THIẾT KẾ HỆ THỐNG CHƯNG CẤT LIÊN TỤC HỖN HỢP ETHANOL-NƯỚC BẰNG THÁP MÂM XUYÊN LỖ, NĂNG SUẤT NHẬP LIỆU 2200 L.H-1 , NỒNG ĐỘ PHÂN KHỐI LƯỢNG CẤU TỬ DỄ BAY HƠI TRONG HỖN HỢP ĐẦU LÀ 0,4,

TỔNG QUAN

Giới thiệu

Hình 1-2 Công thức phân tử của ethanol

(Nguồn: https://www.vectorstock.com/royalty-free-vector/c2h5oh-ethanol-molecule-vector-

Tên thường gọi là rượu etylic, cồn etylic hay cồn thực phẩm Là chất lỏng có mùi đặc trưng, không độc, tan vô hạn trong nước.

Bảng 1-1 Các thông số vật lý của ethanol

Tính chất Thông số vật lý

Công thức phân tử CH3-CH2-OH

Khối lượng phân tử 46 đvC

Nhiệt độ nóng chảy T o nc= -114,3 o C

(Nguồn: https://vi.wikipedia.org/wiki/Ethanol)

CHƯƠNG : Tổng Quan CBHD: Nguyễn Việt Bách

Ngày nay, ethanol có vai trò và vị trí quan trọng trong ngành nhiên liệu sinh học, là thành phần quan trọng trong công nghiệp và sử dụng rộng rãi như một hợp chất hữu cơ khác, làm thuốc sát trùng, ethanol có trong sơn, cồn thuốc, các sản phẩm chăm sóc cá nhân như nước hoa, chất khử mùi và một số ứng dụng khác.

Hình 1-3 : Ứng dụng của ethanol

(Nguồn: https://dhanhcs.violet.vn/document/ung-dung-ruou-etylic-645229.html)

Nước là hợp chất chiếm phần lớn trên trái đất (3/4 diện tích trái đất là nước biển) và rất cần thiết cho sự sống Nước là dung môi phân cực mạnh, có khả năng hoà tan nhiều chất và là dung môi rất quan trọng trong kỹ thuật hóa học Trong điều kiện bình thường: nước là chất lỏng không màu, không mùi, không vị.

Bảng 1-2 : Các thông số vật lý của nước

Tính Chất Thông số vật lý

Công thức phân tử HOH

Khối lượng phân tử 18 đvC

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang2

Tính Chất Thông số vật lý

C = 1000 kg.m -3 Độ nhớt ở 20 o C μ = 1 cP Nhiệt độ nóng chảy T o nc= 0 o C

(Nguồn: https://vi.wikipedia.org/wiki/Nước)

Hỗn hợp ethanol – nước là hỗn hợp đẳng phí có nhiệt độ sôi cực tiểu có điểm đẳng phí ở 1 atm là 89,4% mol ethanol ở 78,2 o C.

Trong công nghiệp khi điều chế ethanol bằng cách lên men tinh bột và rĩ đường sẽ thu được hỗn hợp đa phần là ethanol và nước Lượng ethanol trong hỗn hợp này thường vào khoảng 10 - 50% về thể tích Vì vậy yêu cầu bức thiết là cần phải nâng cao nồng độ ethanol mới có thể sử dụng.

Dựa vào một số tính chất vật lý của ethanol như tan vô hạn trong nước do sự tạo thành liên kết hydro giữa các phân tử ethanol với nhau và với nước, nhiệt độ sôi của ethanol (78,39 o C ở 760 mmHg) < nước (100 o C ở 760 mmHg) nên trong các phương pháp tách hỗn hợp chất thì phương pháp phù hợp nhất với hệ ethanol - nước đó là phương pháp chưng cất.

CHƯƠNG : Tổng Quan CBHD: Nguyễn Việt Bách

Bảng 1-3 : Thành phần lỏng (x)–hơi (y) và nhiệt độ sôi của hỗn hợp Ethanol–nước ở 760 mmHg

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang4

Hình 1-4 : Giản đồ thành phần lỏng – hơi của hệ ethanol – nước ở 760 mmHg

Chưng cất CHƯƠNG 2: QUI TRÌNH CÔNG NGHỆ

Chưng cất là quá trình dùng để tách các cấu tử của hỗn hợp lỏng cũng như hỗn hợp khí lỏng thành các cấu tử riêng biệt dựa vào độ bay hơi khác nhau của các cấu tử trong hỗn hợp (nghĩa là khi ở cùng nhiệt độ, áp suất hơi bão hoà của các cấu tử khác nhau) Thay vì đưa vào trong hỗn hợp một pha mới để tạo nên sự tiếp xúc giữa hai pha như trong quá trình hấp thu hoặc nhả khí, trong quá trình chưng cất pha mới được tạo nên bằng sự bốc hơi hoặc ngưng tụ [1] Chưng cất và cô đặc khá giống nhau, tuy nhiên sự khác nhau căn bản nhất của 2 quá trình này là trong quá trình chưng cất dung môi và chất tan đều bay hơi (nghĩa là các cấu tử đều hiện diện trong cả hai pha nhưng với tỷ lệ khác nhau), còn trong quá trình cô đặc thì chỉ có dung môi bay hơi còn chất tan không bay hơi [2].

Các phương pháp chưng cất được phân loại theo [2]: Áp suất làm việc : chưng cất áp suất thấp, áp suất thường và áp suất cao Nguyên tắc của phương pháp này là dựa vào nhiệt độ sôi của các cấu tử, nếu nhiệt độ sôi của các cấu tử quá cao thì ta giảm áp suất làm việc để giảm nhiệt độ sôi của các cấu tử.

1 x (phân mol) Ethanol trong pha lỏng y (p hâ n m ol ) E th an ol tr on g ph a hơ i

CHƯƠNG : Tổng Quan CBHD: Nguyễn Việt Bách

Số lượng cấu tử tròn hỗn hợp: hệ hai cấu tử, hệ ba cấu tử hay sô cấu tử ít hơn mười và hệ nhiều cấu tử (nhiều hơn mười).

Theo nguyên lý làm việc: thì có chưng cất gián đoạn (chưng cất đơn giản) và chưng cất liên tục Chưng cất đơn giản (gián đoạn) được sử dụng đối với hỗn hợp nhập liệu mà các cấu tử có nhiệt độ sôi khác xa nhau, không đòi hỏi sản phẩm có độ tinh khiết cao Ngoài ra còn dùng để tách hỗn hợp lỏng ra khỏi tạp chất không bay hơi. Để tách hỗn hợp nhiều cấu tử phức tạp hơn người ta thường sử dụng phương pháp chưng cất liên tục là quá trình được thực hiện liên tục, nghịch dòng, nhiều đoạn Phương pháp này có cấu tạo thiết bị phức tạp hơn nhưng sản phẩm thu được có độ tinh khiết cao và nồng độ mong muốn.

Bên cạnh đó, người ta còn phân loại phương pháp chưng cất theo cách cấp nhiệt cho hỗn hợp nhập liệu như cấp nhiệt trực tiếp ở đáy tháp và cấp nhiệt gián tiếp bằng nồi đun Cấp nhiệt trực tiếp thường dùng để tách các hợp chất khó bay hơi và không tan trong nước Tuy nhiên với năng suất nhập liệu tương đối nhỏ và hệ ethanol – nước không dễ phân hủy ở nhiệt độ cao nên ta có thể sử dụng phương pháp cấp nhiệt này [2].

Khi chưng cất bao nhiêu cấu tử sẽ thu được bấy nhiêu sản phẩm Đối với hỗn hợp hai cấu tử ethanol – nước, quá trình chưng cất sẽ dựa vào đường cân bằng lỏng – hơi như trên (Hình 1-3) khi đó sản phẩm đỉnh chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi lớn (nhiệt độ sôi nhỏ) và một phần ít cấu tử có độ bay hơi bé và sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi bé (nhiệt độ sôi lớn) và một phần ít cấu tử có độ bay hơi lớn.

Như vậy, đối với hệ ethanol – nước, phương pháp chưng cất liên tục cấp nhiệt trực tiếp bằng điện trở ở đáy tháp trong điều kiện áp suất thường được chọn.

Trong sản xuất thường sử dụng rất nhiều loại tháp nhưng chúng đều có một yêu cầu cơ bản là diện tích bề mặt tiếp xúc pha phải lớn, điều này phụ thuộc vào độ phân tán của lưu chất này vào lưu chất kia.

Tháp chưng cất rất phong phú về kích cỡ và ứng dụng, các tháp lớn nhất thường được ứng dụng trong công nghiệp lọc hoá dầu Kích thước của tháp, đường kính tháp và chiều cao tháp tuỳ thuộc suất lượng pha lỏng, pha khí của tháp và độ tinh khiết của sản phẩm Hai loại tháp chưng cất thường dùng là tháp mâm và tháp chêm.

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang6

Thân tháp hình trụ, thẳng đứng phía trong có gắn các mâm có cấu tạo khác nhau để chia thân tháp thành những đoạn bằng nhau, trên mâm pha lỏng và pha hơi được cho tiếp xúc với nhau

Hình 1-5 : Hình dạng tháp mâm

(Nguồn: https://www.wikiwand.com/en/Plate_column)

Tùy theo cấu tạo của các loại đĩa, có các loại tháp mâm:

- Tháp mâm chóp: Trên mâm bố trí có chốp dạng tròn, xupap, chữ s,

- Tháp mâm xuyên lỗ: Trên mâm bố trí các lỗ có đường kính (3 – 12) mm.

Hình 1-6 : Hình dạng của mâm chóp và mâm xuyên lỗ

CHƯƠNG : Tổng Quan CBHD: Nguyễn Việt Bách a) Mâm chóp; b) Mâm xuyên lỗ

(Nguồn: http://www.wermac.org/equipment/distillation_part2.html và https://www.chem- dist.com/sieve-tray.html)

Tháp hình trụ, gồm nhiều đoạn nói với nhau bằng mặt bích hay hàn Vật chêm được cho vào tháp theo một trong hai phương pháp xếp ngẫu nhiên hay xếp theo thứ tự.

Hình 1-7 : Một số vật liệu chêm thường dùng trong tháp

(Nguồn: http://industrial.ecpltd.co/product/tower-vessel-packing/)

Bảng 1-4 : So sánh ưu và nhược điểm của các loại tháp

Loại Tháp chêm Tháp mâm

- Hiệu suất tương đối cao

- Hoạt động khá ổn định

- Làm việc với chất lỏng bẩn

N - Hiệu suất - Trở lực khá cao - Cấu tạo phức

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang8

Loại Tháp chêm Tháp mâm hư ợc đi ể m thấp

- Yêu cầu lắp đặt khắt khe tạp

- Không làm việc với chất lỏng bẩn

CHƯƠNG : Tổng Quan CBHD: Nguyễn Việt Bách

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang10

CHƯƠNG 2: QUI TRÌNH CÔNG NGHỆ

Công nghệ chưng cất hệ ethanol – nước

Ethanol là một chất lỏng tan vô hạn trong nước, nhiệt độ sôi 78,3 ở 760 ℃ mmHg, nhiệt độ sôi của nước là 100 ở 760 mmHg, hơi cách biệt khá xa nên ℃ phương pháp hiệu quả để thu ethanol có độ tinh khiết cao là phương pháp chưng cất.

Trong trường hợp này chúng ta không dùng phương pháp cô đặc vì các cấu tử đều bay hơi, và không sử dụng phương pháp trích ly cũng như phương pháp hấp thụ do phải đưa vào một khoa mới để tách, có thể làm cho quá trình phức tạp hơn hay quá trình tách không được hoàn toàn.

Hình 2-1: Sơ đồ qui trình công nghệ

Hỗn hợp ethanol – nước có nồng độ ethanol 40 độ ở 15 o C, nhiệt độ 30 o C tại bồn chứa nguyên liệu (1) được bơm (2) lên bồn cao vị (3) Sau đó được đưa đến thiết bị trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy (4) với lưu lượng nhập liệu 1800 L.h -1 Hỗn hợp được gia nhiệt đến nhiệt độ sôi 84.5 o C trong thiết bị gia nhiệt nhập liệu (5) Tiếp sau đó hỗn hợp được đưa vào tháp chưng cất (7) ở mâm nhập liệu, trước khi đi vào tháp chưng cất thì dòng nhập liệu sẽ đi qua lưu lượng kế để điều chỉnh lưu lượng vào tháp.

Trên mâm nhập liệu, chất lỏng được trộn với phần lỏng từ đoạn cất của tháp chảy xuống Trong tháp, hơi đi từ dưới lên và gặp chất lỏng đi từ trên đỉnh tháp xuống Tại đây sẽ diễn ra quá trình tiếp xúc giữa pha lỏng và pha hơi Pha lỏng chuyển động trong phần chưng càng xuống gần đáy tháp càng bị giảm nồng độ cấu tử dễ bay hơi vì đã bị pha hơi tạo nên từ thiết bị gia nhiệt chất lỏng đáy (14) lôi cuốn cấu tử dễ bay hơi đi lên phía trên, ngược lại nồng độ cấu tử dễ bay hơi sẽ tăng dần theo chiều cao của tháp Nhiệt độ trong tháp càng lên trên sẽ càng thấp, nên khi hơi đi qua các mâm từ dưới lên thì cấu tử có nhiệt độ sôi cao là nước sẽ bị ngưng tụ lại, cuối cùng trên đỉnh tháp ta thu được rượu 96 độ ở 15 o C Hơi này khi ra khỏi tháp sẽ được dẫn vào thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh (8) và được ngưng tụ hoàn toàn thành dòng lỏng nhưng vẫn còn nhiệt độ cao (79,78 o C) Hỗn hợp này sẽ đi qua bộ phận chỉnh dòng (9) một phần dòng lỏng ngưng tụ đi qua thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh (10) sau đó cho qua bồn chứa sản phẩm đỉnh (11) Phần còn lại của dòng lỏng ngưng tụ được hoàn lưu về tháp ở mâm trên cùng với tỉ số hoàn lưu tối ưu Một phần cấu tử có nhiệt độ sôi thấp được bốc hơi, phần còn lại cấu tử có nhiệt độ cao trong chất lỏng ngày càng tăng Cuối cùng, ở đáy tháp ta thu được hỗn hợp lỏng (nước) Hỗn hợp lỏng ở đáy có nồng độ ethanol là 0,01% phân mol, còn lại là nước Dung dịch lỏng ở đáy đi ra khỏi tháp vào nồi đun

(14) Trong nồi đun dung dịch lỏng một phần sẽ bốc hơi cung cấp lại cho tháp để tiếp tục làm việc, phần còn lại ra khỏi nồi đun được trao đổii nhiệt với dòng nhập liệu trong thiết bị (4) Sau khi trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu, sản phẩm đáy sẽ được dẫn vào bồn chứa sản phẩm đáy (15).

Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đỉnh là ethanol ở 40 o C.

CHƯƠNG 3: CÂN BẰNG VẬT CHẤT

3.1 Các thông số ban đầu

Các thông số ban đầu:

Nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong nhập liệu: V F @% theo thể tích ethanol

Nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong sản phẩm đỉnh: V D % theo thể tích ethanol

Tỉ lệ thu hồi ethanol: η %

Khối lượng phân tử của ethanol: M R F

Khối lượng phân tử của nước: M N

Trạng thái nhập liệu lỏng sôi Loại thiết bị sử dụng là tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền.

G F , F suất lượng nhập liệu (đơn vị kg.h -1 , kmol.h -1 ) x F , x D , x w : phân mol tương ứng của ethanol trong nhập liệu, sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy. x F , x D , x W : phân khối lượng tương ứng của ethanol trong nhập liệu, sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy

3.2 Phương trình cân bằng vật chất cho toàn tháp

Cân bằng vật chất cho toàn tháp:

Cân bằng cấu tử ethanol:

Với t 0 o C, ta có khối lượng riêng của rượu và nước lần lượt là: ρ R y3.25kg.m -3 (tra bảng I.2, trang 9, [1]) ρ N = 995.2 kg.m -3 (tra bảng I.249, trang 310, [1])

Phần mol theo độ rượu: x F = 1

Phân tử lượng trung bình của hỗn hợp:

Do trạng thái nhập liệu vào tháp chưng cất là trạng thái lỏng - sôi nên từ bảng cân bằng lỏng – hơi của hệ ethanol – nước tại x F =0,172 ta nội suy ra t F =¿81.024 oC.

Tra bảng I.2 (trang 9, [1]): ρ Et = 894.486 kg.m -3

Khối lượng riêng của hỗn hợp lỏng: ρ 1 F = x F ρ Et + 1− x F ρ N →ρ F 1.788 (kg.m -3 ) I.2 (trang 5, [1])

22,816 811 (kmol.h -1 ) Giải hệ phương trình (3-1), (3-2), (3-3) ta có:

CHƯƠNG 3: Cân bằng vật chất CBHD: Nguyễn Việt Bách

Phân khối lượng sản phẩm đáy: x W = x W M R x W M R +(1− x W ) M N = 0,013 .46

3.3 Xác định tỉ số hoàn lưu tối thiểu

Tỉ số hoàn lưu tối thiểu là chế độ làm việc mà tại đó ứng với số mâm lý thuyết là vô cực Do đó, chi phí cố định là vô cực nhưng chi phí điều hành (nhiên liệu, nước và bơm…) là tối thiểu.

Dựa vào đồ thị với x F =0,172 ta xác định được y ¿ F = 0,599

3.4 Tỉ số hoàn lưu thích hợp

Tỉ số hoàn lưu thích hợp thường được xác định qua tỉ số hồi lưu tối thiểu.

3.5 Xác định phương trình đường làm việc

3.6 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất y= R

3.7 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng

Với f là chỉ số nhập liệu, ta có: f = F D = 19.992 90.811 = 4.558 y= R+ f

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang3

Hình 3-8 : Đồ thị xác định số mâm lý thuyết

Từ đồ thị có: 8 mâm bao gồm: 4 mâm cất, 3 mâm chưng, 1 mâm nhập liệu.

Vậy, số mâm lí thuyết là N ¿ =8 mâm.

3.9 Xác định số mâm thực tế

Số mâm thực tế tính theo hiệu suất trung bình:

Với: η tb : là hiệu suất trung bình của đĩa, là một hàm số của độ bay hơi tương đối và độ nhớt của hỗn hợp lỏng η=f ( α , μ)

N tt : số mâm thực tế

3.10 Xác định hiệu suất trung bình của tháp  tb Độ bay hơi tương đối của cấu tử dễ bay hơi: α = y ¿

- x : phân mol của rượu trong pha lỏng.

CHƯƠNG 3: Cân bằng vật chất CBHD: Nguyễn Việt Bách

- y ¿ : phân mol của rượu trong pha hơi cân bằng với pha lỏng.

Tại vị trí nhập liệu: x F =0,172 , y F ¿ =0 , 599 , t ¿ F 024 o C α f = y ¿ F

1−x F x F = 2.809 Tra bảng I.102 (trang 94, [1]): Độ nhớt của nước: μ N = 0.352 cP

Tra bảng I.101 (trang 91, [1]): Độ nhớt của rượu: μ R =¿ 0.389 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí nhập liệu: log μ F = x F log μ Et +(1− x F ) log μ N

Tại vị trí mâm đáy: α w = y w ¿

1− y w ¿ 1−x w x w =1 0.59 Tra bảng I.102 (trang 94, [1]): Độ nhớt của nước: μ N = 0,307 cP

Tra bảng I.101 (trang 91, [1]): Độ nhớt của rượu: μ R =0,310cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí đáy: log μ w =x w log μ R +(1− x w ) log μ N

Tại ví trí mâm đỉnh: x D =0,8 77 , y D ¿ =0,879 ,t D x,06 o C α D = y ¿ D

1− y ¿ D 1− x D x D =1,024 Tra bảng I.102 (trang 94[1]): Độ nhớt của nước: μ N = 0,365cP

Tra bảng I.101 (trang 91[1]): Độ nhớt của rượu: μ R =0,473 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí đỉnh: log μ D =x D log μ R +(1− x D ) log μ N

 Hiệu suất trung bình của tháp η tb 9 08 %

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang5

Số mâm thực tế của tháp N tt : N tt = 8

39.08 % ! Vậy chọn N tt ! mâm, bao gồm 10 mâm cất, 8 mâm chưng, 3 mâm nhập liệu.

Bảng 3-5: Tóm tắt số liệu cân bằng vật chất

CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT

4.1 Đường kính tháp ( D t ) Đường kính tháp được xác định theo IX.90 (trang 181, [1]):

V tb : lượng hơi trung bình đi trong tháp m 3 h -1 ω tb : tốc độ hơi trung bình đi trong tháp m.s -1

G tb : lượng hơi trung bình đi trong tháp kg.h -1

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.

4.2.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp

Lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất xác định theo XI.91 (trang 181[2]): g tb = g d + g 1

2 (4-2) Với: g d : lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp kg.h -1 g l : lượng hơi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất kg.h -1

Theo công thức IX92 (trang 181, [1]): g d = D ( R + 1)B.454 kmol.h -1 →g d 09.793kg.h -1

Xác định g l : Từ hệ phương trình: { ¿ g 1 y ¿ ¿ g 1 g =G 1 1 r =G 1 = 1 x 1 g + 1 d + D r D x d D (4-3)

G l : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất. r l : ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn cất. r d : ẩn nhiệt hóa hợi của hỗn hợp hơi đi ra ở đỉnh tháp.

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 1

Tính r l : Từ t l =t F 024 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312[1]): r N = ¿ 47593.46 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212, trang 254[1]): r R =¿ 38953.59 kJ.kmol -1

Tính r d : Từ t D x.062 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312 [1]): r N = ¿ 47500.51 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212 trang 254 [1]): r R =¿ 39187.33 kJ.kmol -1

Giải hệ (4-3), ta được: { ¿ y 1 =0,3577( ¿ G 1 ,42 phân mol etanol) (kmol h -1 ) ¿ g 1 8,345 ( kmol h -1 )

Tốc độ hơi trung bình trong tháp

Tốc độ giới hạn của hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền: ω gh =0,05 √ ρ ρ xtb ytb (IX111, trang 186, [1])

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 46 +(1− y tb ) 18] 273

22,4.(t tb +273 ) (IX.102, trang 83, [1]) Nồng độ phân mol trung bình: y tb = y 1 + y D

2 = 0.62 Nhiệt độ trung bình đoạn cất: t tb = t F +t D

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

22,4.( 79,543+ 273) =0.237 kg.m -3 Lưu lượng pha hơi đi trong phần cất:

Nồng độ phân mol trung bình: x tb = x F + x D

46.0,612+(1−0,612) 18 =0,801 t tb y.543 o C tra bảng I.2 trang 9 [1] → ρ xtb y9.6609 kg.m -3

⇒ω gh = 0,05 √ 799.6609 0.237 =2,9 m.s -1 Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp: ω h =0,8 ω gh =0,8.2,2=2.322m.s -1

Vậy đường kính đoạn cất:

4.3.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp: g tb = g n ' + g 1 '

- g n ' : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (kg.h -1 )

- g 1 ' : lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg.h -1 )

Xác định g n ' : g n ' = g 1 5,536 kg.h -1 hay 31,405 kmol.h -1

Xác định g 1 ' : Từ hệ phương trình { ¿ ¿ G g 1 ' 1 ' x r ¿ 1 ' G 1 ' =g = 1 ' = g 1 ' n ' g y r 1 ' +W n ' w = +W x g 1 r 1 w (4-5)

- G 1 ' : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 3

- r 1 ' : ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng

⇒ M tbW = 46 y W +(1− y w ).18F.0,112+(1−0,112).18 B,629 kg.kmol -1 t 1 ' =t w 525 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312, [1]): r N = ¿ 47958.2 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212, trang 254, [1]): r R =¿ 38002.01 kJ.kmol -1

Giải hệ (4-5), ta được: { ¿ G 1 ' 1.4348(kmol h -1 ) ¿ x 1 ' =0,006 ¿ g 1 ' @,545 ( Kmol.h -1 )

4.4 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: ω gh ' =0,05 √ ρ ρ ' xtb ' ytb (4-6)

Với: ρ ' xtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (kg.m -3 ) ρ ' ytb : khối lượng riêng trung bình củ pha hơi (kg.m -3 )

Xác định ρ ' ytb : ρ ' ytb = [ y tb ' 46 +(1− y tb ' ) 18] 273

22,4.(t tb ' +273 ) (4-7) Nồng độ phân mol trung bình: y tb ' = y 1 + y w

2 = 0,311Nhiệt độ trung bình đoạn chưng:

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách t tb ' = t F +t W

Lưu lượng pha hơi trong phần chưng:

Nồng độ phân mol trung bình: x tb ' = x F + x w

46 x ' tb +(1−x ' tb ) 18 =0,374 Với t tb ' ,774 o C ta có:

Khối lượng riêng của nước tra bảng I.249 trang 310, [1]: ρ ' N t1,24 Kg.m -3

Khối lượng riêng của rượu tra bảng I.2 trang 9, [1]: ρ ' R = 967,44 Kg.m -3

⇒ ρ ' xtb = ( ρ x Et ' tb ' + 1−x ρ ' N tb ' ) −1 4.42 (Kg.m -3 )

⇒ ω gh = 0,05 √ 956,515 0,85 =1,548 (m.s -1 ) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp: ω h =0,8 ω gh =0,8.1,548=1,238 (m.s -1 )

Vậy đường kính đoạn chưng:

Do đường kính của đoạn chưng và đoạn cất không chênh lệch nhiều, để thuận tiện tính toán ta chọn D t = D cấtt = D chưng =0,9 m.

Tốc độ làm việc thực:

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 5

Bảng 4-6 : Tóm tắt các thông số đường kính tháp

Kí hiệu Đoạn cất Đoạn chưng g d (kg.h -1 ) 1809,793 975.8127 g 1 (kg.h -1 ) 1634,652 1031.81 g tb (kg.h -1 ) 924,0692 2666,46 ρ ytb (kg.m -3) 0,237 0,905 ρ xtb (kg.m -3) 799,66 914,926 ω lv (m.s -1 ) 1,7 1,28

4.5 Mâm lỗ - trở lực của mâm

Chọn tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền.

Chọn đường kính lỗ d 1 =3 mm ¿ 0,003 m.

Tổng diện tích lỗ bằng 8% diện tích mâm.

Khoảng cách giữa hai tâm lỗ bằng 2,5 lần đường kính lỗ.

Bố trí theo hình lục giác đều.

Tỉ lệ bề dày mâm và đường kính lỗ là 2/3.

Diện tích dành cho ống chảy chuyền là 20% diện tích mâm.

S l ô =0,08⋅ ( D d 1 t ) 2 =0,08 ⋅ ( 0,003 0.5 ) 2 r00 lỗ Áp dụng công thức V.139 trang 48, [2]

Số lỗ trên đường chéo: b=2 a−1=2.43−1 lỗ

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

4.5.2 Độ giảm áp của pha khí qua một mâm Độ giảm áp tổng cộng của 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: h tl = h k +h l +h R (5.15, trang 118, [3])

4.5.2.1 Độ giảm áp qua mâm khô Độ giảm áp của pha khí qua mâm khô được tính dựa trên cơ sở tổn thất áp suất do dòng chảy đột thu, đột mở và do ma sát khi pha khí chuyển động qua lỗ. h k = ( C v 0 2 0 2 ) ⋅ ( 2 ρ g ρ G L ) Q⋅ ( C u 0 2 0 2 ) ⋅ ρ ρ G L (5.16, trang 119, [3])

Với: u 0 : vận tốc pha hơi qua lỗ m.s -1 ρ G : khối lượng riêng của pha hơi Kg.m -3 ρ L : khối lượng riêng của pha lỏng Kg.m -3

C 0 : hệ số orifice, phụ thuộc vào tỷ số tổng diện tích lỗ với diện tích mâm và tỷ số giữa bề dày mâm với đường kính lỗ.

1 =0,667 tra hình 5.20 trang 119, [3] ta được C 0 =0,75 Đối với mâm ở phần cất:

Vận tốc pha hơi qua lỗ: u 0 = ω lv

8% !,25 (m.s -1 ) Khối lượng riêng của pha hơi: ρ G =ρ ytb =0,23 kg.m -3

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l = ρ xtb y9.66 kg.m -3 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất: h k 818(mm chất lỏng) Đối với mâm ở phần chưng:

Vận tốc pha hơi qua lỗ: u 0 ' = ω lv '

8% ,06 m.s -1 Khối lượng riêng của pha hơi: ρ G ' =ρ ' ytb =0,905 kg.m -3

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l ' = ρ xtb ' 4,4 2 kg.m -3 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần chưng: h ' k $.44 (mm chất lỏng)

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 7

4.5.2.2 Độ giảm chất lỏng trên mâm

Phương pháp đơn giản để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm do lớp chất lỏng trên mâm h l là từ chiều cao gờ chảy tràn h w , chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn h ow và hệ số hiệu chỉnh theo β : h 1 = β ( h w +h ow )

Chọn hệ số hiệu chỉnh: β=0,6

Chiều cao gờ chảy tràn: h w P mm

Chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn được tính từ phương trình Francis với gờ chảy tràn phẳng: h ow C,4 ⋅ ( L q L w ) 3 2 (5.13, trang 116, [3])

- L w : lưu lượng của chất lỏng (m 3 ph -1 )

- L w : chiều dài hiệu dụng của gờ chảy tràn (m)

Dùng phương pháp lặp ta được: n o =9 3 o

⇒ h ow C,4 ⋅ ( q L L w ) 2 3 C,4 ⋅ ( 0,019 0,467 ) 2 3 =5.307 (mm chất lỏng) Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần cất h l = β.( h w +h ow )=0,6.(50+5,307 )3,18 (mm chất lỏng)

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần chưng: h l ' = β ( h w + h ow ' ) =0,6 ( 50+ 14.801 ) 8,8 806 (mm chất lỏng)

4.5.2.3 Độ giảm áp do sức căng bề mặt Độ giảm áp sức căng bề mặt được xác định theo công thức: h R = 625,54 ⋅ σ ρ L ⋅ d l (mm chất lỏng) (5.19, trang 120, [3])

Với: σ : sức căng bề mặt chất lỏng (dyn.cm-1) ρ L : khối lượng riêng của pha lỏng (kg.m -3 )

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l = ρ xtb v6,663 kg.m- 3

Tại t tb y,543 oC ta có:

Tra bảng I.249 trang 310, [1] sức căng bề mặt của nước: σ N f3,4914 dyn.cm -1 Tra bảng I.242 trang 300, [1] sức căng bề mặt của rượu: σ R ,47 dyn.cm -1 σ hh = σ N ⋅ σ R σ N +σ R 42 (dyn.cm -1 ) (I.76 trang 299, [1])

Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là: h R = 4,68 (mm chất lỏng)

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l ' = ρ xtb ' y9,669 kg.m -3

Tra bảng I.249 trang 310, [1] sức căng bề mặt của nước: σ N ' =¿ 707.4974 dyn.cm -1 Tra bảng I.242 trang 300, [1] sức căng bề mặt của rượu: σ ' R =¿ 16.1816 dyn.cm -1 σ hh ' = σ ' N ⋅σ ' R σ ' N + σ ' R = 610,167.17,06

610,167.17,06 =¿ 15.81978 (dyn.cm -1 ) (I.76 trang 299, [1]) Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là: h ' R = 625,54 ⋅ 16.59.1 0 −3

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 9

Kết luận độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm:

4.5.2.6 Phần cất: h t ' =¿ 50.6886 (mm chất lỏng)

4.5.2.7 Phần chưng: h t ' =¿ 67.01675 (mm chất lỏng) hay h t ' =¿ 733.149 (N.m -2 )

 Tổng trở lực của toàn tháp hay độ giảm áp tổng cộng của toàn tháp là: (xem độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua mâm nhập liệu bằng độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm ở phần chưng).

4.6 Kiểm tra ngập lụt khi tháp hoạt động

Chọn khoảng cách giữa hai mâm, với đường kính tháp nằm trog khoảng 0 – 0,6m là: h m âm =0,5 m ¿ 500 mm.

Bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền, chiều cao mực chất lỏng của mâm xuyên lỗ được xác định theo biếu thức: h d =h w + h ow +h t + h d ' (mm chất lỏng) (5.20 trang 120, [3])

Với: h d ' =0,128 ⋅ ( 100 Q L S d ) 2 mm chất lỏng (5.10 trang 115, [3])

S d : tiết diện giữa ống chảy chuyền và mâm

Vậy chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần cất là: h d 49 (mm chất lỏng)

2 %0 mm, đảm bảo khi hoạt động các mâm phần cất

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách Phần chưng:

Vậy chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần chưng là: h d =¿ 103,68 (mm chất lỏng)

2 5 mm, đảm bảo khi hoạt động các mâm phần chưng sẽ không bị ngập lụt.

Vậy: khi hoạt động, đảm bảo tháp sẽ không bị ngập lụt.

Chiều cao của thân tháp: H th ân = N tt (h mâm + δ mâm )+1.2 (IX.54 trang 169, [2])

Với D t 0 mm tra bảng XIII.10 trang 384, [2] ta được h t =0.3 mm

Chiều cao của đáy và nắp: H đá y = H n =h t + h g =0,3 +0,025 =0,325(m)

Chiều cao của tháp: H = H thân + H đ + H n 49 (m) nên chọn H.5 m

Bảng 4-7 : Tóm tắt thông số mâm, trở lực tháp

Thông số Phần cất Phần chưng hk độ giảm áp qua mâm khô (mm chấtlỏng) 17 19,8 h1 độ giảm áp do chiều cao mực chất lỏng trên mâm

34 36 hR độ giảm áp do sức căng bề mặt (mm.chấtlỏng) 5 4 hd kiểm tra ngập khi tháp hoạt động (mm.chấtlỏng) 524 550 ht độ giảm áp pha khí qua một mâm(N.m-2) 92 95 how chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn (mm)

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 11

Thông số Phần cất Phần chưng h ’ d tổn thất thủy lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm (mm)

4.7 Tính toán cơ khí của tháp

Vì tháp chưng cất hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phương pháp hàn giáp mối ( phương pháp hồ quang) Thân tháp được ghép với nhau bằng các mối ghép bích. Để đảm bảo chất lượng của sản phẩm và khả năng ăn mòn của ethanol đối với thiết bị, ta chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép CT3 Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chỉ cần tính thân chịu áp suất trong.

Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán: tt cl tl đinh

Với P cl : áp suất thủy tĩnh do chất lỏng ở đáy

Chọn áp suất sao cho tháp hoạt động ở điều kiện nguy hiểm nhất mà vẫn an toàn:

Chọn nhiệt độ tính toán: t tt =t đáy 0 oC

Tra hình 1.2 trang 16, [5] ứng với thép CT3 ta tìm được:

[σ] ¿ 1 N.mm -2 Đối với rượu, ta có hệ số hiệu chỉnh η=0,95

Xác định bề dày thân chịu áp suất trong:

Ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hàn hồ quang điện bằng tay, hàn giáp môi 2 bên nên hệ số mối hàn: φ h =0,95 (bảng XIII1-8 trang 362, [5])

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

[ σ k ] = σ n k k 8,076 10 6 Ứng suất cho phép giới hạn chảy xác định theo công thức XIII.2 và bảng XIII.4, [3]

Ta lấy giá trị bé hơn trong hai kết quả trên để tính toán

Do đó, bề dày tính toán của thân theo công thức sau:

Mà bề dày thực của thân tháp là: S t = S ’ t +C (mm) (4-10)

Các thông số ban đầu

Các thông số ban đầu:

Nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong nhập liệu: V F @% theo thể tích ethanol

Nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong sản phẩm đỉnh: V D % theo thể tích ethanol

Tỉ lệ thu hồi ethanol: η %

Khối lượng phân tử của ethanol: M R F

Khối lượng phân tử của nước: M N

Trạng thái nhập liệu lỏng sôi Loại thiết bị sử dụng là tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền.

G F , F suất lượng nhập liệu (đơn vị kg.h -1 , kmol.h -1 ) x F , x D , x w : phân mol tương ứng của ethanol trong nhập liệu, sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy. x F , x D , x W : phân khối lượng tương ứng của ethanol trong nhập liệu, sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy

Phương trình cân bằng vật chất cho toàn tháp

Cân bằng vật chất cho toàn tháp:

Cân bằng cấu tử ethanol:

Với t 0 o C, ta có khối lượng riêng của rượu và nước lần lượt là: ρ R y3.25kg.m -3 (tra bảng I.2, trang 9, [1]) ρ N = 995.2 kg.m -3 (tra bảng I.249, trang 310, [1])

Phần mol theo độ rượu: x F = 1

Phân tử lượng trung bình của hỗn hợp:

Do trạng thái nhập liệu vào tháp chưng cất là trạng thái lỏng - sôi nên từ bảng cân bằng lỏng – hơi của hệ ethanol – nước tại x F =0,172 ta nội suy ra t F =¿81.024 oC.

Tra bảng I.2 (trang 9, [1]): ρ Et = 894.486 kg.m -3

Khối lượng riêng của hỗn hợp lỏng: ρ 1 F = x F ρ Et + 1− x F ρ N →ρ F 1.788 (kg.m -3 ) I.2 (trang 5, [1])

22,816 811 (kmol.h -1 ) Giải hệ phương trình (3-1), (3-2), (3-3) ta có:

CHƯƠNG 3: Cân bằng vật chất CBHD: Nguyễn Việt Bách

Phân khối lượng sản phẩm đáy: x W = x W M R x W M R +(1− x W ) M N = 0,013 .46

Xác định tỉ số hoàn lưu tối thiểu

Tỉ số hoàn lưu tối thiểu là chế độ làm việc mà tại đó ứng với số mâm lý thuyết là vô cực Do đó, chi phí cố định là vô cực nhưng chi phí điều hành (nhiên liệu, nước và bơm…) là tối thiểu.

Dựa vào đồ thị với x F =0,172 ta xác định được y ¿ F = 0,599

Tỉ số hoàn lưu thích hợp

Tỉ số hoàn lưu thích hợp thường được xác định qua tỉ số hồi lưu tối thiểu.

Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất

Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng

Với f là chỉ số nhập liệu, ta có: f = F D = 19.992 90.811 = 4.558 y= R+ f

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang3

Số mâm lý thuyết

Hình 3-8 : Đồ thị xác định số mâm lý thuyết

Từ đồ thị có: 8 mâm bao gồm: 4 mâm cất, 3 mâm chưng, 1 mâm nhập liệu.

Vậy, số mâm lí thuyết là N ¿ =8 mâm.

Xác định số mâm thực tế

Số mâm thực tế tính theo hiệu suất trung bình:

Với: η tb : là hiệu suất trung bình của đĩa, là một hàm số của độ bay hơi tương đối và độ nhớt của hỗn hợp lỏng η=f ( α , μ)

N tt : số mâm thực tế

Xác định hiệu suất trung bình của tháp  tb CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT 1 4.1 Đường kính tháp ( Dt ) 4.2 Đường kính đoạn cất 4.3 Đường kính đoạn chưng 4.4 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp

Độ bay hơi tương đối của cấu tử dễ bay hơi: α = y ¿

- x : phân mol của rượu trong pha lỏng.

CHƯƠNG 3: Cân bằng vật chất CBHD: Nguyễn Việt Bách

- y ¿ : phân mol của rượu trong pha hơi cân bằng với pha lỏng.

Tại vị trí nhập liệu: x F =0,172 , y F ¿ =0 , 599 , t ¿ F 024 o C α f = y ¿ F

1−x F x F = 2.809 Tra bảng I.102 (trang 94, [1]): Độ nhớt của nước: μ N = 0.352 cP

Tra bảng I.101 (trang 91, [1]): Độ nhớt của rượu: μ R =¿ 0.389 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí nhập liệu: log μ F = x F log μ Et +(1− x F ) log μ N

Tại vị trí mâm đáy: α w = y w ¿

1− y w ¿ 1−x w x w =1 0.59 Tra bảng I.102 (trang 94, [1]): Độ nhớt của nước: μ N = 0,307 cP

Tra bảng I.101 (trang 91, [1]): Độ nhớt của rượu: μ R =0,310cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí đáy: log μ w =x w log μ R +(1− x w ) log μ N

Tại ví trí mâm đỉnh: x D =0,8 77 , y D ¿ =0,879 ,t D x,06 o C α D = y ¿ D

1− y ¿ D 1− x D x D =1,024 Tra bảng I.102 (trang 94[1]): Độ nhớt của nước: μ N = 0,365cP

Tra bảng I.101 (trang 91[1]): Độ nhớt của rượu: μ R =0,473 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí đỉnh: log μ D =x D log μ R +(1− x D ) log μ N

 Hiệu suất trung bình của tháp η tb 9 08 %

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang5

Số mâm thực tế của tháp N tt : N tt = 8

39.08 % ! Vậy chọn N tt ! mâm, bao gồm 10 mâm cất, 8 mâm chưng, 3 mâm nhập liệu.

Bảng 3-5: Tóm tắt số liệu cân bằng vật chất

CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT

4.1 Đường kính tháp ( D t ) Đường kính tháp được xác định theo IX.90 (trang 181, [1]):

V tb : lượng hơi trung bình đi trong tháp m 3 h -1 ω tb : tốc độ hơi trung bình đi trong tháp m.s -1

G tb : lượng hơi trung bình đi trong tháp kg.h -1

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.

4.2.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp

Lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất xác định theo XI.91 (trang 181[2]): g tb = g d + g 1

2 (4-2) Với: g d : lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp kg.h -1 g l : lượng hơi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất kg.h -1

Theo công thức IX92 (trang 181, [1]): g d = D ( R + 1)B.454 kmol.h -1 →g d 09.793kg.h -1

Xác định g l : Từ hệ phương trình: { ¿ g 1 y ¿ ¿ g 1 g =G 1 1 r =G 1 = 1 x 1 g + 1 d + D r D x d D (4-3)

G l : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất. r l : ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn cất. r d : ẩn nhiệt hóa hợi của hỗn hợp hơi đi ra ở đỉnh tháp.

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 1

Tính r l : Từ t l =t F 024 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312[1]): r N = ¿ 47593.46 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212, trang 254[1]): r R =¿ 38953.59 kJ.kmol -1

Tính r d : Từ t D x.062 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312 [1]): r N = ¿ 47500.51 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212 trang 254 [1]): r R =¿ 39187.33 kJ.kmol -1

Giải hệ (4-3), ta được: { ¿ y 1 =0,3577( ¿ G 1 ,42 phân mol etanol) (kmol h -1 ) ¿ g 1 8,345 ( kmol h -1 )

Tốc độ hơi trung bình trong tháp

Tốc độ giới hạn của hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền: ω gh =0,05 √ ρ ρ xtb ytb (IX111, trang 186, [1])

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 46 +(1− y tb ) 18] 273

22,4.(t tb +273 ) (IX.102, trang 83, [1]) Nồng độ phân mol trung bình: y tb = y 1 + y D

2 = 0.62 Nhiệt độ trung bình đoạn cất: t tb = t F +t D

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

22,4.( 79,543+ 273) =0.237 kg.m -3 Lưu lượng pha hơi đi trong phần cất:

Nồng độ phân mol trung bình: x tb = x F + x D

46.0,612+(1−0,612) 18 =0,801 t tb y.543 o C tra bảng I.2 trang 9 [1] → ρ xtb y9.6609 kg.m -3

⇒ω gh = 0,05 √ 799.6609 0.237 =2,9 m.s -1 Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp: ω h =0,8 ω gh =0,8.2,2=2.322m.s -1

Vậy đường kính đoạn cất:

4.3.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp: g tb = g n ' + g 1 '

- g n ' : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (kg.h -1 )

- g 1 ' : lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg.h -1 )

Xác định g n ' : g n ' = g 1 5,536 kg.h -1 hay 31,405 kmol.h -1

Xác định g 1 ' : Từ hệ phương trình { ¿ ¿ G g 1 ' 1 ' x r ¿ 1 ' G 1 ' =g = 1 ' = g 1 ' n ' g y r 1 ' +W n ' w = +W x g 1 r 1 w (4-5)

- G 1 ' : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 3

- r 1 ' : ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng

⇒ M tbW = 46 y W +(1− y w ).18F.0,112+(1−0,112).18 B,629 kg.kmol -1 t 1 ' =t w 525 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312, [1]): r N = ¿ 47958.2 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212, trang 254, [1]): r R =¿ 38002.01 kJ.kmol -1

Giải hệ (4-5), ta được: { ¿ G 1 ' 1.4348(kmol h -1 ) ¿ x 1 ' =0,006 ¿ g 1 ' @,545 ( Kmol.h -1 )

4.4 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: ω gh ' =0,05 √ ρ ρ ' xtb ' ytb (4-6)

Với: ρ ' xtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (kg.m -3 ) ρ ' ytb : khối lượng riêng trung bình củ pha hơi (kg.m -3 )

Xác định ρ ' ytb : ρ ' ytb = [ y tb ' 46 +(1− y tb ' ) 18] 273

22,4.(t tb ' +273 ) (4-7) Nồng độ phân mol trung bình: y tb ' = y 1 + y w

2 = 0,311Nhiệt độ trung bình đoạn chưng:

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách t tb ' = t F +t W

Lưu lượng pha hơi trong phần chưng:

Nồng độ phân mol trung bình: x tb ' = x F + x w

46 x ' tb +(1−x ' tb ) 18 =0,374 Với t tb ' ,774 o C ta có:

Khối lượng riêng của nước tra bảng I.249 trang 310, [1]: ρ ' N t1,24 Kg.m -3

Khối lượng riêng của rượu tra bảng I.2 trang 9, [1]: ρ ' R = 967,44 Kg.m -3

⇒ ρ ' xtb = ( ρ x Et ' tb ' + 1−x ρ ' N tb ' ) −1 4.42 (Kg.m -3 )

⇒ ω gh = 0,05 √ 956,515 0,85 =1,548 (m.s -1 ) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp: ω h =0,8 ω gh =0,8.1,548=1,238 (m.s -1 )

Vậy đường kính đoạn chưng:

Do đường kính của đoạn chưng và đoạn cất không chênh lệch nhiều, để thuận tiện tính toán ta chọn D t = D cấtt = D chưng =0,9 m.

Tốc độ làm việc thực:

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 5

Bảng 4-6 : Tóm tắt các thông số đường kính tháp

Kí hiệu Đoạn cất Đoạn chưng g d (kg.h -1 ) 1809,793 975.8127 g 1 (kg.h -1 ) 1634,652 1031.81 g tb (kg.h -1 ) 924,0692 2666,46 ρ ytb (kg.m -3) 0,237 0,905 ρ xtb (kg.m -3) 799,66 914,926 ω lv (m.s -1 ) 1,7 1,28

4.5 Mâm lỗ - trở lực của mâm

Chọn tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền.

Chọn đường kính lỗ d 1 =3 mm ¿ 0,003 m.

Tổng diện tích lỗ bằng 8% diện tích mâm.

Khoảng cách giữa hai tâm lỗ bằng 2,5 lần đường kính lỗ.

Bố trí theo hình lục giác đều.

Tỉ lệ bề dày mâm và đường kính lỗ là 2/3.

Diện tích dành cho ống chảy chuyền là 20% diện tích mâm.

S l ô =0,08⋅ ( D d 1 t ) 2 =0,08 ⋅ ( 0,003 0.5 ) 2 r00 lỗ Áp dụng công thức V.139 trang 48, [2]

Số lỗ trên đường chéo: b=2 a−1=2.43−1 lỗ

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

4.5.2 Độ giảm áp của pha khí qua một mâm Độ giảm áp tổng cộng của 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: h tl = h k +h l +h R (5.15, trang 118, [3])

4.5.2.1 Độ giảm áp qua mâm khô Độ giảm áp của pha khí qua mâm khô được tính dựa trên cơ sở tổn thất áp suất do dòng chảy đột thu, đột mở và do ma sát khi pha khí chuyển động qua lỗ. h k = ( C v 0 2 0 2 ) ⋅ ( 2 ρ g ρ G L ) Q⋅ ( C u 0 2 0 2 ) ⋅ ρ ρ G L (5.16, trang 119, [3])

Với: u 0 : vận tốc pha hơi qua lỗ m.s -1 ρ G : khối lượng riêng của pha hơi Kg.m -3 ρ L : khối lượng riêng của pha lỏng Kg.m -3

C 0 : hệ số orifice, phụ thuộc vào tỷ số tổng diện tích lỗ với diện tích mâm và tỷ số giữa bề dày mâm với đường kính lỗ.

1 =0,667 tra hình 5.20 trang 119, [3] ta được C 0 =0,75 Đối với mâm ở phần cất:

Vận tốc pha hơi qua lỗ: u 0 = ω lv

8% !,25 (m.s -1 ) Khối lượng riêng của pha hơi: ρ G =ρ ytb =0,23 kg.m -3

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l = ρ xtb y9.66 kg.m -3 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất: h k 818(mm chất lỏng) Đối với mâm ở phần chưng:

Vận tốc pha hơi qua lỗ: u 0 ' = ω lv '

8% ,06 m.s -1 Khối lượng riêng của pha hơi: ρ G ' =ρ ' ytb =0,905 kg.m -3

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l ' = ρ xtb ' 4,4 2 kg.m -3 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần chưng: h ' k $.44 (mm chất lỏng)

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 7

4.5.2.2 Độ giảm chất lỏng trên mâm

Phương pháp đơn giản để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm do lớp chất lỏng trên mâm h l là từ chiều cao gờ chảy tràn h w , chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn h ow và hệ số hiệu chỉnh theo β : h 1 = β ( h w +h ow )

Chọn hệ số hiệu chỉnh: β=0,6

Chiều cao gờ chảy tràn: h w P mm

Chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn được tính từ phương trình Francis với gờ chảy tràn phẳng: h ow C,4 ⋅ ( L q L w ) 3 2 (5.13, trang 116, [3])

- L w : lưu lượng của chất lỏng (m 3 ph -1 )

- L w : chiều dài hiệu dụng của gờ chảy tràn (m)

Dùng phương pháp lặp ta được: n o =9 3 o

⇒ h ow C,4 ⋅ ( q L L w ) 2 3 C,4 ⋅ ( 0,019 0,467 ) 2 3 =5.307 (mm chất lỏng) Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần cất h l = β.( h w +h ow )=0,6.(50+5,307 )3,18 (mm chất lỏng)

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần chưng: h l ' = β ( h w + h ow ' ) =0,6 ( 50+ 14.801 ) 8,8 806 (mm chất lỏng)

4.5.2.3 Độ giảm áp do sức căng bề mặt Độ giảm áp sức căng bề mặt được xác định theo công thức: h R = 625,54 ⋅ σ ρ L ⋅ d l (mm chất lỏng) (5.19, trang 120, [3])

Với: σ : sức căng bề mặt chất lỏng (dyn.cm-1) ρ L : khối lượng riêng của pha lỏng (kg.m -3 )

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l = ρ xtb v6,663 kg.m- 3

Tại t tb y,543 oC ta có:

Tra bảng I.249 trang 310, [1] sức căng bề mặt của nước: σ N f3,4914 dyn.cm -1 Tra bảng I.242 trang 300, [1] sức căng bề mặt của rượu: σ R ,47 dyn.cm -1 σ hh = σ N ⋅ σ R σ N +σ R 42 (dyn.cm -1 ) (I.76 trang 299, [1])

Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là: h R = 4,68 (mm chất lỏng)

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ l ' = ρ xtb ' y9,669 kg.m -3

Tra bảng I.249 trang 310, [1] sức căng bề mặt của nước: σ N ' =¿ 707.4974 dyn.cm -1 Tra bảng I.242 trang 300, [1] sức căng bề mặt của rượu: σ ' R =¿ 16.1816 dyn.cm -1 σ hh ' = σ ' N ⋅σ ' R σ ' N + σ ' R = 610,167.17,06

610,167.17,06 =¿ 15.81978 (dyn.cm -1 ) (I.76 trang 299, [1]) Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là: h ' R = 625,54 ⋅ 16.59.1 0 −3

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 9

Kết luận độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm:

4.5.2.6 Phần cất: h t ' =¿ 50.6886 (mm chất lỏng)

4.5.2.7 Phần chưng: h t ' =¿ 67.01675 (mm chất lỏng) hay h t ' =¿ 733.149 (N.m -2 )

 Tổng trở lực của toàn tháp hay độ giảm áp tổng cộng của toàn tháp là: (xem độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua mâm nhập liệu bằng độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm ở phần chưng).

4.6 Kiểm tra ngập lụt khi tháp hoạt động

Chọn khoảng cách giữa hai mâm, với đường kính tháp nằm trog khoảng 0 – 0,6m là: h m âm =0,5 m ¿ 500 mm.

Bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền, chiều cao mực chất lỏng của mâm xuyên lỗ được xác định theo biếu thức: h d =h w + h ow +h t + h d ' (mm chất lỏng) (5.20 trang 120, [3])

Với: h d ' =0,128 ⋅ ( 100 Q L S d ) 2 mm chất lỏng (5.10 trang 115, [3])

S d : tiết diện giữa ống chảy chuyền và mâm

Vậy chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần cất là: h d 49 (mm chất lỏng)

2 %0 mm, đảm bảo khi hoạt động các mâm phần cất

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách Phần chưng:

Vậy chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần chưng là: h d =¿ 103,68 (mm chất lỏng)

2 5 mm, đảm bảo khi hoạt động các mâm phần chưng sẽ không bị ngập lụt.

Vậy: khi hoạt động, đảm bảo tháp sẽ không bị ngập lụt.

Chiều cao của thân tháp: H th ân = N tt (h mâm + δ mâm )+1.2 (IX.54 trang 169, [2])

Với D t 0 mm tra bảng XIII.10 trang 384, [2] ta được h t =0.3 mm

Chiều cao của đáy và nắp: H đá y = H n =h t + h g =0,3 +0,025 =0,325(m)

Chiều cao của tháp: H = H thân + H đ + H n 49 (m) nên chọn H.5 m

Bảng 4-7 : Tóm tắt thông số mâm, trở lực tháp

Thông số Phần cất Phần chưng hk độ giảm áp qua mâm khô (mm chấtlỏng) 17 19,8 h1 độ giảm áp do chiều cao mực chất lỏng trên mâm

34 36 hR độ giảm áp do sức căng bề mặt (mm.chấtlỏng) 5 4 hd kiểm tra ngập khi tháp hoạt động (mm.chấtlỏng) 524 550 ht độ giảm áp pha khí qua một mâm(N.m-2) 92 95 how chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn (mm)

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 11

Thông số Phần cất Phần chưng h ’ d tổn thất thủy lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm (mm)

4.7 Tính toán cơ khí của tháp

Vì tháp chưng cất hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phương pháp hàn giáp mối ( phương pháp hồ quang) Thân tháp được ghép với nhau bằng các mối ghép bích. Để đảm bảo chất lượng của sản phẩm và khả năng ăn mòn của ethanol đối với thiết bị, ta chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép CT3 Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chỉ cần tính thân chịu áp suất trong.

Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán: tt cl tl đinh

Với P cl : áp suất thủy tĩnh do chất lỏng ở đáy

Chọn áp suất sao cho tháp hoạt động ở điều kiện nguy hiểm nhất mà vẫn an toàn:

Chọn nhiệt độ tính toán: t tt =t đáy 0 oC

Tra hình 1.2 trang 16, [5] ứng với thép CT3 ta tìm được:

[σ] ¿ 1 N.mm -2 Đối với rượu, ta có hệ số hiệu chỉnh η=0,95

Xác định bề dày thân chịu áp suất trong:

Ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hàn hồ quang điện bằng tay, hàn giáp môi 2 bên nên hệ số mối hàn: φ h =0,95 (bảng XIII1-8 trang 362, [5])

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

[ σ k ] = σ n k k 8,076 10 6 Ứng suất cho phép giới hạn chảy xác định theo công thức XIII.2 và bảng XIII.4, [3]

Ta lấy giá trị bé hơn trong hai kết quả trên để tính toán

Do đó, bề dày tính toán của thân theo công thức sau:

Mà bề dày thực của thân tháp là: S t = S ’ t +C (mm) (4-10)

C a : hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học, phụ thuộc vào tốc độ ăn mòn của chất lỏng Chọn tốc độ ăn mòn của rượu là 0,1 mm.năm -1 , thiết bị hoạt động trong 20 năm Do đó

C b : hệ số bổ sung do bào mòn cơ học, chọn C b =0 mm.

C c : hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, chọn C c =0mm

C o : hệ số bổ sung qui tròn, chọn C o =1.759mm.

900 =0,0027 P tt (thỏa điều kiện) Kết luận: Bề dày thực của tháp: S t =4.45 mm

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 13

Bảng 4-8 : Các thông số bề dày tháp

Thông số Đơn vị Giá trị

Ptt N.mm -2 0,07 ttt = tmaxđáy oC 100

4.7.3 Đáy và nắp thiết bị

Chọn đáy và nắp có dạng là elip tiêu chuẩn, có gờ bằng thép ct3 Đáy và nắp làm việc chịu áp suất trong:

Hình 4-9 : Đáy nắp elip có gờ tiêu chuẩn [2]

Do đáy (nắp) có lỗ làm việc chịu áp suất trong nên:

(4-12) Với k : hệ số không thứ nguyên k =1− d

D t (XIII.48 trang 385, [2]) d : đường kính lớn nhất ( hay kích thước lớn nhất của lỗ không phải hình tròn), của lỗ không tăng cứng Chọn đường kính lỗ ống hơi của đáy và nắp tháp d= 100 mm.

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Nguyễn Việt Bách

0,9 =0,89 Chọn nhiệt độ tính toán: t tt =t đá y 0 o C.

Tra bảng XII.5 CT3ta tìm được: [σ] ¿ 2 N.mm -2 Đối với rượu, ta có hệ số hiệu chỉnh η=1

P tt ⋅ k ⋅ φ h = 844.2298> 30 Chiều dày tính toán được xác định theo công thức (XIII.47 trang 385, [2]):

Với h b : chiều cao phần lồi của đáy ( h b =0,1 m) (XIII.10 trang 384 [2]).

Tra bảng XIII.11 trang 384 [2] ta được chiều cao gờ của đái nắp h gờ =0,025 m.

Chiều dày thực của đáy được xác định như sau:

C được tính giống như phần xác định bề dày thân: C =2.9998 mm, nên:

Vì S –C số mâm giữa hai mặt bích là 4, số mặt bích ghép thân – đáy – nắp là 6 bích. Độ kín của mối ghép bích chủ yếu do vật đệm quyết định Đệm làm bằng vật liệu mềm hơn so với vật liệu bích Khi xiết bu- lông, đệm bị biến dạng và lắp đầy lên các chỗ gồ ghề trên bề mặt của bích Vậy để đảm bảo độ kín cho thiết bị ta chọn đệm là đệm cao su cách nhiệt có bề dày là 3 mm.

4.7.5 Đường kính các ống dẫn, thông số của bích ghép các ống dẫn

TÍNH TOÁN THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT

Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị đun nóng hỗn hợp

Q D1 : nhiệt lượng do hơi đốt cấp vào thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu

D 1 : lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi hỗn hợp đầu (kg.h -1 ) λ 1 : nhiệt lượng riêng của dòng hơi vào thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu (kJ.kg -1 )

Vì nhiệt độ sôi của hỗn hợp đầu là 84.503 o C nên nhiệt độ của dòng hơi cấp nhiệt phải lớn Chọn nhiệt độ của dòng hơi cấp nhiệt thiêt bị là 130 oC tương đương với nhiệt độ sôi của nước ở 2,025 at Theo bảng I.250, trang 312, [1] ta có nhiệt lượng riêng của hơi nước ở 120 oC là 2711 kJ.kg -1 ⇒ λ 1 '27 kJ.kg -1

Q f : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào thiết bị đun sôi

- C f : nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu J.kg -1 độ -1

- t f : nhiệt độ đầu của hỗn hợp, xét ở 40 o C

Nhiệt dung riêng của ethanol ở 30 o C, C R )82,5 J.kg -1 độ -1 (bảng I.154, trang

Nhiệt dung riêng của nước ở 40 o C, C N A80,391 J.kg -1 độ -1 (bảng I.147, trang

Q F : nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang ra khỏi thiết bị đun sôi

CHƯƠNG 5: Cân bằng năng lượng CBHD: Nguyễn Việt Bách

- C F : nhiệt dung riêng của hỗn hợp đi ra khỏi thiết bị đun sôi (J.kg -1 độ -1 ) t F ,503 o C Ở 83.19 o C, C R 8839,27 J.kg -1 độ -1 (bảng I.154, trang 172, [1]) Ở 83.19 o C, C N B02,001J.kg -1 độ -1 (bảng I.147, trang 165, [1])

Q nt : Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra (kJ.h -1 )

Tại p= 2,755 at tương đương t 1 0 oC Ở 130 o C, C 1 B62,542 kJ.kg -1 độ -1 (tra bảng I.148, trang 166, [1])

Q mf : nhiệt lượng tỏa ra môi trường ở bộ phận gia nhiệt hỗn hợp nhập liệu

Nhiệt lượng tỏa ra môi trường xung quanh lấy bằng 5% lượng nhiệt tiêu tốn:

Tại t 1 0 o C tra bảng I.250, trang 312, [1] ta có r 1 = 2727 kJ.kg -1

Suy ra công thức (5-1) bằng:

Lượng hơi cần dùng để đốt nóng hỗn hợp đầu:

Cân bằng nhiệt lượng cho toàn tháp chưng cất

Q D2 : nhiệt độ do dòng hơi đốt để đun sôi dung dịch trong đáy tháp

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang2

- D 2: lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi dung dịch ở đáy tháp (kg.h -1 )

- λ 2: nhiệt lượng riêng của dòng hơi mang vào đáy tháp (kJ.kg -1 )

Vì nhiệt độ sôi của đáy là 120,787 o C nên nhiệt độ của dòng hơi cấp nhiệt phải lớn Chọn nhiệt độ của dòng hơi cấp nhiệt của thiết bị là 150 o C tương đương với nhiệt độ sôi của nước ở 4.855 at Theo bảng I.250 trang 312, [1] ta có nhiệt lượng riêng của nước ở 150 o C là 2753 kJ.kg -1 ⇒ λ 2 '53 kJ.kg -1

Q R : nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào tháp

- C R : nhiệt dung riêng của dòng hồi lưu (J.kg -1 độ -1 )

- t R : nhiệt độ của dòng hồi lưu ( o C) Ở t R y,778 o C:

Tra bảng I.154, trang 172, [1] ⇒ C R 808,668 J.kg -1 độ -1

Tra bảng I.147, trang 165, [1] ⇒ C N = 4198,147 J.kg -1 độ -1

Q y : nhiệt lượng do dòng hơi mang ra khỏi đỉnh tháp

Với λ D : nhiệt lượng riêng của hơi rượu ở đỉnh tháp (J.kg -1 ). λ D =λ R y ¿ D + λ N (1− y ¿ D ) Ở t D y,778 oC:

Tra bảng I.154, trang 172, [1] ⇒ C R 808,668 J.kg -1 độ -1

Tra bảng I.212, trang 254, [1] ⇒ r R = 845,5395kJ.kg -1

Ta có: λ R =r R + C R t R 5,5395 +3808,668.79,77859,988182 (kJ.kg-1) y ¿ D : phân khối lượng của dòng hơi ra khỏi đỉnh tháp

CHƯƠNG 5: Cân bằng năng lượng CBHD: Nguyễn Việt Bách y ¿ D = 0,659.46

Tra bảng I.250, trang 312, [2] ta có λ N &43 kJ.kg -1

Q w : nhiệt lượng sản phẩm đáy mang ra

C w : nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đáy (J.kg -1 độ -1 ) t w : nhiệt độ của dòng sản phẩm đáy ( o C)

Tra bảng I.147, trang 165, [1] ở 120,7 o C ⇒ C N =¿ J.kg-1.độ-1

Xem hỗn hợp đáy chỉ gồm nước ⇒ C w =C N B39,46 J.kg-1.độ -1

Q Nt2 : nhiệt lượng do nước ngưng ở bộ phận đun sôi hỗn hợp đáy

Q nt 2 = D 2 C nt 2 t nt 2 (IX.161, trang 198, [2]) (5-13)

Tại p= 2,088 at tương đương t nt 2 0,787 o C

Tra bảng I.148, trang 166, [1] ở 120,787 o C: C nt 2 =4,24662 kJ.kg -1 độ -1

Q xq2 : nhiệt lượng tổn thất ra môi trường của toàn tháp

Tại t 1 0,787 oC ta có r 2 "04.95 kJ.kg-1 (tra bảng I.212, trang 254, [1])

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang4

Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

D × ( R th +1) ×r D = G hl ×C n × ( t 2 −t 1 ) ( IX 165 trang 198− [ 4 ] ) Với: rD: ẩn nhiệt hóa hơi của dòng hơi đi ra khỏi tháp tra bảng I.212 trang 254 [3] với tD = 79.81 o C rD = 202.088 (kJ/kg).

Ghl: lượng nước cần dùng cho thiết bị ngưng tụ hồi lưu. t1, t2: nhiệt độ của nước vào và ra khỏi thiết bị ngưng tụ, chọn t1 = 30 o C, t2 40 o C.

Nhiệt độ trung bình của nước làm mát trong thiết bị ngưng tụ hồi lưu: ttb = 35 o C.

Cn: nhiệt dung riêng của nước ở nhiệt độ trung bình Tra bảng I.147 trang 165 [3]

Suất lương nước lạnh dùng ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Vì thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là dạng ngưng tụ hoàn toàn nên

Gll: lượng nước làm nguội sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ (kg/h) t1,t2: nhiệt độ nước trước và sau khi trao đổi nhiệt lần lượt là 30,40 0 C

Cp: nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh khi chưa được làm nguội (J/kg.độ). t ’ 1, t ’ 2: nhiệt độ trước và sau khi sản phẩm đỉnh được làm nguội ( o C).

Nhiệt độ trước và sau khi sản phẩm đỉnh được làm nguội là t ’ 1 = 79,78 o C, t ’ 2 40 o C

Tra I.154 trang 172 với x D =0,653 [3] ở 79,78.1 o C CR = 3979,56 (J/kg.độ).

CHƯƠNG 5: Cân bằng năng lượng CBHD: Nguyễn Việt Bách

Tra I.147 trang 165 [1] ở 79,78 o C CN = 4198,13 (J/kg.độ).

Suất lượng nước làm nguội sản phẩm đỉnh

Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm mát Chipller CHƯƠNG 6: Tính toán thiết bị phụ

Gll: lượng nước làm nguội sản phẩm đỉnh đã qua làm mát (kg/h) t1,t2: nhiệt độ nước trước và sau khi trao đổi nhiệt lần lượt là 30,40 0 C

Cp: nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh khi chưa được làm nguội (J/kg.độ). t ’ 3, t ’ 4: nhiệt độ không khí trước và sau khi làm mát lần lượt là 30,60 0 C ( o C).

Nhiệt độ trước và sau khi sản phẩm đỉnh được làm nguội là t ’ 1 = 40 o C, t ’ 2 = 30 o C

Ta có nhiệt độ tủng bình của không khí là 45 0 C.=> Ckk = 980,61 (J/kg.độ).

Ta có nhiệt độ tủng bình của nước là 35 0 C.=> Cn = 4198,14 (J/kg.độ).

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang6

CHƯƠNG 6: Tính toán thiết bị phụ

Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ - ống loại TH đặt nằm ngang Ống truyền nhiệt làm bằng thép X18H10T, kích thước ống 25 x 2, chiều dài ống

Chọn nước làm lạnh đi trong ống với nhiệt độ đầu t 1 ( oC và nhiệt độ cuối t 2 B oC

Nhiệt độ trung bình trong thiết bị ngưng tụ hồi lưu: t tbD 5 o C

Các tính chất lý học của nước được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình t tbD 5 o C:

Nhiệt dung riêng: C N =4,1809 J.kg -1 độ -1

Khối lượng riêng: ρ N = 994 kg.m -3 Độ nhớt động học: μ N = 0,7225.10 −3 N.s.m -2

6.1.1 Suất lượng nước cần dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh:

Tra bảng I.212, trang 254, [1] ở t D x,2 o C ta được r D = 848,748 kJ.kg -1

Nhiệt lượng dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh:

Xác định bề mặt truyền nhiệt

Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt

- Δt log: nhiệt độ trung bình logarit

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang 1

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: Δt Δt 1 − Δt 2 ln Δt 1 Δt 2

Xác định hệ số truyền nhiệt K:

Với: α N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W.m -2 độ -1 ) α R : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ (W.m -2 độ -1 )

∑ r t : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu

6.1.2 Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống

Chọn vận tốc nước đi trong ống: v N =0.8 m.s -1

Số ống trong một đường nước: n= G N ρ N 4 π d v 2 v N = 3,361

0,7225.1 0 −3 #113,08> 10 4 (chế độ chảy rối) Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

N u N =0,021 ε 1 ℜ 0,8 N Pr 0,43 N ( Pr Pr N w ❑ ❑ ) 0,25 (V.40, trang 14, [2]) (5-18) Trong đó: ε 1 : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỉ lệ chiều dài ống với đường kính ống.

Pr N ❑: chuẩn số Prandlt của nước ở 35 o C nên Pr N ¿ 4,9 (I.249, trang 310, [1])

- Pr w ❑: chuẩn số Pandlt của nước tính theo nhiệt độ trung bình của vách Suy ra: N u N =0,021 ⋅ 1⋅ 2311,08 0,8 ⋅ 4 , 9 0,43 ⋅ ( Pr 4,9 w ❑ ) 0,25 = 191,707 Pr w 0,25 ❑

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống:

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách α N = N u N λ N d v = 191,707.0,6257

Pr w 0,25 ❑ Nhiệt tải phía nước làm lạnh: q N =α N ( t w 2 −t tbN )= 5711,956

Pr 0,25 w ❑ ⋅(t w 2 −t tbN ) (5-19) Với t w2 là nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống).

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: q t = t w 1 −t w 2

- t w 1: nhiệt độ vách tiếp xúc với rượu (ngoài ống)

Bề dày thành ống: δ t =2 mm ¿ 0,002 m

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t ,3 W.m -2 K -1 (XII.7, trang 313, [2])

- Nhiệt trở lớp bẩn trong nước với nước sạch: r 1 = 1

- Nhiệt trở lớp cấu tử sản phẩm đỉnh với tường ngoài ống: r 2 = 1

6.1.3 Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ Đặt: A=0,725 4 √ r R μ λ R d R 3 ρ ng R 2 với R R = [J.kg -1 ] α R =0,725 √ 4 μ R ( r t R D λ −t R 3 ρ w 1 ) 2 R d ng = ¿¿ A (5-23)

Nhiệt tải ngoài thành ống: q R =α R ¿ (W.m -2 ) (5-24)

Từ (5-19), (5-22), (5-24) sử dụng phương pháp lặp để xác định t w 1, t w 2.

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang3

Các tính chất lý học của rượu ngưng tụ được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình: t tbD = t D +t w1

2 g o C Ẩn nhiệt ngưng tụ (bảng I.250, trang 254, [1]): r R =r D 2,722 kJ.kg -1

Khối lượng riêng (bảng I.2, trang 9, [1]): ρ R v2,363 kg.m -3 Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [1]): μ R =0,5364.1 0 −3 N.s.m -2

Hệ số dẫn nhiệt (bảng I.130, trang 134, [1]): λ R =0,164 W.m -1 K -1

Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: q R =q t &981,105 (W.m -2 )

Pr w 0,25 ❑ (t w 2 −t tbN )'704,766 (W.m -2 ) Kiểm tra sai số: ε = | q N −q R | q R =|27704,766 −26981,105|

26981,105 ⋅ 100=2,68 %10 4 (chế độ chảy quá độ) Xác định chuẩn số Nusselt:

1: hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReD và tỷ lệ chiều dài với đường kính ống:

0,01 0>50nên chọn ε 1 =1 (tra bảng V.2, trang 15, [2])

K : hệ số phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds, ℜ D ¿ 3038,544 nên C,194 (V.44, trang 16, [2])

Pr D ❑: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh tính 56,6 o C nên

Pr w 1 ❑: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh tính theo nhiệt độ trung bình của vách.

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống ngoài: α D = N u D λ D d t đ = 225,28.0,164

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách

Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh: q D =α D (t tbD −t w 1 )= 3694,59

Pr 0,25 w1 ❑ ⋅(57,38−t w1 ) (5-28) Với t w 1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh (ngoài ống nhỏ).

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: q t = t w 1 −t w 2

Trong đó: t w 2 : nhiệt độ vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ)

Bề dày thành ống: δ t =2 mm

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t ,3 W.m -2 K -1 (XII.7, trang 313, [2])

Nhiệt trở lớp bẩn ở tường trong của ống: r 1 = 1

5000 m 2 độ.m -1 Nhiệt trở lớp bẩn ở tường ngoài ống: r 2 = 1

❖Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ:

Vận tốc nước đi trong ống: v N = G N ρ N ⋅

0,83.10 −3 p628,9> 10 4 (chế độ chảy rối) Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang9

Trong đó: ε 1 : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ℜ N ❑ và tỉ lệ chiều dài ống với đường kính ống

- Pr N ❑:chuẩn số Prandlt của nước ở 45 o C nên Pr N ¿ 3.8 (bảng I.249 trang

- Pr w ❑: chuẩn số Pandlt của nước tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống trong: α N = N u N λ N d tr = 4297,25.0,645

Pr w2 0,25 ❑ Nhiệt tải phía nước làm lạnh: q N =α N ( t W 2 − t tbN )= 277495

Các thông số của rượu ngưng tụ ứng với nhiệt độ t w1 F,55 oC được tra ở tài liệu [1]:

- Nhiệt dung riêng: C R =3,908 kJ.kg -1 độ -1 (I.154, trang 172, [1])

- Độ nhớt động học: μ R =0,8.1 0 −3 N.s.m -2 (I.101, trang 91, [1])

- Hệ số dẫn nhiệt: λ R =0,16 W.m -1 K -1 (I,130, trang 134, [1])

2 E,78 o C Tra bảng I.249, trang 310, [1] ta có: Pr w 2 ¿ 3,86

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách q N = 277495 3,86 0,25 ( 45,011−45)= 3052,44 (W.m -2 ) Kiểm tra sai số: ε = | q N −q D | q D =|3052,44 −3092,305|

3052,44 100= 4,29 %< 5% (thỏa điều kiện) Vậy: t w 1 F,55 o C và t w 2 E,011 o C

Bề mặt truyền nhiệt trung bình:

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 m Chia thành 9 dãy, mỗi dãy dài 2 m.

Bảng 6-20 : Tóm tắt thông số thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Thông số Kí hiệu Giá trị

Loại thiết bị Ống lồng ống Đường kính ống ngoài dng 20 mm

Bề dày ống ngoài 2 mm

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang11

Thông số Kí hiệu Giá trị Đường kính ống trong dtr 10 mm

Bề dày ống trong 2 mm

Hệ số truyền nhiệt K 249,5 W.m -2 độ -1

Bề mặt truyền nhiệt trung bình

Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy

Chọn nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là nồi đun Kettle, ống truyền nhiệt được làm bằng theo X18H10T, kích thước ống 25 x 2.

Chọn dòng hơi cấp nhiệt đi trong ống 25 x 2 là hơi nước ở 4,025 at, tương đương với nhiệt độ sôi của nước: t sN 0 o C Ẩn nhiệt ngưng tụ: r N = 2753 kJ.kg -1 (I.250, trang 312, [1])

Sản phẩm đáy trước khi vào nồi đun có nhiệt độ t 1 ' =t w 0,787 o C, nhiệt độ ra t ' w 0 o C.

Suất lượng hơi nước cần dùng

Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho đáy tháp:

Suất lượng hơi nước cần dùng:

6.3.1 Xác định bề mặt truyền nhiệt

Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều ta có: Δt Δt 1 − Δt 2 ln Δt 1 Δt 2

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 độ -1 α D : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ W.m -2 độ -1

∑ r t : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước:

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được tính theo công thức: α N =0,725 A ( (t sN − r t N w 1 ).d tr ) 0,25 (5-34) α N =0,725 A ( (150−t 2753.1200 w 1 ).0,021 ) 0,25 = 107 ¿¿ A

Với: t w 1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước (trong ống)

A : hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý của nước theo nhiệt độ

Nhiệt tải ngoài thành ống: q N =α N (150−t w 1 )7 A ¿(5-35)

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: q t = t w 1 −t w 2

- t w 2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống)

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang13

Bề dày thành ống: δ t =2 mm

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t ,3 W.m -2 độ -1 (XII.7, trang 313, [2])

Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: r 1 = 1

5000 m 2 độ.W -1 Nhiệt trở của lớp cáu phía sản phẩm đáy: r 2 = 1

Xác định hệ số cấp nhiệt 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 đá y =0,145 P 0,5 ¿ (V.91, trang 26, [2]) (5-39)

Với P: áp suất để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, khi đó P=1 at ¿ 10 5 N.m -2 α đá y =0,145 ¿ q đá y = 45,853.¿ (5-40)

Khi đó ở nhiệt độ trung bình: t tb = 150+142,63

Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: q t = q N d762,3 (W.m -2 )

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách ε = | q N −q đá y | q đá y =|64762,3−63533,7|

23354,428 ⋅ 100=1,9%< 5% (thỏa điều kiện) Vậy t w 1 4,95 o C và t w 2 6,5 o C

Khi đó: α N = 107 A ¿¿ W.m -2 độ -1 α đá y E,853 ¿ W.m -2 ,độ -1

Bề mặt truyền nhiệt trung bình:

Chọn số ống truyền nhiệt là 91 ống.

Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt:

Chọn chiều dài mỗi ống là 2 m Vậy nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống với số ống n = 91 Ống được bố trí theo hình lục giác đều, nên ta có số ống trên đường chéo hình lục giác: b = 11 ống Chọn bước ngang giữa hai ống: t =1,4 d ng =0,035 m (trang 49,

[2]). Đường kính vỏ thiết bị:

Bảng 6-21 : Tóm tắt các thông số nồi đun chất lỏng ở đáy tháp

Loại thiết bị Nồi đun Kettle

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang15

Giá trị Đường kính ngoài của ống 25 mm

Hệ số truyền nhiệt K 1290,86 W.m -2 độ -1

Bề mặt truyền nhiệt trung bình Ftb 3,489 m 2 Đường kính vỏ thiết bị Dv 0,5 m

Thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu và sản phẩm đáy

Chọn thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu và sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt dạng ống lồng ống Ống truyền nhiệt được làm bằng thếp không gỉ X18H10T, kích thước ống trong 25 x 2, kích thước ống ngoài 38 x 2.

Dòng nhập liệu đi trong ống 25 x 2 với nhiệt độ đầu t F ' 0 o C Sản phẩm đáy đi trong ống 38 x 2 với nhiệt độ đầu t w 0 o C, nhiệt độ cuối t ’ w @ o C Ứng với nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy: t tbw = t w ' + t w

2 o C Nhiệt dung riêng: C w = 4,198 kJ.kg -1 độ -1 (I.147, trang 156, [1])

Suất lượng sản phẩm đáy:

Q w =G w C w (t w −t w ' )=0,282.4,198 (120−40)&,3 (kW) Ở 30 o C ta xem như nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu là hằng số [1]:

C R =3,218 kJ.kg -1 độ -1 (bảng I.154, trang 172, [1])

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách

Nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy: t F } = {{Q} rsub {w}} over {{C} rsub {F} {G} rsub {F}} + {t} rsub {F} rsup {'} = {94680} over {3,72 {1691,35} over {3600}} +30E,0¿ oC

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình: t tbF =t F } + {t} rsub {F} rsup {'}} over {2} = {30+48,04} over {2} 7,¿ ¿ o C

Khối lượng riêng: ρ F = 924,486 kg.m -3 (bảng I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: μ F 1 0 −3 N.s.m -2 (bảng I.101, trang 91, [1])

Nhiệt dung riêng: C F =3,844 kJ.kg -1 độ -1 (bảng I.154, trang 172, [1])

Hệ số dẫn nhiệt: λ F =0,642 W.m -1 độ -1 (bảng I.130, trang 134, [1])

Xác định bề mặt tuyền nhiệt

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều nên: Δt Δt 1 − Δt 2 ln Δt 1 Δt 2

Xác định hệ số truyền nhiệt K:

Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:

Với: α F : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống W.m -2 độ -1 α W : hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đáy đi trong ống ngoài W.m -2 độ -1

∑ r t : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy ở ống ngoài

Vận tốc của sản phẩm đáy đi ở ống ngoài:

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang17 v W = G w ρ w ⋅ 4 π ( D tr 2 −d ng 2 ) = 0,284

806 ⋅ 4 π (0,034 2 −0,02 5 2 ) = 0,623 (m.s- 1 ) Đường kính tương đương: d tđ = D tr − d ng =0,035− 0,025=0,009 (m) Chuẩn số Reynolds:

0,355.1 0 −3 718,8 > 2300 (chế độ chảy quá độ) Chuẩn số Nusselt:

- ε 1: hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào Rew và tỷ lệ chiều dài với đường kính ống

0,009 7>50 nên chọn ε 1 =1 (tra bảng V.2, trang 15, [2])

C : hệ số phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds, ℜ w ¿ 12718,8 nên C& (V.44, trang

Pr w ❑: Chuẩn số Prandlt của dòng sản phẩm đáy ở 80 o C nên

Pr w 1 ❑: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy trong ống ngoài: α w = N u w λ w d td = 69,38.0,672

Pr w 0,25 1 ❑ (5-43) Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: q w =α w (t tbw −t w 1 )= 5180,37

Pr w1 0,25 ❑ ⋅(80−t w 1 ) (5-44) Với t w 1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống nhỏ).

Nhiệt tải qua thành ống nhỏ và lớp cặn bẩn:

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách q t = t w 1 −t w 2

Trong đó: t w 2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu (trong ống nhỏ)

Bề dày thành ống: δ t =2 mm

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t ,3 W.m -2 độ -1 (XII.7, trang 313, [2])

Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: r 1 = 1

5000 m2.K.độ -1 Nhiệt trở của lớp cáu phía sản phẩm đáy: r 2 = 1

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống

Vận tốc nước đi trong ống: v F = G F ρ F ⋅ 4 π d tr 2 = 0,47

10 −3 !866>10 − 4 (chế độ chảy rối) Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

- ε 1: hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReF và tỷ lệ chiều dài với đường kính ống:

Pr F ❑: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 44 o C

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang19

- Pr w 2 ❑: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu: α F = N u F λ F d tr = 246.0,642

Nhiệt tải phía nhập liệu: q F =α F (t w2 −t tbF )= 5412

Sản phẩm đáy lúc này được xem như nước nên:

Các thông số của dòng nhập liệu ứng với nhiệt độ t tbw X,07 o C được tra ở tài liệu tham khảo [1]:

Nhiệt dung riêng: C R =3,685 kJ.kg -1 độ -1 (I.154, trang 172, [1])

Khối lượng riêng: ρ R = 911,25 kg.m -3 (I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: μ R = 0,5936.10- 3 N.s.m -2 (I.101, trang 91, [1])

Hệ số dẫn nhiệt: λ R = 0,421 W.m -1 độ -1 (I,130, trang 134, [1])

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách

41344,76 ⋅ 100=0,0418 % 104 (chế độ chảy quá độ) Chuẩn số Nusselt:

Trong đó: ε 1 : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ℜ F ❑ và tỷ lệ chiều dài với đường kính ống

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang23

Pr F ❑: Chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 71 o C nên:

Pr w 1 ❑: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu: α F = N u F λ F d tr = 266,62.0,484

Pr w 0,25 1 ❑ a44,95 (5-53) Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: q F =α F ( t w 1 −t tbF ) = 6144,95 Pr w 1

0,25 ❑ ⋅ ( t w1 −71) ,9 (5-54) Với t w 1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu.

Nhiệt tải qua thành ống nhỏ và lớp cặn bẩn: q t = t w 1 −t w 2

Trong đó: t w 2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng sản phẩm đáy

Bề dày thành ống: δ t =2 mm

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t ,3 W.m -2 độ -1 (XII.7, trang 313, [2])

Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: r 1 = 1

5000 m 2 K.độ -1 Nhiệt trở của lớp cáu phía sản phẩm đáy: r 2 = 1

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước: Đường kính tương đương: d t đ = D tr − D ng =0,034− 0,025=0,009 (m)

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được tính theo công thức: α N =0,725 A ( ( t sN −t r N w 2 ) d t đ ) 0,25 =0,725 A ( (120−t 2711.1000 w 2 ).0,009 ) 0,25 ,8 α N ,725A ¿¿

Nhiệt tải phía hơi nước: q N =α N ( t sN −t W 2 ),8 A ¿(5-57)

Chọn t w 1 ,223 o C, các tính chất lý học của rượu ngưng tụ được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ t w 1:

Nhiệt dung riêng (bảng I.154, trang 172, [1]): C R =3,963 kJ.kg -1 độ -1

Khối lượng riêng (bảng I.2, trang 9, [1]): ρ R 1,35 kg.m -3 Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [1]): μ R =0,41.1 0 −3 N.s.m -2

Hệ số dẫn nhiệt (bảng I.130, trang 134, [1]): λ R =0,52 W.m- 1 độ -1

2 5,6 o C Tra bảng V.101, trang 29, [2] ta được A1,52

53004,16 ⋅ 100=3,6%< 5% (thỏa điều kiện) Vậy t w 1 ,223 o C và t w 2 9,98 o C

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang25 α N f43,67 (W.m -2 độ -1 )

Bề mặt truyền nhiệt trung bình:

Chiều dài ống truyền nhiệt:

Vậy thiết bị gia nhiệt là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L m Chia thành 4 dãy mỗi dãy dài 2 m.

Bảng 6-23 : Tóm tắt thông số thiết bị trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu

Thông số Kí hiệu Giá trị

Loại thiết bị Ống lồng ống Đường kính ngoài của ống dng 38 mm

Bề dày ống ngoài 2 mm Đường kính ống trong dtr 25 mm

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách

Thông số Kí hiệu Giá trị

Bề dày ống trong 2 mm

Hệ số truyền nhiệt K 1191,34 W.m -2 độ -1

Bề mặt truyền nhiệt trung bình Ftb 0,633 m 2

Tính bảo ôn của thiết bị

Trong quá trình hoạt động của tháp, do tháp tiếp xúc với không khí nên nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh ngày càng lớn Để tháp hoạt động ổn định, đúng với các thông số đã thiết kế, ta phải tăng dần lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun để tháp không bị nguội (nhất là sản phẩm đỉnh, ảnh hưởng đến hiệu suất của tháp) Khi đó, chi phí cho hơi đốt sẽ tăng Để tháp không bị nguội mà không tăng chi phí hơi đốt ta 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 tham khảo [2], hệ số dẫn nhiệt của amiang là λ a =0,15 W.m -1 độ -1

Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh:

Nhiệt tải mất mát riêng: q m = Q xq 2 f tb = λ 0 δ 0 ⋅( t v1 −t v 2 )= λ a δ a ⋅ Δt v (IX.162, trang 198, [2]) (5-58) 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 Δt v : hiệu số nhiệt độ giữa hai bề mặt của lớp cách nhiệt

Nhận thấy q m =const , nên chọn Δt v = Δtđá y kkmax với t kk 0 oC, Δt v 0,787−30,787 o C f tb : diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt) f tb =π H D tb =π H ( D t +2 S thân +2 δ a ) (5-59)

SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang27

Do lớp amiang trên thị trường có bề dày từ 2-3 mm nên ta chọn bề dày lớp bảo ôn là δ a mm, quấn thành 4 lớp, mỗi lớp dày 3 mm.