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 KỸ THUẬT HÓA HỌC ĐỒ ÁN THIẾT KẾ MÁY THIẾT BỊ ĐỀ TÀI THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT D. Thiết kế tháp chưng cất dạng chóp đĩa (mâm chóp) cho hệ acetone – clobenzene (Autocad + thuyết minh chi tiết)
TỔNG QUAN
Cơ sở lý thuyết của chưng cất
Chưng cất là một kỹ thuật quan trọng để tách các thành phần trong hỗn hợp chất lỏng và khí đã hóa lỏng Phương pháp này hoạt động dựa trên sự khác biệt về độ bay hơi của các cấu tử, cho phép thu được những thành phần riêng biệt một cách hiệu quả.
Khi chưng cất, ta thu được nhiều sản phẩm Thông thường hỗn hợp chứa bao nhiêu cấu tử thì có bấy nhiêu sản phẩm.
Trong đồ án này, chúng ta nghiên cứu hệ 2 cấu tử, đại diện cho các đối tượng trong quá trình chưng cất thực tế Sản phẩm đỉnh chủ yếu chứa cấu tử dễ bay hơi, trong khi sản phẩm đáy chủ yếu là cấu tử khó bay hơi, kèm theo một phần cấu tử dễ bay hơi.
Để đạt được sản phẩm có độ tinh khiết cao, cần thực hiện quá trình chưng cất nhiều lần, do sản phẩm ban đầu có độ tinh khiết không cao.
Pha lỏng đi từ trên xuống có nồng độ cấu tử dễ nay hơi giảm dần.
Pha khí đi từ dưới lên có nồng độ cấu tử dễ bay hơi tăng dần.
Nồng độ các cấu tử thay đổi theo chiều cao của tháp, nhiệt độ sôi cũng thay đổi tương ứng với sự thay đổi nồng độ.
Trong quá trình chưng cất, mỗi đĩa trong tháp thực hiện việc truyền khối giữa pha lỏng và pha hơi, dẫn đến sự chuyển đổi của một phần cấu tử từ hơi sang lỏng Quá trình bốc hơi và ngưng tụ diễn ra nhiều lần, giúp tách biệt các cấu tử Kết quả là ở đỉnh tháp, ta thu được cấu tử dễ bay hơi tinh khiết nhất, trong khi ở đáy tháp, ta thu được cấu tử khó bay hơi tinh khiết nhất.
1.1.3 Các phương pháp chưng cất
Hiện nay, dựa trên trình độ công nghệ và khoa học trong lĩnh vực hóa học, có bốn phương pháp chưng cất phổ biến Mỗi phương pháp này mang những đặc tính và đặc trưng riêng, được áp dụng trong các trường hợp khác nhau.
Phương pháp này được sử dụng để tách các chất lỏng tương đối tinh khiết với sự chênh lệch nhiệt độ sôi lớn Thường áp dụng trong các trường hợp mà chất cần tách không hòa tan trong nước.
Thường dùng để hỗn hợp các cấu tử có nhiệt độ sôi chênh lệch nhau không nhiều
Quá trình phân tách các cấu tử trong hỗn hợp diễn ra thông qua nhiều lần bay hơi và ngưng tụ, phụ thuộc vào nhiệt độ và tỷ lệ thành phần của từng cấu tử.
- Chưng cất áp suất thấp (chưng cất chân không)
Chưng cất ở áp suất thấp là phương pháp lý tưởng cho các hợp chất có cấu tử dễ bị phân hủy hoặc biến tính khi nhiệt độ cao, cũng như những trường hợp có nhiệt độ sôi của cấu tử quá cao Khi áp suất giảm, nhiệt độ sôi và nhiệt độ bay hơi của các cấu tử và hỗn hợp sẽ thấp hơn so với áp suất thường, từ đó đáp ứng tốt hơn các yêu cầu trong quá trình chưng cất.
- Chưng cất áp suất cao:
Dùng cho hỗn hợp cấu tử không hóa lỏng ở áp suất thường.
Trong sản xuất, việc sử dụng nhiều loại tháp là rất phổ biến, với yêu cầu cơ bản là diện tích bề mặt tiếp xúc giữa các pha phải lớn Yêu cầu này chủ yếu phụ thuộc vào mức độ phân tán của lưu chất này vào lưu chất khác.
Tháp chưng cất rất phong phú và đa dạng về kích cỡ và ứng dụng, các tháp lớn nhất thường được ứng dụng trong công nghiệp lọc hóa dầu
Kích thước của tháp được xác định bởi chất lượng của pha lỏng và pha hơi, cũng như độ tinh khiết của sản phẩm Dưới đây là so sánh ưu nhược điểm của một số loại tháp thường được sử dụng.
Hiệu suất thấp Độ ổn định kém Thiết bị nặng
Hiệu suất tương đối cao Hoạt động khá ổn định Làm việc với chất lỏng bẩn
Trở lực khá cao Yêu cầu lắp đặt khắt khe (lắp đĩa thật phẳng)
Hiệu suất cao Hoạt động ổn định Ít tiêu hao năng lượng
Cấu tạo phức tạp Trở lực lớn Không làm việc với chất lỏng bẩn
Tháp chưng cất mâm chóp là lựa chọn tối ưu cho việc phân tách hệ acetone – clobenzen nhờ vào những ưu điểm vượt trội như khả năng hoạt động lâu dài và độ ổn định cao Do đó, việc chọn tháp mâm chóp và thực hiện tính toán thiết kế cho đồ án là hoàn toàn hợp lý.
Tháp mâm là một cấu trúc hình trụ thẳng đứng, bên trong có các mâm để pha lỏng và pha hơi tiếp xúc Chất lỏng được đưa vào tháp từ đỉnh hoặc một mâm thích hợp và chảy xuống nhờ trọng lực qua các ống chảy chuyền Trong khi đó, pha hơi đi lên từ dưới qua các mâm thông qua các chóp gắn trên mâm.
Hình 1-1: Mô hình tháp chưng cất mâm chóp
Tổng quan về hệ cân bằng acetone - clobenzen
Acetone là một chất lỏng không màu, dễ cháy và là ketone đơn giản nhất Nó hòa tan trong nước và được sử dụng chủ yếu như một dung môi trong phòng thí nghiệm, cũng như trong tổng hợp các hợp chất hữu cơ Ngoài ra, acetone còn là thành phần quan trọng trong các sản phẩm nước sơn móng tay.
- Công thức cấu tạo: CH3COCH3
- Khối lượng riêng xét tại 20 o C: 791 kg/m 3 (tài liệu tham khảo [2] trang 9)
- Độ nhớt xét tại 20 o C: 0,322.10 3 N.s/m 2 (tài liệu tham khảo [2] trang 91) Ứng dụng:
Acetone là một dung môi hiệu quả, có khả năng hòa tan nhiều chất hữu cơ và dễ dàng bay hơi nhờ nhiệt độ sôi thấp Do đó, nó được sử dụng rộng rãi trong sản xuất các loại hóa chất, bao gồm cả một số polymer.
Acetone là một dung môi hữu cơ quan trọng trong công nghiệp, được sử dụng rộng rãi trong các sản phẩm như vecni, sơn mài, cellulose acetate, nhựa và cao su Nó có khả năng hòa tan tốt các chất như tơ acetate, nitroxenluloz, nhựa phenol fomandehyt, chất béo, cũng như dung môi pha sơn và mực in ống đồng Ngoài ra, acetone còn là nguyên liệu chính để tổng hợp thủy tinh hữu cơ và có thể được sử dụng để sản xuất ceten, sumfomat (thuốc ngủ) và các holofom khác.
Là một chất hữu cơ thơm có công thức hóa học là C6H5Cl,là chất lỏng không màu dễ cháy.
- Khối lượng phân tử: 112,5g/mol
- Nhiệt độ sôi : 131 o C Ứng dụng:
Clobenzen là chất trung gian trong sản xuất các hàng hóa như thuốc diệt cỏ, thuốc nhuộm.
Clobenzen được sử dung như một dung môi có nhiệt độ sôi cao trong nhiều ứng dụng công nghiệp cũng như trong phòng thí nghiệm.
1.2.3 Giản đồ thành phần hỗn hợp các cấu tử trong hệ acetone - clobenzen
(Tài liệu tham khảo [3] trang 148)
Thành phần cân bằng lỏng (x) – hơi (y) và nhiệt độ sôi của hỗn hợp hai cấu tử axeton- clobenzen ở 760mmHg (%mol):
Bảng 1-1: Thành phần tỉ lệ cân bằng lỏng hơi của cấu tử trong hệ acetone - clobenzene x(%) 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y(%) 0 38.2 56.5 72.9 81.
Hình 1-2: Giản đồ tỉ lệ lỏng – hơi của hệ acetone – clobenzen theo nhiệt độ
Hình 1-3: Giản đồ tỉ lệ acetone trong pha lỏng theo tỉ lệ acetone trong pha hơi của hệ acetone – clobenzene.
QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ
Bản vẽ sơ đồ quy trình công nghệ
Được trình bày ở trang số 10
Thuyết minh quy trình
Hỗn hợp Acetone - Clobenzene có nồng độ nhập liệu Acetone 20% (theo phần mol), nhiệt độ khoảng 35 0 C tại bồn chứa nguyên liệu (8) được bơm (7) bơm lên bồn cao vị
Hỗn hợp được đun sôi đến nhiệt độ sôi trong thiết bị gia nhiệt, sau đó lưu lượng dòng nhập liệu được kiểm soát bằng lưu lượng kế trước khi vào tháp chưng cất Cuối cùng, hỗn hợp được đưa vào tháp chưng cất ở vị trí mâm nhập liệu (mâm số 5) để bắt đầu quá trình chưng cất.
Trong quá trình chưng cất, chất lỏng trên mâm nhập liệu được trộn với phần lỏng từ đoạn cất của tháp Hơi đi từ dưới lên gặp chất lỏng từ trên xuống, tạo ra sự tiếp xúc và trao đổi giữa hai pha Khi pha lỏng di chuyển xuống dưới, nồng độ các cấu tử dễ bay hơi giảm do bị hơi lôi cuốn Nhiệt độ giảm dần khi lên cao, khiến các cấu tử có nhiệt độ sôi cao như Clobenzene ngưng tụ ở đỉnh tháp, nơi thu được hỗn hợp có nồng độ Acetone đạt 98% Hơi này được ngưng tụ hoàn toàn và một phần chất lỏng được làm nguội xuống 35°C trước khi vào bồn chứa sản phẩm Phần còn lại được hoàn lưu về tháp với tỉ số hoàn lưu kiểm soát, trong khi cấu tử có nhiệt độ sôi thấp bốc hơi, còn cấu tử có nhiệt độ sôi cao tăng lên Cuối cùng, ở đáy tháp thu được hỗn hợp lỏng chủ yếu là các cấu tử khó bay hơi như Clobenzene, sau đó dịch lỏng này được đưa vào nồi đun, nơi một phần sẽ bốc hơi để cung cấp lại cho tháp Phần còn lại được làm nguội xuống 35°C trong thiết bị.
Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đáy là clobenzene trong bồn chứa sản phẩm đáy (10) sau khi làm nguội.
Sơ đồ quy trình tính toán
Tính cân bằng năng lượng
Tính toán tỷ số hoàn lưu
Tính số mâm lý thuyết
Tính toán thiết bị phụ
1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh
2 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
3 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu
4 Thiết bị làm nguội sản phẩm đáy
5 Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đấy
Tính toán đường kính tháp
Tính số mâm thực tế
Tính toán ống chảy truyền
Tính tổng trở lực toàn tháp
Tính toán bề dày tháp
Tính toán đáy và nắp tháp Tính toán lớp cách nhiệt
Tính cân bằng nhiệt lượng
Tính toán tai treo và chân đỡ Tính toán các ống dẫn
1 Ống dẫn vào thiết bi ngưng tụ
2 Ống dẫn dòng nhập liệu
3 Ống dẫn dòng sản phẩm đáy
4 Ống dẫn hoàn lưu đỉnh và đáy
TÍNH TOÁN CÂN BẰNG VẬT CHẤT VÀ NĂNG LƯỢNG
Dữ liệu ban đầu
Năng suất nhập liệu GF = 4000 kg/h
Nồng độ nhập liệu (tính theo aceton) xF = 0,35 (mol/mol)
Tỉ lệ thu hồi aeetone: 98%
Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội: t’D = 40 0 C
Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt: t’W = 40 0 C
Trạng thái nhập liệu lỏng sôi ở áp suất thường.
F – suất lượng nhập liệu (kmol/h) xF – phần mol nhập liệu (mol aceton/mol hỗn hợp)
D – suất lượng sản phẩm đỉnh (kmol/h) xD – phần mol đỉnh (mol acetone/mol hỗn hợp)
W - suất lượng sản phẩm đáy (kmol/h) xW – phần mol đáy (mol aceton/mol hỗn hợp)
Cân bằng vật chất
Bảo toàn vật chất toàn tháp:
Bảo toàn đối với cấu tử dễ bay hơi (aceton)
Tỉ lệ thu hồi cấu tử nặng (Clobenzen): W (1− F (1− xW xF) ) = 0,98
Khối lượng mol trung bình dòng nhập liệu
Mtb = MA.xF + MC.(1- xF) = 58,04.0,35 + 112.56.(1- 0,35) = 93,478 (kg/kmol) (3.4) Suất lượng mol nhập liệu
Thay số từ (2.4), (2.5) vào các phương trình (2.1), (2.2), (2.3) ta có hệ phương trình: 93,478 4000 = D + W
Với giá trị xD từ 0,900 – 0,990 x D W D x W
Xác định chỉ số hồi lưu thích hợp
Chỉ số hồi lưu đóng vai trò quan trọng trong quy trình chưng cất, vì chỉ số này ảnh hưởng đến số bậc của tháp và mức tiêu tốn hơi đốt Khi chỉ số hồi lưu nhỏ, số bậc của tháp sẽ lớn hơn nhưng tiêu tốn hơi đốt lại ít Ngược lại, chỉ số hồi lưu lớn dẫn đến số bậc ít hơn nhưng tiêu tốn hơi đốt cao Chỉ số hồi lưu tối thiểu Rmin là tỷ số hoàn lưu tại chế độ làm việc với số mâm lý thuyết rất lớn Do đó, việc điều chỉnh chỉ số hồi lưu là cần thiết để giảm số mâm và tiết kiệm chi phí cho tháp chưng cất.
Chỉ số hồi lưu tối thiểu của tháp chưng cất:
Rmin = x D − y F ¿ y ¿ F −x F (Công thức IX.24/158, tài liệu tham khảo [3]) (3.6).
Trong đó: yF * là nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong pha hơi cân bằng với nồng độ trong pha lỏng xF của hỗn hợp ban đầu.
Dựa vào đồ thị cân bằng lỏng hơi ta có: xF = 0,35 mol/mol => y F ¿ = 0,834 (mol/mol) Vậy, Rmin = x D − y F ¿ y ¿ F −x F = 0,96− 0,834−0,35 0,834 = 0,253
Chỉ số hồi lưu thực tế:
R=1,3 Rmin + 0,3 = 1,3.0,253 + 0,3 = 0,628 (3.7). (Công thức IX.25a/158, tài liệu tham khảo [3])
Chỉ số hoàn lưu thích hợp tính gần đúng:
R = (1,2÷2,5) Rmin (công thức IX.25a/158, tài liệu tham khảo [3]) (3.8).Kiểm tra lại điều kiện: R = 0,628= 1,43 Rmin (thỏa mãn điều kiện trên).
Phương trình đường làm việc và số mâm lí thuyết
3.4.1 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất y = R R +1.x + x D
(Công thức IX.20/144, tài liệu tham khảo [3])
3.4.2 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng x = R R +1
100 Đồ thị ngoại suy số mâm lý thuyết
Hình 3-4: Đồ thị ngoại suy số mâm lý thuyết
Từ đồ thị ta xác định được số mâm lí thuyết: Nlt = 5 mâm, gồm:
Có nhiều phương pháp để xác định số mâm thực tế của tháp, trong đó hiệu suất trung bình là một yếu tố quan trọng Ngoài ra, cần xem xét các ảnh hưởng từ thiết kế cơ khí của tháp để có kết quả chính xác hơn.
Nt = Nlt/𝜂tb (Công thức IX.59/170, tài liệu tham khảo [3]) (3.11). x xF D xW
Phương trình đường làm việc phần cất
Phương trình đường làm việc phần chưng
Nt – số đĩa thực tế
Nlt - số đĩa lý thuyết
𝜂tb – hiệu suất trung bình của thiết bị
𝜂tb = η 1 + η 2 +η 3 +⋯+ η n n (công thức IX.60/170, tài liệu tham khảo [3]) (3.12). Trong đó: 𝜂1, 𝜂2, 𝜂3,… - hiệu suất của các bậc thay đổi nồng độ. n - số vị trí tính hiệu suất
Trong trường hợp này ta tính:
Với 𝜂D, 𝜂F , 𝜂W - lần lượt là hiệu suất ở đĩa trên cùng, hiệu suất ở đĩa nhập liệu và hiệu suất ở đĩa dưới cùng.
Xác định η F , xét tại mâm nhập liệu ta có:
yF = 0,834 mol/mol (Tra đồ thị cân bằng lỏng hơi của hệ acetone – clobenzen, đồ thị 1.2)
tF = 96,9 o C (Tra đồ thị cân bằng pha hệ aceton – clobenzen, đồ thị 1.1).
Tra bảng I.101/91, tài liệu tham khảo [2] và nội suy giá trị độ nhớt theo nhiệt độ tF 96,9 0 C, ta có:
Độ nhớt Clobenzene 𝜇𝐵 = 0,379 cP. Độ nhớt của hỗn hợp:
Log𝜇hh = xF.log𝜇A – (1-xF).log𝜇B (3.13)
(Công thức I.12/84, tài liệu tham khảo [2])
→ 𝜇hh = 0,289 cP Độ bay hơi tương đối:
(Công thức IX.61/171, tài liệu tham khảo [3])
Tra đồ thị IX.11/171, tài liệu tham khảo [3], được η F = 38,5%.
Để xác định η D, tại mâm đỉnh, ta có các giá trị: xD = 0,96 mol/mol và yD = 0,984 mol/mol Nhiệt độ tD được xác định là 81°C, dựa trên đồ thị cân bằng pha của hệ acetone – clobenzen (đồ thị 1.1) và đồ thị cân bằng lỏng hơi (đồ thị 1.2).
Tra bảng I.101/91, tài liệu tham khảo [2] và nội suy giá trị độ nhớt theo nhiệt độ tD = 81 o C, ta có:
Độ nhớt clob enzene: 𝜇B= 0, 431 cP. Độ nhớt hỗn hợp :
Log𝜇hh = xD.log𝜇A – (1-xD).log𝜇B (công thức I.12/84, tài liệu tham khảo [2])
→ 𝜇hh = 0,204 cP Độ bay hơi tương đối
(Công thức IX.61/171, tài liệu tham khảo [3])
Tra đồ thị hình IX.11/171, tài liệu tham khảo [3] được η D = 58 %.
Để xác định η W, tại mâm đáy với xw = 0,056 mol/mol, ta tham khảo đồ thị cân bằng lỏng hơi của hệ acetone – clobenzen, cho kết quả yw = 0,4 và nhiệt độ tw = 108,034 o C Theo bảng I.101/91 trong tài liệu tham khảo [2], chúng ta tiến hành nội suy để tìm giá trị độ nhớt tương ứng với nhiệt độ tw = 108,034 o C.
Độ nhớt clobenzene 𝜇B= 0,349 cP. Độ nhớt của hỗn hợp:
Log𝜇hh = xw.log𝜇A – (1-xw).log𝜇B (công thức I.12/84, tài liệu tham khảo [2])
→ 𝜇hh = 0,334 Độ bay hơi tương đối:
(Công thức IX.61/171, tài liệu tham khảo [3])
Tra đồ thị hình IX.11/171, tài liệu tham khảo [3] được η W = 35%
Thay 𝜂D, 𝜂F , 𝜂W vàocông thức (2.12), ta được:
Thay 𝜂tb vào (3.11), ta được:
Nt = Nlt/𝜂tb = 5/0,438 = 11,416 mâm ( chọn 12 mâm ).
Nchưng tt = Nchưng lt/ 𝜂tb = 1/0,438 = 2,28 mâm ( chọn 4 mâm )
Ncất tt = Ncất lt/ 𝜂tb = 3/0,438 = 6,849 mâm ( chọn 7 mâm )
Vậy, ta có số mâm thực tế là: 4 mâm chưng, 7 mâm cất, 1 mâm nhập liệu và 1 nồi đun
Vị trí mâm nhập liệu là mâm số 5.
TÍNH THIẾT BỊ CHÍNH
Tính toán thiết kế thân tháp chưng cất
Dt = √ π 3600 4.V tb ω tb =0,0188 √ ( ρ y ρ g tb x ) tb (m ) (4.1).
(Công thức IX.89, IX.90/181, tài liệu tham khảo [3])
Vtb: lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp (m 3 /h)
𝜔tb: tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp (m/s) gtb: lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp (kg/h)
(𝜌y.𝜔y)tb: tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp (kg/m 2 s)
Lượng hơi trung bình trong đoạn chưng và đoạn cất có sự khác biệt, dẫn đến đường kính của hai đoạn này cũng không giống nhau Do lượng hơi và lượng lỏng thay đổi theo chiều cao của tháp và khác nhau ở mỗi đoạn, cần tính toán lượng hơi trung bình riêng cho từng đoạn.
(i) Lượng hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn cất gtb = g d + g l
Công thức IX.91/181, tài liệu tham khảo [3])
Trong đó: gd: lượng hơi đi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp (kg/h) gl: lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn chưng (kg/h)
Khối lượng mol trung bình pha hơi:
Lượng hơi ra khỏi đỉnh tháp: gd = GD.(R+1) = 819,26.(0,628 +1) = 1333,76 (kg/h) (4.3). (Công thức IX.92/181, tài liệu tham khảo [3])
Khối lượng mol trung bình pha hơi:
Ta có hệ phương trình cân bằng vật liệu và cân bằng nhiệt lượng sau: g1 = G1 +D g1.y1 = G1.x1 +D.xD (4.4). g1.r1 = gd.rd
(Công thức IX.93, IX.94, IX.95/182, tài liệu tham khảo [3]).
Trong quá trình cất, lượng lỏng ở đĩa thứ nhất được biểu thị bằng G1 (kmol/h), trong khi ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi vào đĩa thứ nhất là r1 (kcal/kg) Đồng thời, ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi thoát ra ở đỉnh tháp được ký hiệu là rd (kcal/kg).
Với t1 = tF = 96,9 o C, tra bảng I.212/254, tài liệu tham khảo [2] và nội suy giá trị ẩn nhiệt hóa hơi theo nhiệt độ tF = 96,9 o C, ta có:
Ẩn nhiệt hóa hơi của acetone: rA1 = 113,8 kcal/kg = 27647 (kJ/kmol)
Ẩn nhiệt hóa hơi của clobenzene: rB1 = 81 kcal/kg = 38163,45 (kJ.kmol)
Suy ra: rl = rAl.yl + (1-yl).rBl = 38163,45–10516,45yl (4.5).
Với tD = 81 0 C, tra bảng I.212/254, tài liệu tham khảo [2] và nội suy giá trị ẩn nhiệt hóa hơi theo nhiệt độ tD = 81 0 C, ta có:
Ẩn nhiệt hoá hơi của Acetone: rAd = 118,1 kcal/kg = 28691,67 (kJ/kmol)
Ẩn nhiệt hoá hơi của Benzene: rBd = 82,53 kcal/kg = 38884,31 (kJ/kmol)
Suy ra: rd = rAd.yD + (1-yD) rBd (691,67 + (1- 0,984) 38884,31 = 30357,31 (kJ/kmol) Biết: x1 = xF = 0,35 mol/mol.
Khối lượng mol trung bình pha lỏng:
Thay gd, gl vào (3.17) ta được: gtb = g d + g l
(ii) Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn cất:
Tính số tốc độ hơi đi trong tháp và khối lượng riêng hơi trung bình ở đoạn cất theo công thức:
(Công thức IX.1105/184, tài liệu tham khảo [3])
𝜌xtb: khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (kg/m 3 )
𝜌ytb: khối lượng riêng trung bình của pha hơi (kg/m 3 ) h: khoảng cách mâm (m)
𝜑[σ]: hệ số tính đến sức căng bề mặt.
Nồng độ phần mol trung bình: ytb = y 1+ 2 yD = 0,744 + 2 0,984 =0,864 ( mol mol ) (4.9) Nhiệt độ trung bình đoạn cất: ttb = t 1+tD 2 = 96,9 2 +81 ,95 o C (4.10)
Suy ra: 𝜌ytb = [ ytb.58,04+ (1− ytb ).78,11 ] 273,15
Nồng độ phần mol trung bình: xtb = x F + 2 x D = 0,35 +0,96 2 =0,655 ( mol mol ) (4.11)
Tra bảng I.2/9, tài liệu tham khảo [2] với ttb = 88,95 o C ta có:
Xác định φ[σ]: hệ số tính đến sức căng bề mặt.
(Công thức I.76/299, tài liệu tham khảo [2])
Với σA, σB được tra từ bảng I.242/300, tài liệu tham khảo [2] và nội suy tương ứng với ttb = 88,95 o C:
Ta thấy σhh < 20 chọn φ[σ] = 0,8 (điều kiện trang 184, tài liệu tham khảo [3])
Chọn hđ = 0,35 (Bảng IX.4a/169 tài liệu tham khảo [3])
= 0,065.0,8.√0,35.840,88 2,204=1,324 kg m2.s Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình trong tháp khoảng 80 – 90% (trang 186, tài liệu tham khảo [3])
Vậy đường kính đoạn cất là:
Tốc độ hơi trung bình đi trong đoạn cất: wy = ( ρ y ω y )tb ρ ytb =1,059
Lượng hơi trung bình trong tháp chưng được tính bằng công thức g’tb = g1 + 2g’1 (kg/h) theo tài liệu tham khảo [3] Trong đó, g1 đại diện cho lượng hơi thoát ra khỏi đoạn chưng (kg/h) và g’1 là lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg/h).
Xác định g1: g1 = 3642,1 (kg/h) (được tính ở đoạn cất)
Ta có hệ phương trình cân bằng vật liệu và cân bằng nhiệt lượng sau:
Với: tw = 108,034 o C; xw = 0,056 mol/mol; yw=0,4 mol/mol
Theo bảng I.212/254 và tài liệu tham khảo [2], giá trị ẩn nhiệt hóa hơi của acetone tại nhiệt độ 8,034 oC là 110,91 kcal/kg (tương đương 26944,9 kJ/kmol), trong khi ẩn nhiệt hóa hơi của clobenzene là 79,838 kcal/kg (tương đương 37615,96 kJ/kmol).
Suy ra: r’1 = r’A1.yw + (1-yw).r’B1 (4.19) = 26944,9.0,4 + (1-0,4) 37615,963347,536 (kJ/kmol)
Theo bảng I.212/254 và tài liệu tham khảo [2], giá trị ẩn nhiệt hóa hơi của acetone tại nhiệt độ t1 = tF,9 o C là 113,8 kcal/kg (647,00 kJ/mol), trong khi giá trị ẩn nhiệt hóa hơi của clobenzene là 81 kcal/kg (38163,45 kJ/mol).
G’1.x’1 = g’1.yw + W.xw => x’1 = 0,195 mol/mol g’1.r’1 = g1.r1 g’1 = 19,501 kmol/h
(ii) Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn chưng:
Tính số trung bình vận tốc hơi đi trong tháp và khối lượng riêng hơi trung bình ở đoạn chưng theo công thức:
(Công thức IX.106/184, tài liệu tham khảo [3])
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 )
Hđ: khoảng cách mâm (m) (chọn Hđ = 0,35 m) φ[σ]: hệ số tính đến sức căng bề mặt.
Nồng độ phần mol trung bình: y’tb = y 1+ 2 yw = 0,744 2 +0,4 =0,572 ( mol mol )
Nhiệt độ trung bình đoạn chưng: t’tb = tF +tw 2 = 96,9 + 108,034 2 2,467 o C (4.25)
Suy ra: 𝜌’ytb = [ y ' tb.58,04+(1−y ' tb).112,56].273,15
Nồng độ phần mol trung bình x’tb = x F+ 2 x w = 0,35+ 2 0,056 =0,203 ( mol mol )
Tra bảng I.2/9, tài liệu tham khảo [2] với t’tb = 102,467 o C ta có:
Xác định φ[σ]: hệ số tính đến sức căng bề mặt.
(Công thức I.76/299, tài liệu tham khảo [2])
Với σA, σB được tra từ bảng I.242/300, tài liệu tham khảo [2]: σA = 13,479.10 3 N/m = 13,479 dyn/cm σB = 23,804.10 3 N/m = 23,804 dyn/cm
Ta thấy σhh < 20 chọn φ[σ] = 0,8 (điều kiện trang 184, tài liệu tham khảo [3])
Chọn hđ = 0,35 (theo trang 184, tài liệu tham khảo [3])
= 0,065.0,8.√0,35.928,06 3,111=1,523( kg m 2 s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình trong tháp khoảng 80% ÷ 90%
Chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp là 80%
Suy ra: (𝜌y.𝜔y)’tb = 0,8.1,523 = 1,219 ( kg m 2 s) Vậy đường kính đoạn chưng là:
Dt = 0,0188.√ ( ρ y ω y g ' tb )' tb = 0,0188 √ 1751,308 1,219 =0,713 ( m) (4.32) Tốc độ hơi trung bình đi trong đoạn cất: wy = ( ρ y ω y ρ' y )' tb tb
Hai đường kính đoạn cất và đoạn chưng không chênh lệch nhau quá lớn nên ta chọn đường kính trong của toàn tháp chưng cất là Dt = 0,8 (m).
4.1.2 Chiều cao tháp mâm chóp
(công thức IX.54/169, tài liệu tham khảo [3])
Nt: số đĩa thực tế
𝛿 : chiều dày của đĩa, chọn 𝛿 = 0,003 (m)
0,8 ÷ 1 (m) : khoảng cách cho phép ở đỉnh và đáy thiết bị, chọn 0,95 m hđ: khoảng cách giữa các đĩa (m)
Tra bảng IX.4a/169, tài liệu tham khảo [3], chọn hđ = 350 mm
4.1.3 Mâm chóp – trở lực mâm chóp
Theo trang 236, tài liệu tham khảo [3], chọn đường kính ống hơi dh = 50 (mm)
Số chóp phân bố trên đĩa n = 0,1 D
Chọn số chóp phân bố trên đĩa là 29 chóp
D = Dt: đường kính trong của tháp (= 0,8 m)
Chiều cao chóp phía trên ống dẫn hơi: h2 = 0,25 dh = 0,25 0,05= 0,0125 (m) = 12,5 (mm) (4.36)
Chọn h2 = 15 (mm) Đường kính chóp: dch = √ d h 2 +( d h + 2.δ c h ) 2 = 73,59 (mm) (4.37)
(công thức IX.214 /236, tài liệu tham khảo [3])
𝛿𝑐ℎ : chiều dày chóp, chọn 𝛿𝑐ℎ = 2 (mm) (theo trang 236, tài liệu tham khảo [3])
Khoảng cách từ mặt đĩa đến chân chóp:
S = 0 ÷ 25 (mm), chọn S = 15 (mm) (trang 236, tài liệu tham khảo [3])
Lưu lượng hơi trung bình đi trong tháp:
Vy = ρ g tb + g ' tb ytb +ρ ' ytb = 1424,32+1751,308
2 ρ y g ρ x (công thức IX.215 /236, tài liệu tham khảo [3]) (4.39) Trong đó: 𝜉 : hệ số trở lực của đĩa chóp, chọn 𝜉 = 2
Khối lượng riêng trung bình chất lỏng trong tháp: ρ x =¿ ρ xtb +ρ ' xtb
Khối lượng riêng hơi trung bình toàn tháp: ρ y =¿ ρ ytb +ρ ' ytb
(theo trang 236, tài liệu tham khảo [3])
Chọn b = 15 (mm) (Thỏa giới hạn được cho, tài liệu tham khảo [3], trang 236)
Số lượng khe hở của mỗi chóp:
4.15) = 40,14 (khe) (4.43) (công thức IX.216 /236, tài liệu tham khảo [3]) c = 3÷ 4 (mm) (khoảng cách giữa các khe), chọn c = 3 (mm)
=> a = π d c h i −c = π 41 80 −3 = 3,13 (mm) => chọn a = 4 (mm) Độ mở lỗ chóp h s h s = 7,55.( ρ y ρ x −ρ y )
(công thức 5.2 /108, tài liệu tham khảo [1]) (4.45)
Với Hs: là chiều cao hình học lỗ chóp.
𝑆𝑠 = 𝑛.𝑆𝑘ℎ 𝑒 = 𝑛.𝑖.𝑎.𝑏 = 29.41 0,004.0,015 = 0,07134 (m 2 ) (4.46) Thay các giá trị tính được vào (2.61), ta được độ mở lỗ chóp là: h s = 7,55 ( ρ x ρ −ρ y y ) 1 3 H s 2 3 ( V S G s ) 2 3 ,07 ¿ )
*Kiểm tra hiệu quả sử dụng chóp h s
Vậy, chóp hoạt động hiệu quả (theo điều kiện trang 110, tài liệu tham khảo [1])
Chiều cao mực chất lỏng trên khe chóp được xác định trong khoảng 15 đến 40 mm, với giá trị chọn là 20 mm theo tài liệu tham khảo IX.215/236 Chiều cao ống dẫn hơi được chọn là 60 mm, do đó chiều cao chóp sẽ là tổng chiều cao ống dẫn hơi và chiều cao mực chất lỏng, cụ thể là 60 mm trừ đi 15 mm, kết quả là 45 mm.
Bước tối thiểu của chóp trên mâm: t min = d ch + 2 δ ch + l 2 (4.48)
(công thức IX.220/237, tài liệu tham khảo [3]) l2: khoảng cách nhỏ nhất giữa các chóp (mm) l2 = 12,5 + 0,25.dch = 12,5 + 0,25.80 = 32,5 (mm) => chọn l2 = 33 (mm) (4.49)
4.1.3.2 Tính cho ống chảy chuyền
Lượng lỏng trung bình đi trong tháp:
(4.50) z: số ống chảy chuyền, chọn z = 1 ω c : tốc độ chất lỏng trong ống c.hảy chuyền, ω c = 0,1 ÷ 0,2 (m/s)
Chọn ω c = 0,2 (m/s) Đường kính ống chảy chuyền: dc = √ z 3600 4 π ρ G x x ω c = √ 1.3600 4.2878,991 π 884,47 0,2 = 0,076 (m) = 76 (mm)
(công thức IX.217/236, tài liệu tham khảo [3])
Khoảng cách từ mâm đến ống chảy chuyền:
(công thức IX.218/ 237, tài liệu tham khảo [3])
Bề dày của ống chảy chuyền: δ c = 0,002 (m) ( theo IX.221/238, tài liệu tham khảo)
Khoảng cách từ tâm ống chảy chuyền đến tâm chóp gần nhất: t 1 = d c
(công thức IX.221/ 238, tài liệu tham khảo [3]) l l : Khoảng cách nhỏ nhất giữa chóp và ống chảy chuyền chọn l 1 = 75 (mm) => t 1 = 44 2 + 2+ 80 2 + 2+ 75 = 141 (mm) chọn t1 = 145 (mm)
Lưu lượng thể tích trung bình đi trong tháp:
Chiều cao mực chất lỏng bên trên ống chảy chuyền:
(theo trang 237, tài liệu tham khảo [3])
Chiều cao ống chảy chuyền: hc = (h1 +b +S) - 𝛥h = (20 + 15 +15) – 23 = 27 (mm)
Với: h1 = 20 (mm): Chiều cao mực chất lỏng trên khe chóp.
B = 15 (mm): Chiều cao khe chóp.
S = 15 (mm): Khoảng cách từ mặt đĩa đến chân chóp.
𝛥h = 23 (mm): Chiều cao mực chất lỏng bên trên ống chảy chuyền.
Chiều cao mực chất lỏng trên mâm: hm = h1 +S +hsr +b = 20 + 15 + 5 + 15 = 55 (mm) (4.56)
Chọn S = 15mm: khoảng cách từ mặt đĩa đến chân chóp (trang 236, tài liệu tham khảo [3])
Chọn hsr = 5 mm: khoảng cách từ mép dưới của chóp đến mép dưới của khe chóp Tiết diện ống hơi:
4 = 0,00196 (m 2 ) Tiết diện hình vành khăn:
Với: dh,n = (dh + 2 δ c) = 0,054 (m): là đường kính ngoài ống hơi.
Tổng diện tích các khe chóp:
S3 = Skhe = S3 = i.a.b = 42.0,003.0,015 = 0,00189 (m 2 ) (4.58) Tiết diện lỗ mở trên ống hơi:
Tiết diện cắt ngang của tháp: F = 𝜋 D t
Cứ 1 m 2 chọn 10 cm 2 lỗ tháo lỏng
Do đó tổng diện tích lỗ tháo lỏng trên một mâm là: S lỗ tháo lỏng =0,503.10 1 =5,03 (cm 2 ) Chọn đường kính lỗ tháo lỏng là 10mm = 1cm
Nên lỗ tháo lỏng cần thiết trên một mâm là:
Chọn lỗ tháo lỏng là 8 lỗ
Hình 3-5: Hình minh họa phần mâm hiệu dụng 4.1.3.3 Độ giảm áp
Gradient chiều cao mực chất lỏng trên mâm
(Công thức 5.5/111, tài liệu tham hảo [1[)
Diện tích của phần mâm dành bố trí ống chảy chuyền:
2.0,6 2 ( π 2 −sin ( π 2 ) ) =0,1027 (m 2 ) (4.60) Khoảng cách giữa hai gờ chảy tràn:
Diện tích giữa hai gờ chảy tràn:
A = F - 2Sđ = 0,503 – 2.0,0457 = 0,4116 (m 2 ) (4.62)Chiều rộng trung bình mâm:
Hệ số điều chỉnh tốc độ pha khí Cg phụ thuộc hai giá trị: x = 1,34 V B x m
Tra đồ thị hình 5.10/111, tài liệu tham khảo [1] được Cg = 0,556
Giá trị 4.𝛥’ tra từ hình 5.14a/112, tài liệu tham khảo [1] với: x = 4,857 (m 2 /h) và hsc = h2 = 12 (mm) và hm = 55 (mm)
(h2: chiều cao chóp phía trên ống dẫn hơi)
Ta được: 4.𝛥’ = 6 mm/mỗi hàng chóp => 𝛥’ = 1,25 mm
Số hàng chóp chọn nh = 5
Thay các số liệu đã tính ở trên vào (2.75), ta được:
Chiều cao gờ chảy tràn h w : hm = hw + how +0,5𝛥 (4.67)
(Công thức/111, tài liệu tham khảo [1])
Trong đó: hm= 55 mm : chiều cao mực chất lỏng trên mâm how: chiều cao lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn how = 2,84.E.( V L x ) 2 3 (mm chất lỏng ) (4.68)
Vx = 3,534 (m3/h): lưu lượng chất lỏng
L = 0,5657 (m) : chiều dài gờ chảy tràn
E: là hệ số hiệu chình cho gờ chảy tràn được xác định theo hình 5.9/110, tài liệu tham khảo [1] Với X = 0,226 V x
0,5657 2,5 = 3,318 => E = 1 (4.69) Suy ra: how = 9,63 (mm) => chọn how = 10 (mm)
Suy ra: hw = hm – how – 0,5.𝛥 = 50 – 10 – 0,5.3,281 = 43,36 (mm)
Khi chọn chiều dày gờ chảy tràn là 𝛿w = 3 mm, độ giảm áp do ma sát và biến đổi vận tốc pha khí thổi qua chóp khi không có chất lỏng được tính bằng công thức hfv = 274.K.ρρy x - ρy.(VSrg)².
(Công thức 5.8/115, tài liệu tham khảo [1])
Theo hình 5.16/115, tài liệu tham khảo [1] ta được: K = 0,46
Sr = n.Srj = 29.0,00196 = 0,05684 (m 2 ) (4.72) Thay các số liệu đã tính vào (4.70), ta được: hfv = 274 K ρ ρ y x −ρ y ( V S r g ) 2 '4.0,46 884,47 2,423 −2,423 ( 0,05684 0,182 ) 2 =3,550 ( mm )
Chiều cao thủy tĩnh của lớp chất lỏng trên lỗ chóp đến gờ chảy tràn h ss được tính bằng công thức hss = hw – (hsc + hsr + Hs) = 50 – (15 + 5 + 20) = 10 mm Độ giảm áp của pha khí đi qua một mâm được xác định theo công thức ht = hfv + hs + hss + how + 0,5.Δ, với kết quả là ht = 3,550 + 12,960 + 10 + 10 + 0,5.3,475 = 38,248 mm.
(Công thức 5,7/114, tài liệu tham khảo [1]).
Chiều cao lớp chất lỏng không bọt trên ống chảy chuyền: hđ = hw + how + 𝛥 +h’đ + ht (4.75)
(Công thức 5.9/115, tài liệu tham khảo [1])
Tổn thất thủy lực: do dòng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm h’đ h’đ = 0,128 ( 100 V x S đ ) 2 =0,128 ( 100.0,0457 3,255 ) 2 =0,0649, mm chất lỏng (4.76)
(Công thức 5.10/115, tài liệu tham khảo [1])
Ta tính được hđ = 50 + 10 + 3,475 + 0,0649 + 38,248 = 101,788 (mm) Để đảm bảo điều kiện tháp không bị ngập lụt khi hoạt động:
Theo công thức trang 115, tài liệu tham khảo [1] Ta có: hđ = 101,788 mm < 0,5.h = 0,5.350 = 175 mm => thỏa mãn điều.
Vậy khi tháp hoạt động không xảy ra hiện tượng ngập lụt. Độ giảm áp tổng cộng của pha hơi qua tháp:
Ht = Nt.ht = 12.38,248.10 -3 = 0,459 (m chất lỏng) (4.77)
Vậy tổng trở lực toàn tháp là:
Tính bề dày thân tháp
Tháp chưng cất được thiết kế với thân hình trụ bằng phương pháp hàn hồ quang, hoạt động ở áp suất thường và được ghép từ nhiều đoạn bằng mối ghép bích Để đảm bảo chất lượng sản phẩm và khả năng chống ăn mòn của Acetone và Benzen, vật liệu chế tạo thân tháp được chọn là thép không gỉ mã X18H10T Điều kiện làm việc của tháp được xác định với áp suất tính toán tại đáy tháp trong môi trường lỏng - khí.
P = PL + ∆P (4.79) Áp suất thủy tĩnh của cột chất lỏng: PL = 𝜌x g H (4.80)
H = 5 (m) (Có kể đến cột chất lỏng ở đáy, nắp ).
Tổng trở lực toàn tháp: ∆P = 3982,374 (N/m 2 ). Áp suất tính toán là :
Nhiệt độ tính toán: t = tmax + 25 0 C = 108,034 0 C + 25 0 C = 133,034 0 C (4.81)
Xác định bề dày thân tháp chịu áp suất trong:
Tra hình 1-1 (hình 1-1/15, tài liệu tham khảo [4]), ứng suất cho phép tiêu chuẩn của thép không gỉ mã X18H10T ở 133,034 o C: [σ]* = 140 (N/mm 2 ).
Tra bảng 1-8/19, tài liệu tham khảo [4] ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hàn hồ quang điện bằng tay, hệ số bền mối hàn: 𝜑ℎ = 0,9
Xác định ứng suất cho phép [σ] của vật liệu được tính theo công thức:
0.10 6 N/m 2 (Chọn hệ số hiệu chỉnh η=1).
Từ Dt = 0,8 (m) , ta tra bảng 5.1, trang 94, tài liệu tham khảo [4] => Smin= 4 (mm)
47321,404 = 2662,643 > 25 (4.83) Với φ h = 0,9: hệ số bền mối hàn (hình 1-3b, trang 18, tài liệu tham khảo [4])
Nên, bề dày tối thiểu của thân được tính theo công thức:
2.140.10 6 0,9 = 1,502.10 -4 (m) = 0,1502 (mm) (4.84) (Công thức 5-1/95, tài liệu tham khảo [4])
Bề dày thực tế của thân tháp:
S = S’ + C (công thức 5-9/96, tài liệu tham khảo [4]) (4.85)
Trong đó: C = Ca + Cb + Cc +Co (công thức 1-10, trang 20, tài liệu tham khảo [4]). (4.86)
Chọn thiết bị làm việc trong 10 năm và tốc độ ăn mòn của thép ≤ 0.1 mm/năm nên hệ số bổ sung do ăn mòn : Ca = 10.0,1 = 1,0 (mm)
Hệ số bổ sung do bào mòn cơ học của môi trường Cb = 0
Hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, lắp ráp Cc=0
Hệ số quy tròn kích thước bằng C0 = 5%.S’ = 0,029 (mm) (4.87)
Khi đó: S = S’ +C = 0,1502 + 2,00751 = 2,15771 (mm) < Smin => Chọn bề dày thực tế của thân tháp S = Smin = 4 (mm)
Kiểm tra bề dày của đáy và nắp
Theo điều kiện (6-10) trang 126, tài liệu tham khảo [4]:
Kiểm tra bề dày của thân :
Theo công thức 5-11/ 97, tài liệu tham khảo [4]):
Vậy: Bề dày thực của thân tháp chưng cất S = 4 (mm).
Đáy và nắp thiết bị
Đáy và nắp của thiết bị là những bộ phận quan trọng, thường được chế tạo từ cùng loại vật liệu với thân thiết bị, cụ thể là thép không gỉ X18H10T Việc lựa chọn đáy nắp hình elip có gờ chịu áp suất trong là cần thiết, và bề dày của đáy và nắp nên được giữ giống nhau để đảm bảo tính đồng nhất và độ bền cho thiết bị.
Các thông số đáy và nắp: Đáy- nắp elip tiêu chuẩn (dữ kiện trang 126, tài liệu tham khảo [4] có: h t
Tra bảng XIII.12/385, tài liệu tham khảo [3], chọn chiều cao gờ h = 25 (mm)
Chiều cao đáy và nắp: hđ = hn = ht + h = 200 + 25 = 225 mm (4.90)
Bán kính cong bên trong đáy - nắp tháp: Rt = Dt = 800 (mm) tra bảng XIII.10/382, tài liệu tham khảo [3], ta có diện tích bề mặt trong: F = 0,76 (m 2 )
Chiều dày của thân, đáy và nắp elip của thiết bị chịu áp suất được tính theo cùng một công thức Do đó, nên lựa chọn bề dày của đáy và nắp bằng với bề dày của thân thiết bị để đảm bảo tính đồng nhất và an toàn.
Vậy: Bề dày đáy và nắp thiết bị là 4 mm
Chiều cao đáy, nắp là 225 mm.
Hình 4-6: Mô tả thiết kế đáy và nắp elip có gờ
Bích
4.4.1 Bích và đệm ghép thân đáy và nắp
Mặt bích là bộ phận thiết yếu để kết nối các phần của thiết bị và các bộ phận khác Để chọn bích, cần sử dụng thép CT3 cho thân, đáy và nắp, với cấu tạo bích liền kiểu I theo hình trang 417, tài liệu tham khảo [3] Đối với đường kính 800 mm và áp suất tính toán P = 47321,404 N/mm², các thông số của bích được chọn theo bảng XIII.27/421, tài liệu tham khảo [3].
Bảng 4-2: Thông số kích thước bích ghép thân với đáy và nắp
Bích Bu lông ghép bích
Dt Dn D Db Dl H db Z mm mm cái
Dt : Đường kính bên trong của thiết bị (mm)
Dn: Đường kính bên ngoài của thiết bị(mm)
Db : Đường kính tâm bu lông(mm)
D1: Đường kính mép vát(mm)
D: Đường kính bích (mm) h : Chiều cao bích(mm) db : Đường kính bu lông(mm)
Theo bảng XIII-31_Tương ứng với bảng XIII-27/433, tài liệu tham khảo [3], ta có kích thước bề măt đệm bít kín như sau :
Do: Dt < 1000 (mm) nên D3 = D2 +1 = 848 (mm) và D5 = D4 –1 = 826 (mm).
4.4.2 Đường kính các ống dẫn Ống dẫn thường được nối với thiết bị bằng mối ghép tháo được hoặc không tháo được.Trong thiết bị này, ta sử dụng mối ghép tháo được Ống dẫn được làm bằng thépX18H10T Bích được làm bằng thép CT3 , cấu tạo của bích là bích liền không cổ.
4.4.2.1 Ống dẫn hơi vào thiết bị ngưng tụ
Lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp: gd = GD.(R+1) = 819,26.(0,628 +1) = 1333,76 (kg/h) = 22,64 (kmol/h) (4.91)
Khối lượng riêng của pha hơi ở đỉnh tháp được tính theo công thức (xác định ở tD 81 o C và yD = 0,984 (mol/mol ):
Chọn vận tốc hơi đi qua ống theo bảng 2.2, trang 370, với áp suất hơi bão hòa đi trong ống p = 0,0473214 N/mm 2 = 0,467 atm, tài liệu tham khảo [2] ta có:
Chọn Dy = 80 ( mm ) Theo bảng XIII-32/434, tài liệu tham khảo [3], chọn chiều dài đoạn ống nối l = 110 (mm).
4.4.2.2 Đường kính ống dẫn dòng nhập liệu
Nhiệt độ của chất lỏng nhập liệu là tF = 96,9 0 C Tại nhiệt độ này tra bảng I.2/9, tài liệu tham khảo [2] ta có:
Khối lượng riêng của Acetone: 𝜌𝐴 = 696,97 kg/m 3
Khối lượng riêng của clobenzene: 𝜌𝐵 = 1024,07 kg/m 3
Chọn loại ống cắm sâu vào thiết bị
Chọn vận tốc chất lỏng trong ống đẩy của bơm theo bảng 2.2/370, tài liệu tham khảo
[2] ta có: 𝑣𝐹 = 1,5 𝑚/𝑠. Đường kính trong của ống nối:
Theo bảng XIII-32/434, tài liệu tham khảo [3], chọn chiều dài đoạn ống nối l = 100 (mm).
4.4.2.3 Đường kính ống dẫn dòng sản phẩm đáy
Nhiệt độ sản phẩm đáy là tw = 108,034 o C Tại nhiệt độ này tra bảng I.2/9, tài liệu tham khảo [2] ta có:
Khối lượng riêng của Acetone: 𝜌 𝐴 = 681,61 kg/m 3
Khối lượng riêng của enzene: 𝜌𝐵= 1010,475 kg/m 3
56,04.xw+112,56(1−xw)=0,02967(kg/kg); xw = 0,056 mol/mol) (4.97)Chọn loại ống cắm sâu vào thiết bị.
Chọn vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống nối theo bảng II.2/370, tài liệu tham khảo [2] ta có: vw = 0,5 m/s Đường kính trong của ống nối:
Chọn Dy = 50 (mm) Theo bảng XIII-32/434, tài liệu tham khảo [3], chọn chiều dài đoạn ống nối l = 100 (mm)
4.4.2.4 Đường kính ống dẫn hơi từ nồi đun qua tháp
Lưu lượng hơi đi vào đáy tháp g’1 = 19,501.101,93 = 1987,735 (kg/h)
Nhiệt độ của sản phẩm đáy là tw = 108,034 o C
Tại nhiệt độ này yw = 0,028 mol/mol, khối lượng riêng pha hơi tại đáy tháp: ρ hw [ y D 58,04 ( 1− y D ) 112,56 ] 273,15
22,4.(108,034+273,15) ¿ = 2,680 (kg/m 3 ) (4.99) Chọn vận tốc hơi vào mâm nhập liệu theo bảng II.2/370, tài liệu tham khảo [2]:
Ta có v HW =¿60 m/s Đường kính trong của ống nối:
Chọn Dy = 80 Theo bảng XIII-32/434, tài liệu tham khảo [3], chọn chiều dài đoạn ống nối l = 110 (mm).
Suất lượng hoàn lưu: L = D MtbD R = 13,907.60,2208.0,638 = 525,944 kg/h (4.101)Nhiệt độ của sản phẩm đỉnh là tD= 81 o C
Tại nhiệt độ này tra bảng I.2/9, tài liệu tham khảo [2] ta có:
Khối lượng riêng của Acetone: 𝜌𝐴= 717,677 kg/m 3
Khối lượng riêng của Benzene: 𝜌𝐵= 1039,99 kg/m 3
58,04.x D +112,56.(1− x D )=¿ 0,0519 mol/mol; xD = 0,096 mol/mol).
Khi chọn loại ống cắm sâu vào thiết bị, cần xác định vận tốc dòng hoàn lưu vào tháp theo bảng II.2/370, tài liệu tham khảo [2], với giá trị vL = 0,5 m/s Đường kính trong của ống nối cũng cần được tính toán chính xác để đảm bảo hiệu suất hoạt động.
Dy = √ 3600 4 π ρ L L v L = √ 3600.1016,3 0,54 ⋅ 525,944 ⋅π= 0,01913 (m) = 19,13 (mm) (4.102) Chọn Dy = 20 (mm)
Theo bảng XIII – 32/434, tài liệu tham khảo [3], chọn chiều dài đoạn nối l = 80 (mm).
4.4.3 Bích để nối các ống dẫn
Mặt bích là bộ phận thiết yếu dùng để kết nối các phần của thiết bị và các bộ phận khác Để ghép nối các ống dẫn với thiết bị, chọn bích làm từ thép CT3, cụ thể là bích liền kiểu I theo hình trang 409 trong tài liệu tham khảo [3] Dựa vào các Dy được liệt kê trong bảng dưới đây và áp suất tính toán P = 0,1255248 N/mm², ta chọn bích với các thông số phù hợp theo bảng XIII.26, tài liệu tham khảo [3].
Hình 4-8: Hình minh họa bích nối các ống dẫn
Bảng 4-3: Thông số kích thước bích nối các ống dẫn
Tương ứng với mỗi kích thước bích ta có kích thước bề mặt đệm bít kín (theo bảng XIII.30/432, tài liệu tham khảo [3]:
Bảng 4-4: Thông số kích thước đệm bít kín bích nối ống dẫn
Tai treo, chân đỡ
4.5.1 Tính sơ bộ khối lượng của toàn tháp
Khối lượng đáy và nắp
Giả sử đường ống dẫn vào nắp và đáy gần như nhau nên khối lượng nắp bằng khối lượng đáy Với nắp, đáy elip làm từ thép X18H10T có 𝜌𝑋18𝐻10𝑇 = 7900 (kg/m 3 ),
Dt = 800 (mm), chiều dày S = 4 (mm), mnắp = mđáy = F.S.𝜌 = = π 0,4 2 0,003.7900 = 11,913 (𝑘𝑔) (4.103)
Khối lượng mâm: Đường kính trong của tháp Dt = 800 (m)
Bề dày mâm 𝛿m = 3 (m) Đường kính ống hơi dh = 50 (m)
Số ống chảy chuyền trên mỗi mâm z = 1
Số mâm thực tế Nt = 12 mâm
Khối lượng riêng thép X18H10T có 𝜌 = 7900 kg/m 3
Tiết diện cắt ngang của tháp F = πD t 2
Diện tích ống chảy chuyền S d =π d c 2
Khối lượng chóp trên mâm của toàn tháp: mchóp = N t n ( π d c h h c h + π D 4 h 2 −i b a ) δ m ρ ¿12.29 ( π 0,08.0,027+π 0,05 2
M ống hơi = π d h h hơ i δ hơ i n N t ρ (4.106) ¿π.0,05 0,04 0,003 29 12.7900Q,8(kg)
Khối lượng gờ chảy tràn: mct = L w h w δ w ρ N t =0,5657.0,05.0,003 7900 12=7,37(kg) (4.107)
Khối lượng ống chảy truyền: m ống =( H mâm −S 1 ) N t π d c δ c ρ (4.108) ¿(0,35−0,02).12 π.0,080 0,002.7900,7(kg)
Khối lượng bích nối thân: Đường kính bên ngoài của tháp Dn = 0,811 (m) Đường kính mặt bích của thân D = 930 (mm) = 0,930 (m)
Chia thân làm 2 đoạn nên số mặt bích là 6 (cái), 𝜌 CT3 = 7850 (kg/m 3 ) m bích ghép thân =D 2 −D n 2
Khối lượng bích nối các ống dẫn: mbích nối các ống dẫn π
Khối lượng dung dịch trung bình trong tháp (tính trong 1 giờ hoạt động liên tục của tháp): m dd =( G 1+G 1 ' ) =(538,907 + 4931,883 )T70,79 (4.109)
Vậy, tổng khối lượng toàn tháp là: m tháp =m nắp +m đáy +m mâm +m chóp +m thân +m ống hơi +m ct +m ống +m bích ghépthân +m bíchnối ốngdẫn +m dd ¿11,913+11,913+127+56,573+297,8+51,8+15,7+7,37+48,79+6,343+5470,790a05,99(kg)
Lấy khối lượng toàn tháp là 6110 (kg)
Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên bốn chân.
Chọn vật liêu làm chân đỡ là thép CT3.
Tải trọng cho phép trên một chân đỡ:
4 965,14(N) (4.110) Để đảm bảo cho thiết bị ta chọn Gc = 2,5.10 4 (N)
Tra bảng XIII.35/437, tài liệu tham khảo [3], dùng phương pháp nội suy, ta tính được các thông số của chân đỡ.
Hình 4-9: Hình minh họa chân đỡ tháp chưng cất Bảng 4-5: Thông số kích thước chân đỡ
Tải trọng cho phép trên bề mặt đỡ: q = 0,5 (N/mm 2 )
Tính khối lượng gần đúng của một chân đỡ:
Thể tích một chân đỡ
Khối lượng một chân đỡ: m 1 chân đỡ =V 1 chân đỡ ρ CT 3 =2,82.10 − 3 7850",137(kg) (4.112)
Tai treo tháp được lắp đặt trên thân tháp và dựa vào giàn đỡ nhằm đảm bảo sự ổn định trong quá trình hoạt động Đối với việc lựa chọn tai treo, sử dụng 4 tai treo làm từ vật liệu thép CT3 Theo bảng XIII.36/438 trong tài liệu tham khảo [3], cần chọn tai treo với các thông số phù hợp.
Bảng 4-6: Thông số kích thước tai treo
F.10 4 q.10 6 L B B1 h s l a d m m 2 N/m 2 mm mm mm mm mm mm mm mm kg
Hình 4-10: Hình minh họa tai treo thiết bị chưng cất
Tính lớp cách nhiệt
Trong quá trình hoạt động, tháp tiếp xúc với không khí, dẫn đến tổn thất nhiệt ra môi trường ngày càng lớn Để duy trì hoạt động ổn định và đảm bảo các thông số thiết kế, cần tăng lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun, điều này sẽ làm tăng chi phí Để ngăn tháp bị nguội mà không làm tăng chi phí hơi đốt, việc thiết kế lớp cách nhiệt bao quanh thân tháp là giải pháp hiệu quả.
Chọn vật liệu cách nhiệt cho thân tháp là bông thủy tinh có bè dày là 𝛿b.
Hệ số dẫn nhiệt của bông thủy tinh là:
𝜆b = 0,053 (W/m.K) (bảng 28/416, tài liệu tham khảo [5]).
Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh:
Nhiệt tải mất mất riêng: qm = Q f m tb
Trong đó: tv1: nhiệt độ của lớp các nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp. tv2: nhiệt độ lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí.
Hiệu số nhiệt độ giữa hai bề mặt của lớp cách nhiệt được tính bằng công thức 𝛥tv = 𝛥tmax = tđáy - tkk, với giá trị cụ thể là 73,034 o C Diện tích bề mặt trung bình của tháp, bao gồm cả lớp cách nhiệt, được xác định bằng công thức f tb = π D tb H, trong đó D t và D n là các thông số liên quan.
TÍNH TOÁN THIẾT BỊ PHỤ
Cân bằng nhiệt lượng
5.1.1 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ
Qnt : nhiệt lượng ngưng tụ do sản phẩm đỉnh ngưng tụ thành lỏng, kJ/h
Giả sử hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ hoàn toàn thành lỏng
Xác định rD (ẩn nhiệt hóa hơi của sản phẩm đỉnh ):
).112,56=0,925 (kg/kg) Tại nhiệt độ tD = 81 o C, tra bảng I.212 /254, tài liệu tham khảo [2] ta có:
MD = xD.MA + (1-xD).MB = = 0,96.58,04 + (1 – 0,96).112,56 = 60,221 (kg/kmol) (5.4) Thay số liệu tính toán từ (4.2), (4.3), (4.4) vào phương trình (4.1), ta được:
5.1.2 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu đến nhiệt độ sôi
Tại xF = 0,35 mol/mol ta có tF = 96,9 o C. x´ F = x x F M A
Nhiệt độ ban đầu của dòng nhập liệu đã chọn là t’F = 30 ℃.
Ta có nhiệt độ trung bình t tb = t F +t F
Tại nhiệt độ trung bình: 𝑡𝑡𝑏 = 63,45 , tra bảng I.153/171, tài liệu tham khảo [2], ta có℃. nhiệt dung riêng nhập liệu của từng cấu tử:
Thay các số đã tính ở (4.6), (4.7) vào phương trình (4.5), ta được:
5.1.3 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đáy
Tại xW = 0,056 mol/mol ta có tW = 108,034 ℃. x´ W = x x W M A
Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt đã chọn là: t’W = 40 o C
Ta có nhiệt độ trung bình 𝑡𝑡𝑏 = t W +t W
2 = 108,034 2 +40 = 74,017 o CTại nhiệt độ trung bình: 𝑡 𝑡𝑏 = 74,017℃., tra bảng I.153/171, tài liệu tham khảo [2], ta có nhiệt dung riêng nhập liệu của từng cấu tử:
Khối lượng mol trung bình dòng sản phẩm đáy:
Mw = xw.MA + (1 – xw).MB = 0,01.58,04 + (1-0,01).78,11 = 77,9 (kg/kmol) (5.11) Thay các số đã tính được từ (4.9), (4.10), (4.11) vào (4.8), ta được:
5.1.4 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Tại xD = 0,96 mol/mol ta có tD = 81 ℃. x´ D = x x D M A
Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi trao đổi nhiệt đã chọn là: t’D = 40 o C
Ta có nhiệt độ trung bình 𝑡𝑡𝑏 = t D +t D
Tại nhiệt độ trung bình: 𝑡 𝑡𝑏 = 60,5 , tra bảng I.153/172, tài liệu tham khảo [2], ta có℃. nhiệt dung riêng nhập liệu của từng cấu tử:
Khối lượng mol trung bình dòng sản phẩm đỉnh:
MD = xD.MA + (1 – xD).MB = 0,96.58,04 + (1 – 0,96).112,56 = 60,221 (kg/kmol) (5.15)
Thay các số đã tính ở (4.13), (4.14), (4.15) vào (4.12), ta được:
5.1.5 Nhiệt lượng cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp
Nhiệt lượng cân bằng cho toàn tháp chưng cất:
Trong đó: Qm: là lượng nhiệt tổn thất Ta chọn Qm khoảng 5% nhiệt lượng cần cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp.
Suy ra (4.16) trở thành: Q F +Q đ =Q W +Q D +Q nt +5 %.Q đ
Vậy, nhiệt lượng cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp là 181,598 (kW).
Thiết bị nhiệt
5.2.1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh
Chọn thiết bị ngưng tụ là bình ngưng ống chùm, đặt nằm ngang
Bình ngưng ống chùm nằm ngang là thiết bị ngưng tụ được sử dụng phổ biến cho các hệ thống máy và thiết bị lạnh hiện nay. Ưu điểm:
+ Hiệu quả giải nhiệt cao, mật độ dòng nhiệt khá lớn, hiệu quả trao đổi nhiệt khá ổn định, ít phụ thuộc vào nhiệt độ môi trường.
Thay đổi tốc độ dòng nước trong bình một cách dễ dàng giúp tối ưu hóa hiệu quả trao đổi nhiệt Việc tăng số lần tuần hoàn nước sẽ cải thiện đáng kể khả năng trao đổi nhiệt, mang lại hiệu suất tốt hơn cho hệ thống.
Sản phẩm có thiết kế chắc chắn và gọn gàng, rất thuận tiện cho việc lắp đặt trong không gian sống Với mức tiêu thụ kim loại thấp, sản phẩm không chỉ tiết kiệm chi phí mà còn mang lại hình dạng đẹp mắt, phù hợp với phong cách thẩm mỹ công nghiệp hiện đại.
+ Dễ chế tạo, lắp đặt, về sinh, bảo dưỡng và vận hành.
Bề mặt trao đổi nhiệt có độ bền cao và ít hư hỏng do luôn được ngâm trong nước, hạn chế tiếp xúc với không khí Nhờ đó, tốc độ ăn mòn diễn ra chậm hơn, giúp tăng tuổi thọ của thiết bị.
Tuy nhiên, bình ngưng ống chùm nằm ngang vẫn chứa một số nhược điểm như:
Khi sử dụng bình ngưng, cần thiết phải trang bị hệ thống nước giải nhiệt bao gồm tháp giải nhiệt, bơm, hệ thống ống dẫn nước và các thiết bị phụ trợ khác, điều này sẽ làm tăng chi phí đầu tư và vận hành.
Quá trình bám bẩn trên đường ống diễn ra nhanh chóng, đặc biệt khi nguồn nước có chất lượng kém Do đó, việc vệ sinh định kỳ bằng hóa chất hoặc phương pháp cơ khí là rất cần thiết để duy trì hiệu suất và chất lượng nước.
(ii) Các số liệu ban đầu:
Chọn nước làm chất làm mát với nhiệt độ vào t1 = 30 oC và nhiệt độ ra t2 = 45 oC Nhiệt độ nước sau khi trao đổi nhiệt cần phải nhỏ hơn 50 oC để hạn chế kết tủa muối vô cơ, ngăn ngừa quá trình bám cặn bẩn và giảm thiểu nhiệt trở của bình.
Suy ra, nhiệt độ trung bình của nước ttbN: t tbN =t 1 +t 2
Tại 37,5 o C, tra cứu các thông số của nước ở tài liệu tham khảo [2], ta có:
Khối lượng riêng 𝜌n = 992,75 (kg/m 3 ) (bảng I.2/9). Độ nhớt μn = 0,000692 (N.s/m 2 )(bảng I.101/92).
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆n = 0,6364 (W/m.K) (bảng I.130/135).
Nhiệt dung riêng cpn = 4,175 (kJ/kg.K) (bảng I.153/172).
Dòng hơi ngưng tụ có nhiệt độ sản phẩm đỉnh tD = 81 o C và tk = 81 o C khi ngưng tụ Ống trao đổi nhiệt được chế tạo từ thép X18H10T với đường kính ngoài dng = 20 mm (0,02 m) và đường kính trong dtr = 16 mm (0,016 m).
5.2.1.1 Suất lượng nước làm lạnh cần dùng
3600.4,175.(45−30)=2,921(kg/s) (5.17) (Công thức 5.307, trang 169, tài liệu tham khảo [6])
Qnt = 658597,535 (kJ/h): là nhiệt lượng bình ngưng
Cpn = 4,175 (kJ/kg.K): là nhiệt dung riêng của nước tại 37,5 o C.
𝛥t = 15 (K): là độ chênh lệch nhiệt độ giữa nước ra và vào bình ngưng.
5.2.1.2 Hiệu số nhiệt độ trung bình logarit
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên:
(Công thức V.5, trang 3, tài liệu tham khảo [3])
Trong đó: α N : hệ số cấp nhiệt của dòng nước lạnh (W/m 2 K) α nt : hệ số cấp nhiệt của dòng hơi ngưng tụ (W/m 2 K)
∑rt: nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn
Xác định hệ số cấp nhiệt của nước đi trong ống ( α N ):
Chọn vận tốc nước đi trong ống: vN = 0,4 (m/s) (bảng II.2/370, tài liệu tham khảo [2]).
Nước lành lạnh đi trong ống với nhiệt độ vào t1 = 30 o C và nhiệt độ ra t2 = 45 o C Ta có: ttbN = (28 + 45)/2 = 37,5 o C
Tại 37,5 o C, tra cứu các thông số của nước ở tài liệu tham khảo [2], ta có:
Khối lượng riêng 𝜌n = 992,75 (kg/m 3 ) (bảng I.2/9). Độ nhớt μn = 0,000692 (N.s/m 2 )(bảng I.101/92).
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆n = 0,6364 (W/m.K) (bảng I.130/135).
Nhiệt dung riêng cpn = 4,175 (kJ/kg.K) (bảng I.153/172).
Dòng hơi đi vào ống với nhiệt độ tD = 81 o C.
Số ống trong một đường nước: n= G N 4 ρ N π d tr 2 V N = 2,921.4
Vận tốc thực tế của nước trong ống
992,75.37 π 0,016 2 =0,4(m/s) Chuẩn số Reynolds (đặc trưng cho chế độ chuyển động cưỡng bức của chất tải nhiệt):
(Công thức V.36, trang 13, tài liệu tham khảo [3]).
Ta thấy 2300< ReN< 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy quá độ.
Chuẩn số Nu (đặc trưng cho cường độ trao đổi nhiệt giữa chất tải nhiệt và thành thiết bị) :
(Công thức V.44a, trang 16, tài liệu tham khảo [3])
𝜀1: hệ số tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt theo tỉ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi Re > 10000, tương ứng với 𝜀1 = 1, ko = 30,71
PrN: chuẩn số Prandlt của nước ở 37,5 o C nên PrN = 5,0
(hình V.12/12,tài liệu tham khảo [3]).
PrW: chuẩn số Prandlt của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách.
Vậy NuN = k o ε 1 Pr 0,43 N ( Pr Pr N w ) 0,25 = 91,74 Pr 0,25 w
Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: α N =Nu N λ N d tr =(91,74.0,6364
(Công thức 2.112, trang 180, tài liệu tham khảo [7])
Nhiệt tải phía nước làm lạnh: qN = α N ( t W 2−t tbN )= 3648,96
Pr 0,25 w ( t W 2−37,5) (5.23) Với tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống) ( o C).
Nhiệt trở trung bình lớp cặn trong ống: qt = t w 1 ∑r −t w 2 t
Trong đó: tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi ngưng tụ ( o C)
Tổng nhiệt trở qua thành và lớp cặn :
Hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T: 𝜆𝑡 = 16,3 (W/m.độ) rc = 4000 1 (m 2 W K ) (Bảng 31, trang 419, tài liệu tham khảo [5])
Thay các số liệu cần thiết đã tra được vào (4.25), ta được:
Thay số vào (4.24), ta biểu diễn được lượng nhiệt trở trung bình do thành ống và lớp cặn gây ra: qt = t w 1 −t w 2
Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ ngoài ống Điều kiện: Ngưng tụ hơi bão hòa
Hơi ngưng tụ ở mặt ngoài ống
Đối với ống nằm ngang đơn chiếc, hệ số cấp nhiệt ngưng tụ được tính bằng công thức α nt = 0,725.√ 4 μ nt r ( nt t D λ −t nt 3 W ρ 1 nt 2 ) d ng = ( 81−t A W 1 ) 0,25 Trong đó, A được xác định là A = 0,725 4 √ r nt μ λ nt d nt 3 ρ ng nt 2 Ẩn nhiệt ngưng tụ có giá trị rnt = rD = 115,4 (kcal/kg) tương đương 483,0 (kJ/kg).
Ẩn nhiệt hóa hơi và ẩn nhiệt ngưng tụ tại một nhiệt độ xác định là lượng nhiệt cần thiết để chuyển đổi cấu tử từ trạng thái lỏng sang hơi hoặc ngược lại mà không làm thay đổi nhiệt độ Quá trình này diễn ra ở điều kiện đẳng nhiệt.
Tra các thông số của hỗn hợp sản phẩm đỉnh tại 81 o C, tài liệu tham khảo [2]:
𝜌nt = 701,68 (kg/m 3 ) (bảng I.2/9) μnt =0,19.10 -3 (N.s/m 2 ) (bảng I.101/92) dng = 0,02 (m)
Thay các số liệu vào (4.27), ta được:
A = 0,725.√ 4 r nt μ λ nt d nt 3 ρ ng nt 2 = 0,725 √ 4 483,0.10 0,19.10 3 0,1708 −3 0,02 3 717,68 2 B49,8
Nhiệt tải ngoài thành ống: q nt =α nt (81−t W 1) (5.29)
Thay giá trị hệ số cấp nhiệt ngưng tụ ( α nt ) vào phương trình (4.28) Phương trình trở thành: q nt =α nt (81−t W 1)= A (81−t W 1) 0,75 (5.30)
Từ (4.23), (4.26), (4.30) ta dùng phương pháp lặp (theo điều kiện kiểm tra sai số) để xác định tw1 và tw2:
Nhiệt độ trung bình ttbD = t D +t w 1
2 r,5 o C Thay giá trị tw1 và A vào phương trình (4.29), ta được: q nt =A (59,2−t W 1) 0,75 =4249,8.(81−54) 0,75 5579,9(W/m2)
Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể qt = qnt = 15584,5 (W/m2)
Chuẩn số Prandlt ở 57,4 o C: PrN = 3,1 (hình V.12/12, tài liệu tham khảo [3])
Thay số vào phương trình (4.23), ta được: qN = 3648,96 Pr w
Kiểm tra sai số: ε=| q N −q nt | q nt
35579,9 =0,0202< 0,05 (thỏa mãn) Vậy: tw1 = 64 o C và tw2 = 50,7 o C
Thay giá trị chuẩn số Prw vào (4.22), ta được: α N 648,96
3,1 0,25 '49,97(W/m 2 K) Thay giá trị tw1 vào (4.27), ta được: α nt = A
4249,8 (81−64) 0,25 92,9(W/m 2 K) Thay các giá trị vào (4.19), ta được hệ số truyền nhiệt:
5.2.1.4 Bề mặt truyền nhiệt trung bình
Bề mặt truyền nhiệt trung bình:
3600.824,4 43,1 =5,149m 2 (5.31) Chọn tổng bề mặt truyền nhiệt F = 6 m 2
Số ống trong thiết bị là:
Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt kiểu vỏ ống có n = 49 ống và
L = 2m Ống được bố trí theo hình tròn đồng tâm có:
Số vòng tròn đồng tâm là: 4 (vòng)
Số ống ở vòng tròn ngoài cùng là: 24 (ống)
Bước ống: (Với đường kính ngoài ống 20 mm). t = 1,35dng = 1,35 0,02 = 0,027 (m) = 27 (mm)
Chọn bước ống là 30 mm Đường kính trong của thiết bị trao đổi nhiệt khi xếp ống theo vòng trong đồng tâm:
Vậy, đường kính bình ngưng tụ sản phẩm đỉnh là 0,27 (m)
5.2.2 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Thiết bị làm nguội sản phẩm hiệu quả nhất là thiết bị truyền nhiệt kiểu ống lồng ống, với ống truyền nhiệt được chế tạo từ thép X18H10T Kích thước của ống ngoài có đường kính trong là 35 mm và bề dày 2 mm, trong khi ống trong có đường kính ngoài 20 mm và cũng có bề dày 2 mm Những ưu điểm nổi bật của thiết bị này bao gồm khả năng truyền nhiệt hiệu quả và độ bền cao, giúp tối ưu hóa quá trình làm nguội sản phẩm.
+ Hệ số truyền nhiệt lớn vì ta có thể tạo ra vận tốc lớn cho cả hai chất tải nhiệt, thiết bị chế tạo đơn giản
Chọn – nước làm lạnh đi trong ống trong có: nhiệt độ vào t1 = 30 o C, nhiệt độ ra là t2 45 o C
Suy ra, nhiệt độ trung bình của nước ttbN: t tbN =t 1 +t 2
Tại 37,5 o C, tra cứu các thông số của nước ở tài liệu tham khảo [2], ta có:
Khối lượng riêng 𝜌n = 992,75 (kg/m 3 ) (bảng I.2/9). Độ nhớt μn = 0,000692 (N.s/m 2 )(bảng I.101/92).
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆n = 0,6364 (W/m.K) (bảng I.130/135).
Nhiệt dung riêng cpn = 4,175 (kJ/kg.K) (bảng I.153/172).
Sản phẩm đỉnh đi giữa hai ống có:
Nhiệt độ đầu vào tk = 81 o C và nhiệt độ đầu ra tC = 40 o C
Suy ra, nhiệt độ trung bình của sản phẩm đỉnh ttbD: t tbD =t D +t ' D
2 `,5 o C Tại 60,5 o C, tra cứu các thông số của hỗn hợp ở tài liệu tham khảo [2], ta có:
Khối lượng riêng 𝜌D = 745,31 (kg/m 3 ) (bảng I.2/9). Độ nhớt μn = 0,000229 (N.s/m 2 ) (bảng I.101/92).
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆D = 0,165 (W/m.K) (bảng I.130/135).
Nhiệt dung riêng cpD = 2306,60 (kJ/kg.K) (bảng I.153/172).
5.2.2.1 Suất lượng nước cần dùng để làm nguội sản phẩm đỉnh
Ta có nhiệt lượng cần để là nguôi sản phẩm đỉnh: QD = 76987,249 (kJ/h)
3600.4,175.(45−30)=0,341 (kg/s) (5.32) (Công thức 5.307, trang 169, tài liệu tham khảo [6])
QD = 76987,249 (kJ/h): là nhiệt lượng để làm nguội sản phẩm đỉnh.
Cpn = 4,175 (kJ/kg.K): là nhiệt dung riêng của nước tại 37,5 o C.
𝛥t = 15 (K): là độ chênh lệch nhiệt độ giữa nước ra và vào thiết bị làm nguội.
5.2.2.2 Hiệu số nhiệt độ trung bình logarit
Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều nên:
(Công thức V.5, trang 3, tài liệu tham khảo [3])
Trong đó: α N : hệ số cấp nhiệt của dòng nước lạnh (W/m 2 K) α D : hệ số cấp nhiệt của dòng dòng sản phẩm đỉnh (W/m 2 K)
∑rt: nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn
Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh đi giữa hai ống ( α D ):
Chọn vận tốc sản phẩm đi trong ống: vD = 0,5 m/s (Chất lỏng tự chảy)
(bảng II.2/370, tài liệu tham khảo [2]).
Chuẩn số Reynolds (đặc trưng cho chế độ chuyển động cưỡng bức của chất tải nhiệt):
(Công thức V.36, trang 13, tài liệu tham khảo [3]).
Ta thấy 2300< ReN< 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy quá độ.
Chuẩn số Nu (đặc trưng cho cường độ trao đổi nhiệt giữa chất tải nhiệt và thành thiết bị) :
NuD = k o ε 1 Pr 0,43 D ( Pr Pr w D 1 ) 0,25 (5.36) (Công thức V.44a, trang 16, tài liệu tham khảo [3])
Hệ số 𝜀1 phản ánh ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt theo tỷ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi số Reynolds Re lớn hơn 10.000, với giá trị 𝜀1 = 1 và ko = 18,8 (trang 16, tài liệu tham khảo [3]).
PrD: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở 60,5 o C nên:
PrW1: chuẩn số Prandlt của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách.
Vậy: NuD = k o ε 1 Pr 0,43 D ( Pr D pr w 1 )
Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống: α D =Nu D λ D d td
Nhiệt thải phía sản phẩm đỉnh: q D =α D ( t tbD −t w1 )= 1928,85
Pr w 0,25 (60,5−t w 1) (5.39) Với tw1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh ( o C).
Nhiệt trở trung bình lớp cặn trong ống: qt = t w 1 ∑r −t w 2 t
Trong đó: tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh ( o C) tw2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước ( o C)
Tổng nhiệt trở qua thành và lớp cặn :
Hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T: 𝜆𝑡 = 16,3 (W/m.độ) rc = 5800 1 (m 2 W K ) (Bảng 31, trang 419, tài liệu tham khảo [5])
Thay các số liệu cần thiết đã tra được vào (4.25), ta được:
Thay số vào (4.24), ta biểu diễn được lượng nhiệt trở trung bình do thành ống và lớp cặn gây ra: q t =t w 1 −t w 2
Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống trong: α N =Nu N λ N d tr (5.43)
(Công thức 2.112, trang 180, tài liệu tham khảo [7])
Chuẩn số Reynolds (đặc trưng cho chế độ chuyển động cưỡng bức của chất tải nhiệt):
(Công thức V.36, trang 13, tài liệu tham khảo [3]).
Ta thấy 2300< ReN< 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy quá độ.
Chuẩn số Nu, biểu thị cường độ trao đổi nhiệt giữa chất tải nhiệt và thành thiết bị, được áp dụng thông qua phương trình cho dạng lưu chất chuyển động ngang bên ngoài một chùm ống.
(Công thức 2.215, trang 187, tài liệu tham khảo [7])
Trong đó: ε i : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào Re với tỉ lệ chiều dài ống, chọn ε i =1 ko phụ thuộc vào ReN, ko = 30,56 (trang 16, theo tài liệu tham khảo [3])
PrN: chuẩn số Prandlt của nước ở 37,5 o C , tra bảng ta được: PrN = 5,0
(hình V.12/12,tài liệu tham khảo [3]).
PrW2: chuẩn số Prandlt của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách.
Vậy Nu N =k o ε 1 Pr 0,43 N ( Pr N pr w 1 )
Pr W 0,25 1 ) Thay các giá trị, ta được hệ số cấp nhiệt của nước đi trong bình như sau: α N =Nu N λ N d tr ,30.0,6364
Nhiệt tải phía nước làm lạnh: q N =α N ( t W 2−t tbN )= 3631,46
Ta dùng phương pháp lặp (theo điều kiện kiểm tra sai số) để xác định tw1 và tw2:
Tra cứu các thông số hóa lý của dòng sản phẩm đỉnh tại 48,7 o C ở tài liệu tham khảo[2] Độ nhớt μ’D = 0,000249 (N.s/m 2 ) (bảng I.101/91)
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆’D = 0,165 (W/m.K) (bảng I.130/134)
Nhiệt dung riêng c’pD = 2268,05 (J/kg.K) (bảng I.154/172)
3,423 0,25 (60,5−48,7)733,57(W/m 2 ) Xem nhiệt tải mất mát không đáng kể, suy ra qt = qD = 16733,57 (W/m 2 )
2 F,23 Với tw2 = 43,76 => Prw2 = 3,5 (Hình V.12/12, tài liệu tham khảo [3]) qN = 3631,46 Pr w
3,5 0,25 (43,76−37,5)620,3 (W/m 2 ) Kiểm tra sai số ε=¿q N −q D ∨ ¿ q D =0,0068 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy rối.
Chuẩn số Nu (đặc trưng cho cường độ trao đổi nhiệt giữa chất tải nhiệt và thành thiết bị) :
NuF = 0,021 ε 1 ℜ F 0,8 ( Pr Pr w F 2 ) 0,25 (5.54) (Công thức V.40, trang 14, tài liệu tham khảo [3])
𝜀1: hệ số tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt theo tỉ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi Re > 10000, tương ứng với 𝜀1 = 1,
PrF: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 65,95 o C nên:
PrW2: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu tra ở nhiệt độ trung bình vách.
Vậy: NuF = 0,021 ε 1 ℜ F 0,8 P rF 0,43 ( Pr Pr w F 2 ) 0,25 = 617,78 Pr w 0,25 1
Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống: α F =Nu F λ F d tr =(617,01.0,162
Nhiệt thải phía dòng nhập liệu: q F =α F ( t w 2−t tbF )= 2780,01
Pr w 0,25 2 (t w 2 −65,95) (5.57) Với tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu ( o C).
Nhiệt trở trung bình lớp cặn trong ống: qt = t w 1 ∑r −t w 2 t
Trong đó: tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước ( o C) tw2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu ( o C)
Tổng nhiệt trở qua thành và lớp cặn :
Hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T: 𝜆𝑡 = 16,3 (W/m.độ) rc = 5800 1 (m 2 W K ) (Bảng 31, trang 419, tài liệu tham khảo [5])
Thay các số liệu cần thiết đã tra được vào (4.25), ta được:
Thay số vào (4.24), ta biểu diễn được lượng nhiệt trở trung bình do thành ống và lớp cặn gây ra: qt = t w 1 ∑r −t w 2 t
Xác định hệ số cấp nhiệt của nước đi giữa hai ống: với d tđ = 0,03 (m) qN = α N ( t sN −t W 1 ) (W/m 2 ) (5.61)
Với tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước trong bình ( o C).
Hệ số cấp nhiệt của nước đi giữa 2 ống: α N =0,725.A ( r nt
(100−t w 1 ) 0,25 (5.62) (Công thức 2.112, trang 180, tài liệu tham khảo [7])
Với A: hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý của nước theo nhiệt độ
Nhiệt tải phía hơi nước: q N =α N (t sN −t w 1 ),01.A (100−t w1 ) 0,75 ( W/m 2 )
Ta dùng phương pháp lặp (theo điều kiện kiểm tra sai số) để xác định tw1 và tw2:
Khi đó, nhiệt độ trung bình của hơi nước là 90,75 o C tra (trang 120, tài liệu tham khảo [5]) ta được A = 174,3
Xem nhiệt tải mất mát không đáng kể, suy ra qt = qN = 18673,22 (W/m 2 )
2 x,74 o C Tại t tbw x,74C, ta các thông số hóa lý của dòng nhập liệu ở tài liệu tham khảo [2]: Độ nhớt μtbw = 0,000335 (N.s/m2) (bảng I.101/91)
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆tbw = 0,129 (W/m.K) (bảng I.130/134)
Nhiệt dung riêng cptbw = 1761,66 (J/kg,K) (bảng I.154/171)
Khi đó: Pr w 2=μ tbw c ptbw λ tbw =0,000335.1761,66
4,573 0,25 (76−65,95)105,21 (W/m 2 ) Kiểm tra sai số ε=¿q N −q F ∨ ¿ q F =0,00226 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy rối.
Chuẩn số Nu (đặc trưng cho cường độ trao đổi nhiệt giữa chất tải nhiệt và thành thiết bị) :
NuD = 0,021 ε 1 ℜ W 0,8 ( Pr Pr w W 1 ) 0,25 (5.67) (Công thức V.40, trang 14, tài liệu tham khảo [3])
𝜀1: hệ số tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt theo tỉ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi Re > 10000, tương ứng với 𝜀1 = 1,
PrW: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy ở 74,017 o C nên:
PrW1: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy tra ở nhiệt độ trung bình vách.
Vậy: NuD = k o ε 1 Pr W 0,43 ( Pr Pr w W 1 ) 0,25 = 49,274 Pr 0,25 w1
Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy đi giữa hai ống: dtd = 0,026 – 0,02 = 0,006 α W =Nu W λ W d td
Nhiệt thải phía sản phẩm đáy: q W =α W ( t tbW −t w 1 )= 1297.55
Pr w1 0,25 (74,017−t w 1 ) (5.70) Với tw1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy ( o C).
Nhiệt trở trung bình lớp cặn trong ống: qt = t w 1 ∑r −t w 2 t
Trong đó: tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy ( o C) tw2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước ( o C)
Tổng nhiệt trở qua thành và lớp cặn :
Hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T: 𝜆𝑡 = 16,3 (W/m.độ) rc = 5800 1 (m 2 W K ) (Bảng 31, trang 419, tài liệu tham khảo [5])
Thay các số liệu cần thiết đã tra được vào (4.25), ta được:
Thay số vào (4.24), ta biểu diễn được lượng nhiệt trở trung bình do thành ống và lớp cặn gây ra: qt = t w 1 ∑r −t w 2 t
Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống trong: qN = α N ( t W 2−t tbN ) (5.74)
Với tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước trong bình ( o C).
Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống trong: α N =Nu N λ N d tr (5.75)
(Công thức 2.112, trang 180, tài liệu tham khảo [7])
Chọn vận tốc nước đi trong ống: vN = 0,4 (m/s) (bảng II.2/370, tài liệu tham khảo [2]).
Nước lành lạnh đi trong bình với nhiệt độ vào t1 = 30 o C và nhiệt độ ra t2 = 45 o C Ta có: ttbN = (28 + 45)/2 = 37,5 o C
Tại 37,5 o C, tra cứu các thông số của nước ở tài liệu tham khảo [2], ta có:
Khối lượng riêng 𝜌n = 992,75 (kg/m 3 ) (bảng I.2/9). Độ nhớt μn = 0,000692 (N.s/m 2 )(bảng I.101/92).
Hệ số dẫn nhiệt 𝜆n = 0,6364 (W/m.K) (bảng I.130/135).
Nhiệt dung riêng cpn = 4,175 (kJ/kg.K) (bảng I.153/172).
Chuẩn số Reynolds (đặc trưng cho chế độ chuyển động cưỡng bức của chất tải nhiệt):
(Công thức V.36, trang 13, tài liệu tham khảo [3]).
Ta thấy 2300< ReN< 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy quá độ.
Chuẩn số Nu biểu thị cường độ trao đổi nhiệt giữa chất tải nhiệt và thành thiết bị Để tính toán chuẩn số này, có thể áp dụng phương trình cho dạng lưu chất chuyển động ngang bên ngoài một chùm ống.
(Công thức 2.215, trang 187, tài liệu tham khảo [7])
Bồn cao vị
Đường kính của ống dẫn dòng nhập liệu từ bồn chứa nguyên liệu đến bồn cao vị là 50 mm, với độ nhám ống 𝜀 là 0,1 mm, theo tài liệu tham khảo [2] tại bảng II.15, trang 381.
Tổn thất đường ống dẫn được tính theo công thức: h=( λ d l +∑ζ ) 2 v F 2 g (m) (5.92)
𝜆: hệ số ma sát trong đường ống l: Chiều dài đường ống dẫn, chọn l = 10 (m)
∑ζ: tổng hệ số tổn thất cục bộ.
5.3.1.1 Tổn thất đường ống dẫn từ bồn chứa nguyên liệu đến bồn cao vị
Chọn đường kính ống dẫn dòng nhập liệu từ bể chứa nguyên liệu đến bồn cao vị là dtr
= 50 mm Độ nhám của ống dẫn là 𝜀 = 0,1 (mm) (được tra theo bảng II.15, trang 381, tài liệu tham khảo [2] Chọn chiều dài đường ống dẫn là l1 = 10 (m)
Xác định vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống dẫn v F1 :
Nhiệt độ hỗn hợp trong bể chứa: t’F = 35 o C
Tra các thông số của dòng nhập liệu trong tài liệu tham khảo [2] tại nhiệt độ t’F = 35 o C: Độ nhớt hỗn hợp: μhh = 0,000522 (N.s/m 2 )
Khối lượng riêng hỗn hợp: 𝜌hh = 953,78 (kg/m 3 )
Vậy, vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống dẫn: v F1 = 4F
Xác định hệ số ma sát trong đường ống 𝜆:
Chuẩn số Reynolds dòng nhập liệu đi trong ống dẫn:
Chuẩn số Reynolds tới hạn (Công thức II.59/378, tài liệu tham khảo [2])
Chuẩn số Reynolds nhám (Công thức II.62, trang 379, tài liệu tham khảo [2])
Ta có, ℜ gh < ℜ F < ℜ n , Suy ra, khu vực chảy quá độ (nằm giữa khu vực nhẵn thủy lực và khu vực nhám)
Hệ số ma sát của khu vực chảy quá độ phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds và độ nhám của thành ống
50=0,002=¿0,00008< ε d tr