
Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: q W =α W (t tbW −t w 1 )g53,2
Khi đó xem:Prw1 ~ 2,487 (tra ở tw1).
Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qW = 36191,43 (W/m 2 ).
2 c,2 oC Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra bảng I.249 trang 310, [1] ứng với nhiệt độ trung bình ttbw = 63,2 o C:
- Nhiệt dung riêng: ca = 3,878 (KJ/kg.độ).
Như vậy bề mặt truyền nhiệt trung bình là: F tb 1,85.1000
Chọn bề mặt truyền nhiệt Ftb= 4,623 ( dư 15%)
Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : L
Thiết bị trao đổi nhiệt giữa dòng nhập liệu là một thiết bị truyền nhiệt dạng ống lồng ống, có chiều dài ống truyền nhiệt là 64 mét Thiết bị này được chia thành 16 dãy, mỗi dãy dài 4 mét.
6.1.5 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu
Khi chọn thiết bị gia nhiệt nhập liệu, ống lồng ống là lựa chọn tối ưu Ống truyền nhiệt được chế tạo từ thép X18H10T, với kích thước ống trong là 25 x 2 mm và kích thước ống ngoài là 38 x 2 mm.
Dòng nhập liệu đi trong ống 25x2 với nhiệt độ đầu t ' ' F V,2 o C, nhiệt độ cuối: t F g,2 oC.
Chọn hơi đốt là hơi nước 1 at, đi trong ống 38x2 Tra tài liệu [1]
+ Ẩn nhiệt ngưng tụ: r N "60(KJ kg)
Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu [1] ứng với nhiệt độ trung bình t tbF =t ' ' F +t F
+ Nhiệt dung riêng: c F = 3,894 (KJ/kg.độ).
Suất lượng hơi nước cần dùng:
Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho dòng nhập liệu:
Suất lượng hơi nước cần dùng:
6.1.5.1 Xác định hệ số truyền nhiệt :
Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:
Với: + K : hệ số truyền nhiệt.
+ tlog : nhiệt độ trung bình logarit.
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: t log =(100−56,2)−(100−67,2) ln(100−56,2
Xác định hệ số truyền nhiệt K:
Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:
1 α N +r t + 1 α R ,(W/m 2 o K) Với: + α N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống ,(W/m 2 o K) + α R : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh ,(W/m 2 o K) + r t : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.
Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống nhỏ :
Vận tốc của dòng nhập liệu đi trong ống ngoài: v F =G F ρ F 4 π d ng 2 = 5000
chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng:
+ l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ℜ W và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống: chọn
+ PrF : chuẩn số Prandlt củadòng nhập liệu ở 48,6 o C, nên PrF = F
Suy ra: Nu F =0,021 1.72099 0,8 3,35 0,43 ( Pr 3,35 W 2 ) 0,25 = 367,78 Pr W 0,25 2
Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ: α F = Nu d F λ F td
Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: qF =F ( t w 2 −t tbF ¿= 23701,4 Pr
Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: t w w t r t q t
+ tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước (ngoài ống nhỏ).
Bề dày thành ống: t = 2 (mm).
Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 (m 2 o K/W).
Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r 1 = 1/5000 (m 2 o K/W).
Nhiệt nở lớp cáu phía đáy sản phẩm: r 2 = 1/500 (m 2 o K/W).
Hệ số cấp nhiệt của hơi nước trong ống nhỏ: α N =0,725.A (( t sN −t r w N 1 ) d td ) 0,25 =0,725 A ( ( 100−t 2260.1000 w 1 ) 0,009 ) 0,25 =(100−t 91,26 w 1 A ) 0,25
Với: + tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước(trong ống).
+ A : hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ (Tài liệu tham khảo trang
Nhiệt tải phía hơi: q N = α N (t sN −t w 1 ¿,26.A (100−t w1 ) 0,75 ,(W/m 2 )
Khi đó, ở nhiệt độ trung bình 100+ 2 92 =¿ 96 o C ta tra được A7
Suy ra q N v837,15(W m 2 ) Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: q N =q t v837,15(W m 2 ) ta có: t w 2 = t w 1- q t
Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh (Tài liệu tham khảo [1]) ứng với nhiệt độ t tbw 72,2 o C:
+ Nhiệt dung riêng: c R = 3,952 (KJ/kg.độ).
Vậy: tw1 = 92 o C và tw2 = 52,5 o C Khi đó: α N = Nu d N λ N tr
6.1.5.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt:
Bề mặt truyền nhiệt trung bình:
Chọn Ftb= 3 (m 2 ) (lấy dư khoảng 15%)
Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt :
Vậy: thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 32 (m), chia thành 8 dãy, mỗi dãy dài 4 m
Tính bảo ôn của thiết bị
Trong quá trình hoạt động của tháp, nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh ngày càng lớn do tiếp xúc với không khí, dẫn đến việc cần tăng lượng hơi đốt gia nhiệt để duy trì hiệu suất Để tránh việc tăng chi phí hơi đốt mà vẫn giữ cho tháp không bị nguội, giải pháp là thiết kế lớp cách nhiệt bao quanh thân tháp.
Chọn vật liệu cách nhiệt cho thân tháp là amiang có bề dày δ a Tra tài liệu [2], hệ số dẫn nhiệt của amiang λ a =0,151(W/m o K).
Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh:
Nhiệt tải mất mát riêng: q m =Q L f tb =λ a δ a (t v 1 −t v2 )=λ a δ a ∆ t v (W m 2 )
Với: + t v 1: nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp.
+ t v 2: nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí + ∆ t v : hiệu số nhiệt độ giữa 2 bề mặt của lớp cách nhiệt.
Nhận thấy: q m =const, nên chọn ∆ t v =∆ t max =t đáy −t kk , t kk 0 o C
Diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt) f tb =H π D tb =H π (D t +δ thân +δ a )
Tính toán bơm nhập liệu
6.3.1 Tính chiều cao bồn cao vị
Chọn đường kính ống dẫn nguyên liệu (nhập liệu): dP mm, độ nhám của ống ε =0,1 mm , Tra bảng II.15, trang 381, [1]
Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu [1] ứng với nhiệt độ trung bình t tbF =t F +t ' F
+ Nhiệt dung riêng: c F = 3,894 (KJ/kg.độ).
Vận tốc của dòng nhập liệu trong ống dẫn: v F = Q F
3600.953,7 4 π.0,1 2 =0,185(m s) a) Tổn thất đường ống dẫn:
Tổn thất đường ống dẫn: 2 g
- 1 : hệ số ma sát trong đường ống.
- l1 : chiều dài đường ống dẫn, chọn l1 = 20 (m).
- d1 : đường kính ống dẫn, d1 = dtr = 0,1(m).
- 1 : tổng hệ số tổn thất cục bộ.
- v F : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn
0,5.10 −3 =¿35286,9 > 4000 : chế độ chảy rối Theo tài liệu [1] trang
+ Chuẩn số Reynolds tới hạn: ℜ gh 1 =6.( d ε 1 ) 8 7 =6 ( 1000,1) 8 7 096,2
+ Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:
Khi ℜ gh 1 < ℜ F < Ren1, chế độ chảy rối xảy ra trong khu vực quá độ, nằm giữa khu vực nhẵn thủy lực và khu vực nhám Áp dụng công thức (II.64) từ trang 380 trong tài liệu [1], ta có λ 1 = 0,1.(d ε td).
Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua:
- 1 lưu lượng kế: l1 = 0 (không đáng kể).
Vậy: Tổn thất đường ống dẫn: h1= ( 0,03.0,02520 +15,5) 0,1852.9,81 2 =0,07(m) b) Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt: h 2 = ( λ 2 d l 2 2
Với: + 2 : hệ số ma sát trong đường ống.
+ l2 : chiều dài đường ống dẫn, l2 = 18 (m).
+ 2 : tổng hệ số tổn thất cục bộ.
+ v2 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn v2 = 4,2 (m/s).
Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu trong ống: ℜ 2=v 2 d 2 ρ F μ F 8232,7
Ta tài liệu II.60, II.62 trang 378, [1] và bảng II.15 trang 381, [1] ta có:
Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh2=6 ( d ε 2 ) 8 7 = 6 ( 21 0,1 ) 8 7 '04,68
Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Ren2=220 ( d ε 2 ) 9 8 = 220 ( 21 0,1 ) 9 8
Suy ra: Re2 > Ren2: khu vực chảy quá độ, khi đó tra II.63 trang 379, [1] ta có :
Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua:
- 9 chỗ ống cong quay ngược: q2=9.1,1 = 9,9
Vậy:Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt: h2=( 0,031.0,02518 +11,387) 2.9,814,2 2 0,3(m) c) Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt nhập liệu: h 3 = ( λ 3 d l 3 3
Với: + 3 : hệ số ma sát trong đường ống.
+ l3 : chiều dài đường ống dẫn, l3 = 15(m).
+ 3 : tổng hệ số tổn thất cục bộ.
+ v3 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, v3 = 1,8 (m/s).
Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu trong ống: ℜ 3=v 3 d 3 ρ F μ F 16660
Tra tài liệu II.60, II.62 trang 378, [1] và bảng II.15 trang 381, [1] ta có:
Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh3 6.( d ε 3 ) 8 7 1285.
Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:Ren3 220 ( d ε 3 ) 9 8 189803,54
Suy ra: Regh3 < Re3 < Ren3: khu vực chảy quá độ, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): λ 3=0,1.( 1,46 d ε 3
Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua:
- 9 chỗ ống cong quay ngược: q3=9.1,1 = 9,9
Vậy: Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt: h3 =( 0,0309.0,02115 +12,0633) 2.9,811,8 2 =5,6¿)
Chọn : + Mặt cắt (1-1) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn cao vị.
+ Mặt cắt (2-2) là mặt cắt tại vị trí nhập liệu ở tháp.
Ap dụng phương trình Bernolli cho (1-1) và (2-2): z1 +
Với: + z1: độ cao mặt thoáng (1-1) so với mặt đất, hay xem như là chiều cao bồn cao vị
+ z2: độ cao mặt thoáng (2-2) so với mặt đất, hay xem như là chiều cao từ vị trí nhập liệu tới mặt đất: z2 = hchân đỡ + hnắp + (Nchưng+1).(h + mâm )
+ P1 : áp suất tại mặt thoáng (1-1), chọn P1 = 1 at.
+ P2 : áp suất tại mặt thoáng (2-2).
- v1 : vận tốc tại mặt thoáng (1-1), xem v1 = 0(m/s).
- V2 : vận tốc tại vị trí nhập liệu, v2 = vF = 0,185 (m/s).
- hf1-2 : tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2)
Vậy: Chiều cao bồn cao vị: Hcv = z2 +
Ta có: xf = 0,15 (phần mol) suy ra tF = 67,2 : ρ F 3,7kg/m 3
Lưu lượng nhập liệu: VF = G ρ F
Chọn bơm có năng suất là Qb = 1,5 (m 3 /h) Đường kính ống hút, ống đẩy bằng nhau và bằng 21(mm), nghĩa là chọn ống 25x2.
Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở bảng I.249 trang 310, [1] ứng với nhiệt độ trung bình t F ' 0 0 C
Vận tốc dòng nhập liệu trong ống hút và đẩy: vhút = vđẩy 4 Q b
Tổng trở lực trong ống hút và ống đẩy: hhd = ( λ l h d +l h d
Với: + lh : chiều di ống hút, chọn lh = 2 (m).
+ ld : chiều di ống đẩy, chọn ld = 12 (m).
+ h : tổng tổn thất cục bộ trong ống hút.
+ d : tổng tổn thất cục bộ trong ống đẩy.
+ : hệ số ma st trong ống hút và ống đẩy.
Chuẩn số Reynolds của dịng nhập liệu: Re= 1,2.0,021.953,7
Ta tài liệu II.60, II.62 trang 378, [1] và bảng II.15 trang 381, [1] ta có:
Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh 6.( d ε h ) 8 7 = 6 ( 21 0,1 ) 8 7 '04,68.
Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Ren 220.( d ε h ) 9 8 = 220 ( 21 0,1 ) 9 8
Suy ra: Regh < Re < Ren: khu vực chảy qáu độ, tra II.64 trang 380, [1] ta có:
Hệ số tổn thất cục bộ trong ống hút qua:
- 1 lần vào miệng thu nhỏ: t = 5.
Hệ số tổn thất cục bộ trong ống đẩy qua:
Vậy:Tổn thất trong ống hút và ống đẩy: hhd = ( 0 , 162.02+12 ,021+10,5+12,2) 2.91,2 , 2 81 =9,6(m).
Chọn : + Mặt cắt (1-1) là mặt thống chất lỏng trong bồn chứa nguyên liệu.
+ Mặt cắt (2-2) là mặt thống chất lỏng trong bồn cao vị. Áp dụng phương trình Bernolli cho (1-1) v (2-2): z1 +
Với: + z1: độ cao mặt thống (1-1) so với mặt đất.
+ z2: độ cao mặt thống (2-2) so với mặt đất.
+ P1 : p suất tại mặt thống (1-1), chọn P1 = 1 at.
+ P2 : p suất tại mặt thống (2-2), chọn P2 = 1 at.
+ v1,v2 : vận tốc tại mặt thống (1-1) v(2-2), xem v1=v2= 0(m/s).
+ hf1-2 =hhd: tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2).
Suy ra: Hb = (z2 – z1) + hhd = Hcv + hhd = 39 +9,6 H,6 (m chất lỏng)
Chọn hiệu suất của bơm: b = 0,8.
Công suất thực tế của bơm: Nb = Q b H 3600 b ρ η F g b
Tóm lại: Để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn bơm li tâm loại XM vì Qb = 1,5 (m 3 / h) và rượu là chất không độc hại.
