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
Ethanol hiện nay đóng vai trò quan trọng trong ngành nhiên liệu sinh học và là thành phần thiết yếu trong nhiều ngành công nghiệp Nó không chỉ được sử dụng rộng rãi như một hợp chất hữu cơ mà còn được ứng dụng làm thuốc sát trùng, có mặt trong sơn, cồn thuốc, và các sản phẩm chăm sóc cá nhân như nước hoa và chất khử mùi.
Hình 1-3 : Ứng dụng của ethanol
(Nguồn: https://dhanhcs.violet.vn/document/ung-dung-ruou-etylic-645229.html)
Nước chiếm 3/4 diện tích trái đất và là hợp chất thiết yếu cho sự sống Là dung môi phân cực mạnh, nước có khả năng hòa tan nhiều chất, đóng vai trò quan trọng trong kỹ thuật hóa học Ở điều kiện bình thường, nước tồn tại dưới dạng chất lỏng không màu, không mùi và 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 quá trình sản xuất ethanol từ tinh bột và rĩ đường, hỗn hợp thu được chủ yếu là ethanol và nước, với nồng độ ethanol thường dao động từ 10 đến 50% thể tích Do đó, việc nâng cao nồng độ ethanol trong hỗn hợp là rất cần thiết để phục vụ cho các ứng dụng tiếp theo.
Ethanol có khả năng tan vô hạn trong nước nhờ vào sự hình thành liên kết hydro giữa các phân tử ethanol và nước Nhiệt độ sôi của ethanol (78,39 °C tại 760 mmHg) thấp hơn so với nước (100 °C tại 760 mmHg), do đó, phương pháp chưng cất là phương pháp tối ưu để tách hỗn hợp ethanol - nước.
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 tách các cấu tử của hỗn hợp lỏng và khí lỏng dựa vào độ bay hơi khác nhau của chúng Trong quá trình này, không cần thêm pha mới như trong hấp thu, mà pha mới được tạo ra từ sự bốc hơi hoặc ngưng tụ Mặc dù chưng cất và cô đặc có nhiều điểm tương đồng, sự khác biệt chính là trong chưng cất, cả dung môi và chất tan đều bay hơi, trong khi trong cô đặc, chỉ có dung môi bay hơi và chất tan không bay hơi.
Các phương pháp chưng cất được phân loại theo áp suất làm việc, bao gồm chưng cất áp suất thấp, áp suất thường và áp suất cao Nguyên tắc cơ bản của các phương pháp này là dựa vào nhiệt độ sôi của các cấu tử; nếu nhiệt độ sôi của chúng quá cao, áp suất làm việc sẽ được giảm để hạ nhiệt độ sôi, giúp quá trình chưng cất diễn ra hiệu quả hơn.
1 x (phân mol) Ethanol trong pha l ng ỏ y (p hâ n m ol ) E th an ol tr on g ph a h i ơ
CHƯƠNG : Tổng Quan CBHD: Nguyễn Việt Bách
Số lượng cấu tử trong hỗn hợp có thể được phân loại thành hệ hai cấu tử, hệ ba cấu tử, hoặc các hệ có ít hơn mười cấu tử, và hệ nhiều cấu tử với hơn mười cấu tử.
Chưng cất là phương pháp quan trọng trong việc tách các cấu tử trong hỗn hợp, bao gồm chưng cất gián đoạn (đơn giản) và chưng cất liên tục Chưng cất gián đoạn được áp dụng cho hỗn hợp có nhiệt độ sôi khác nhau và không yêu cầu độ tinh khiết cao, thường dùng để tách lỏng ra khỏi tạp chất không bay hơi Ngược lại, chưng cất liên tục là quá trình phức tạp hơn, thực hiện liên tục và nghịch dòng, cho phép thu được sản phẩm với độ tinh khiết cao và nồng độ mong muốn.
Phương pháp chưng cất có thể được phân loại dựa trên cách cấp nhiệt cho hỗn hợp, bao gồm cấp nhiệt trực tiếp ở đáy tháp và cấp nhiệt gián tiếp bằng nồi đun Cấp nhiệt trực tiếp thường được áp dụng để tách các hợp chất khó bay hơi và không tan trong nước Với năng suất nhập liệu nhỏ và hệ ethanol-nước không dễ phân hủy ở nhiệt độ cao, phương pháp cấp nhiệt trực tiếp là lựa chọn khả thi.
Trong quá trình chưng cất, sản phẩm thu được tỷ lệ thuận với số lượng cấu tử có trong hỗn hợp Đối với hỗn hợp ethanol và nước, chưng cất diễn ra theo đường cân bằng lỏng – hơi Sản phẩm đỉnh chủ yếu chứa cấu tử có độ bay hơi lớn (nhiệt độ sôi thấp), trong khi sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi nhỏ (nhiệt độ sôi cao), kèm theo một lượng nhỏ cấu tử có độ bay hơi lớn.
Đối với hệ ethanol – nước, phương pháp chưng cất liên tục sử dụng điện trở để cấp nhiệt trực tiếp ở đáy tháp là lựa chọn phổ biến trong điều kiện áp suất thường.
Trong sản xuất, nhiều loại tháp được sử dụng với yêu cầu cơ bản là diện tích bề mặt tiếp xúc giữa các pha phải lớn Yếu tố này phụ thuộc vào độ phân tán của lưu chất này vào lưu chất khác.
Tháp chưng cất có nhiều kích cỡ và ứng dụng khác nhau, với những tháp lớn thường được sử dụng trong ngành lọc hóa dầu Kích thước, đường kính và chiều cao của tháp phụ thuộc vào suất lượng của pha lỏng và pha khí cũng như độ tinh khiết của sản phẩm Hai loại tháp chưng cất phổ biến là tháp mâm và tháp chêm.
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang6
Thân tháp hình trụ thẳng đứng được trang bị các mâm với cấu trúc khác nhau, nhằm chia thân tháp thành các đoạn bằng nhau Trên các mâm, pha lỏng và pha hơi được cho tiếp xúc, tạo điều kiện cho quá trình trao đổi chất diễn ra hiệu quả.
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 được cấu tạo từ nhiều đoạn kết nối với nhau bằng mặt bích hoặc hàn Vật chêm được đưa vào tháp thông qua hai phương pháp: xếp ngẫu nhiên hoặc 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 có khả năng hòa tan vô hạn trong nước, với nhiệt độ sôi là 78,3°C tại áp suất 760 mmHg So với nước, có nhiệt độ sôi 100°C ở cùng áp suất, sự chênh lệch này cho thấy phương pháp chưng cất là cách hiệu quả để thu được ethanol có độ tinh khiết cao.
Trong trường hợp này, không áp dụng phương pháp cô đặc vì tất cả các cấu tử đều bay hơi Ngoài ra, phương pháp trích ly và hấp thụ cũng không khả thi, do cần đưa vào một khoa mới để tách, điều này có thể làm phức tạp thêm quá trình và dẫn đến việc tách không hoàn toàn.
Hình 2-1: Sơ đồ qui trình công nghệ
Hỗn hợp ethanol – nước với nồng độ 40 độ ở 15 o C và nhiệt độ 30 o C trong bồn chứa nguyên liệu được bơm lên bồn cao vị Sau đó, hỗn hợp được đưa đến thiết bị trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy, với lưu lượng nhập liệu 1800 L.h -1 Tiếp theo, hỗn hợp được gia nhiệt đến nhiệt độ sôi 84.5 o C trong thiết bị gia nhiệt nhập liệu Cuối cùng, hỗn hợp được đưa vào tháp chưng cất ở mâm nhập liệu, trước khi vào tháp, dòng nhập liệu sẽ đi qua lưu lượng kế để điều chỉnh lưu lượng.
Trong quá trình chưng cất, chất lỏng được trộn với phần lỏng từ đoạn cất của tháp, nơi hơi đi từ dưới lên gặp chất lỏng chảy xuống từ trên đỉnh Tại đây, pha lỏng và pha hơi tương tác với nhau, dẫn đến sự giảm nồng độ cấu tử dễ bay hơi ở phần dưới tháp do bị cuốn lên bởi hơi Nhiệt độ trong tháp giảm dần theo chiều cao, khiến cấu tử có nhiệt độ sôi cao như nước ngưng tụ lại khi hơi đi qua các mâm Cuối cùng, trên đỉnh tháp thu được rượu 96 độ ở 15°C, sau đó hơi được dẫn vào thiết bị ngưng tụ và chuyển thành dòng lỏng ở nhiệt độ cao (79,78°C) Dòng lỏng này một phần được làm nguội và đưa vào bồn chứa, trong khi phần còn lại được hoàn lưu về tháp với tỉ số hoàn lưu tối ưu Kết quả là ở đáy tháp, thu được hỗn hợp lỏng với nồng độ ethanol chỉ 0,01% phân mol, phần còn lại chủ yếu là nước.
Trong quá trình đun nóng dung dịch lỏng, một phần sẽ bốc hơi và được cung cấp lại cho tháp để tiếp tục hoạt động, trong khi phần còn lại sẽ ra khỏi nồi đun và thực hiện trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu trong thiết bị Sau khi hoàn tất quá trình trao đổi nhiệt, sản phẩm ở đáy sẽ được dẫn vào bồn chứa sản phẩm đáy.
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 đại diện cho phân mol tương ứng của ethanol trong nhập liệu, sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy Các yếu tố x F, x D, x W thể hiện 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, từ bảng cân bằng lỏng – hơi của hệ ethanol – nước với x F = 0,172, ta có thể nội suy để xác định nhiệt độ t F = 81.024 °C.
Tra bảng I.2 (trang 9, [1]): ρ Et 4.486 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 hoạt động khi số mâm lý thuyết đạt đến mức vô cực Ở chế độ này, chi phí cố định trở nên vô cực, trong khi chi phí điều hành như nhiên liệu, nước và bơm được duy trì ở mức 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: logμ F =x F logμ Et +(1−x F ).logμ 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: logμ D =x D logμ R +(1−x D ).logμ 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 = 1809.793kg.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)
Trong quá trình cất, lượng lỏng ở đĩa thứ nhất đóng vai trò quan trọng, trong khi ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi vào đĩa này và ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi ra ở đỉnh tháp cũng cần được xem xét kỹ lưỡng Những yếu tố này ảnh hưởng đến hiệu suất của quá trình cất và cần được tối ưu hóa để đạt được kết quả tốt nhất.
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 =7 8.062 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 ' = = 1 ' = g g 1 ' n ' g y r 1 ' + n ' w = 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 ) 18= 46.0,112+( 1−0,112) 18= 42,629 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 ' = 40,545 ( 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 ' tb ' Et + 1− ρ ' N x 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 =7 200 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
Để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm, phương pháp đơn giản sử dụng 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 \( \beta \) Công thức tính được biểu diễn như sau: \( h_1 = \beta \cdot (h_w + h_{ow}) \).
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 = 43,4 ⋅ ( 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 o
⇒ h ow C,4 ⋅ ( q L L w ) 2 3 = 43,4 ⋅ ( 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 bộ tháp, hay còn gọi là độ giảm áp tổng cộng, có thể được xác định bằng cách xem xét độ giảm áp của pha khí qua mâm nhập liệu, tương đương với độ giảm áp của pha khí qua một mâm trong quá trình 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 m â m +δ m âm )+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
Độ giảm áp do sức căng bề mặt là 34-36 hR (mm.chất lỏng), trong khi độ giảm áp khi tháp hoạt động là 5-4 hd (mm.chất lỏng) Độ giảm áp pha khí qua một mâm đạt 524-550 ht (N.m-2), và chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn là 92-95 how (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
Tháp chưng cất được thiết kế với thân hình trụ bằng phương pháp hàn giáp mối, sử dụng các mối ghép bích để kết nối Để đảm bảo chất lượng sản phẩm và khả năng chống ăn mòn của ethanol, vật liệu chế tạo thân tháp được chọn là thép CT3 Vì tháp hoạt động ở áp suất khí quyển, chỉ cần tính toán cho thân chịu áp suất bên 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 là phân mol tương ứng của ethanol trong nhập liệu, sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy Đồng thời, x F, x D, x W cũng đại diện cho phân khối lượng tương ứng của ethanol trong các thành phần này.
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 lỏng - sôi, từ bảng cân bằng lỏng - hơi của hệ ethanol - nước với x F = 0,172, chúng ta có thể nội suy để xác định t F = 81.024 °C.
Tra bảng I.2 (trang 9, [1]): ρ Et 4.486 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 tương ứng với số mâm lý thuyết vô cực, dẫn đến chi phí cố định trở thành vô hạn Tuy nhiên, chi phí điều hành như nhiên liệu, nước và bơm lại ở mức 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: logμ F =x F logμ Et +(1−x F ).logμ 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: logμ D =x D logμ R +(1−x D ).logμ 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 = 1809.793kg.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)
Trong quá trình chưng cất, lượng lỏng tại đĩa thứ nhất là G l, trong khi ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi vào đĩa thứ nhất được ký hiệu là r l Đặc biệt, ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi thoát ra từ đỉnh tháp được biểu thị bằng r d.
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 =7 8.062 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 ' = = 1 ' = g g 1 ' n ' g y r 1 ' + n ' w = 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 ) 18= 46.0,112+( 1−0,112) 18= 42,629 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 ' = 40,545 ( 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 ' tb ' Et + 1− ρ ' N x 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 =7 200 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
Để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm, phương pháp đơn giản sử dụng chiều cao gờ chảy tràn (h_w), chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ (h_ow) và hệ số hiệu chỉnh (β) Công thức tính được biểu diễn như sau: 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 = 43,4 ⋅ ( 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 o
⇒ h ow C,4 ⋅ ( q L L w ) 2 3 = 43,4 ⋅ ( 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 bộ tháp, hay còn gọi là độ giảm áp tổng cộng, được xác định bằng cách xem xét độ giảm áp của pha khí qua mâm nhập liệu, tương đương với độ giảm áp của pha khí qua một mâm trong quá trình 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 m â m +δ m âm )+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
Độ giảm áp do sức căng bề mặt trong hệ thống tháp hoạt động đạt 34-36 hR (mm.chất lỏng), trong khi độ giảm áp khi kiểm tra ngập là 5-4 hd (mm.chất lỏng) Độ giảm áp pha khí qua một mâm ghi nhận là 524-550 ht (N.m-2) và chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn là 92-95 how (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
Tháp chưng cất hoạt động ở áp suất thường, do đó, thiết kế thân tháp hình trụ được thực hiện bằng phương pháp hàn giáp mối (hồ quang) và ghép nối bằng các mối ghép bích Để đảm bảo chất lượng sản phẩm và khả năng chống ăn mòn của ethanol, vật liệu chế tạo thân tháp được chọn là thép CT3 Với việc tháp làm việc ở áp suất khí quyển, chỉ cần tính toán cho thân chịu áp suất bên 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)
Hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học là yếu tố quan trọng, phụ thuộc vào tốc độ ăn mòn của chất lỏng Với tốc độ ăn mòn của rượu được xác định là 0,1 mm/năm và thiết bị hoạt động trong 20 năm, việc tính toán hệ số này là cần thiết để đảm bảo độ bền và an toàn của thiết bị.
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
Đường kính lớn nhất của lỗ không tăng cứng được xác định là d t (XIII.48 trang 385, [2]), với kích thước lớn nhất của lỗ không phải hình tròn Đối với thiết kế, đường kính của lỗ ống hơi ở đáy và nắp tháp được chọn là 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 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:
= 2 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
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang8
Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh: q D =α D (t tbD − t w 1 )= 3694,59
Pr w1 0,25 ❑ ⋅(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:
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
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
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang10 q N = 277495 3,86 0,25 ( 45,011−45)052,44 (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
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
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:
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang12
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 w N 1 ).d tr ) 0,25 (5-34) α N =0,725 A ( (150−t 2753.1200 w1 ).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)
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
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 ¿ 1 0 5 N.m -2 α đá y =0,145 ¿ q đá y E,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 )
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang14 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:
Chiều dài mỗi ống được chọn là 2 m, với thiết bị nồi đun gia nhiệt đáy sử dụng 91 ống truyền nhiệt vỏ - ống Các ống được bố trí theo hình lục giác đều, dẫn đến số ống trên đường chéo hình lục giác là 11 ống Khoảng cách ngang giữa hai ống được chọn là 1,4 m, và đường kính ngắn của ống là 0,035 m.
[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
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
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
Thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu và sản phẩm đáy được chọn là thiết bị truyền nhiệt dạng ống lồng ống Ống truyền nhiệt được chế tạo từ thép không gỉ X18H10T, với kích thước ống trong là 25 x 2 mm và kích thước ống ngoài là 38 x 2 mm.
Dòng nhập liệu có kích thước ống 25 x 2 và nhiệt độ đầu vào là t F ' 0 o C Sản phẩm đáy đi qua ống 38 x 2 với nhiệt độ đầu t w 0 o C và nhiệt độ cuối t ’ w @ o C Nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy được tính theo công thức: 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])
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang16
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:
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách v W = G w ρ w ⋅ 4 π ( D tr 2 −d ng 2 ) = 0,284
806 ⋅ 4 π (0,03 4 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:
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang18 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
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
- 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 w 2 −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])
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang20
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
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
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
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang24
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 = 90,725 A ¿¿
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
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách 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
SVTH: Đỗ Huỳnh Trung Trang26
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, sự tiếp xúc với không khí dẫn đến tổn thất nhiệt lượng ra môi trường, làm giảm hiệu suất Để duy trì hoạt động ổn định theo thiết kế, cần tăng lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun, nhưng điều này sẽ làm tăng chi phí Để tránh tình trạng 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 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 được tính bằng công thức: q m = Q xq 2 f tb = λ 0 δ 0 ⋅ (t v1 −t v2 )= λ a δ a ⋅ Δt v Trong đó, t v1 là nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp, t v2 là nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí, và Δt v là 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 = 120,787−30,787 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)
CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Nguyễn Việt Bách
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.