NỒNG độ PHÂN KHỐI LƯỢNG cấu tử dễ BAY hơi TRONG hỗn hợp đầu là 0 384, PHÂN KHỐI LƯỢNG cấu tử dễ BAY hơi TRONG hỗn hợp đáy là 0 957

T Ổ NG QUAN

Gi ớ i thi ệ u

Hình 1-1 Công thức phân tử của ethanol

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 s ố v ậ t lý c ủ a 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)

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

CHƯƠNG I : Tổng Quan CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

SVTH: Phạm Văn Tín Trang 2

(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.

B ả ng 1-2 : Các thông s ố v ậ t lý c ủa nướ c

Tính Chất Thông số vật lý

Công thức phân tử HOH

Khối lượng phân tử 18 đvC

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 cóđiểm đẳng phíở 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 cầubức 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.

B ả ng 1-3 : Thành ph ầ n l ỏ ng (x) –hơi (y) và nhiệt độ sôi c ủ a h ỗ n h ợ p Ethanol –nướ c ở 760 mmHg

Hình 1-3 : Gi ản đồ thành ph ầ n l ỏ ng – hơi c ủ a h ệ ethanol – nướ c ở 760 mmHg

Chưng cấ t

Chưng cất là quá trình dùng đểtách 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 hoàcủa các cấu tử khác nhau) Thay vì đưa vào trong hỗn hợp một pha mới để tạo nên sựtiếp 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 vàcô đặc khá giống nhau, tuy nhiên sựkhác 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 códung 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.

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).

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 y (p hân m ol ) E th an ol tr on g ph a hơ i x (phân mol) Ethanol trong pha lỏng

Theo nguyên lý làm việc: thì cóchưng 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 cócấu tạo thiết bị phức tạp hơn nhưng sản phẩm thu được cóđộ tinh khiết cao vànồng 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 ởđáy tháp vàcấp 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 thểsử dụng phương pháp cấp nhiệt này

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 đósản phẩm đỉnh chủ yếu gồm cấu tử cóđộ bay hơi lớn (nhiệt độ sôi nhỏ) vàmột phần ít cấu tử cóđộ bay hơi bé vàsản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử cóđộ bay hơi bé (nhiệt độ sôi lớn) vàmột phần ít cấu tử cóđộ bay hơi lớn

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

Trong sảnxuất 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.

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 1-4 : Hình d ạ ng 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 1-5 : Hình d ạ ng c ủ a mâm chóp và mâm xuyên l ỗ 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 1-6 : M ộ t s ố v ậ t li ệu chêm thườ ng dùng trong tháp

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

B ả ng 1-4 : So sánh ưu và nhược điể m c ủ a các lo ạ i tháp

Loại Tháp chêm Tháp mâm

Xuyên lỗ Chóp Ưu điểm

- Hiệu suất tương đối cao

- Hoạt động khá ổn định

- Làm việc với chất lỏng bẩn

- Yêu cầu lắp đặt khắt khe

- Không làm việc với chất lỏng bẩn

QUI TRÌNH CÔNG NGH Ệ

Công ngh ệ chưng cấ t h ệ ethanol – nướ c

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

CHƯƠNG 2: Qui trình công nghệ CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

2.1.1 Thuyết minh 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 88 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 càngxuống 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 (11) 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 70 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 hỗnhợp lỏng (nước) Hỗn hợp lỏng ở đáy có nồng độ ethanol là

0,025% phân khối lượng, còn lại là nước Dung dịch lỏng ở đáy đi ra khỏi tháp vào nồi đun (11) Trong nồi đun dung dịch lỏng một phần sẽ bốc hơi cung cấp lại cho tháp để tiếp tục làm việc, phần cònlại ra khỏi nồi đun được trao đổii nhiệt với dòng nhập liệu trong thiết bị (6) Sau khi trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu, sản phẩm đáy sẽ được dẫn vào bồn chứa sản phẩm đáy (5)

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

CHƯƠNG 2: Qui trình công nghệ CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

CÂN B Ằ NG V Ậ T CH Ấ T

Các thông s ố ban đầ u

Các thông số ban đầu:

Nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong nhập liệu: 𝑉 𝐹 = 40% theo thể tích ethanol Nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong sản phẩm đỉnh: 𝑉 𝐷 = 96% theo thể tích ethanol

Tỉ lệ thu hồi ethanol: 𝜂 = 96%

Khối lượng phân tử của ethanol: 𝑀 𝑅 = 46

Khối lượng phân tử của nước: 𝑀 𝑁 = 18

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 bằ ng v ậ t ch ấ t cho toàn tháp

Cân bằng vật chất cho toàn tháp:

Cân bằng cấu tử ethanol:

Với 𝑡 = 30 o C, ta có khối lượng riêng của rượu và nước lần lượt là:

CHƯƠNG 3: Cân bằng vật chất CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

Phần mol theo độ rượu:

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 𝑥𝐹 = 0,197 ta nội suy ra 𝑡𝐹 = 83.137 oC Với 𝑡𝐹 = 83.137 oC và 𝑥𝐹 = 38.4%:

Khối lượng riêng của hỗn hợp lỏng:

𝐹 = 1691,343 23,488 = 72.009 (kmol.h -1 ) Giải hệ phương trình (3-1), (3-2), (3-3) ta có:

Phân khối lượng sản phẩm đáy:

Xác đị nh t ỉ s ố hoàn lưu tố i thi ể u

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

Dựa vào đồ thị với 𝑥 𝐹 = 0,197 ta xác định được 𝑦 𝐹 ∗ = 0,532

T ỉ s ố hoàn lưu thích hợ p

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

Xác định phương trình đườ ng làm vi ệ c

3.5.1 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất

3.5.2 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng

Với 𝑓 là chỉ số nhập liệu, ta có: 𝑓 = 𝐷 𝐹 = 15.088 72.009 = 4.772

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 phần mol ethanol trong pha hơi

Phần mol ethanol trong pha lỏng Đồ thị xác định số mâm lý thuyết

Hình 3-1 : Đồ th ị xác đị nh s ố mâm lý thuy ế t

Từ đồ thị có: 8 mâm bao gồm: 5 mâm cất, 3 mâm chưng.

Vậy, số mâm lí thuyết là 𝑁 𝑙𝑡 = 8 mâm.

3.7 Xác định số mâm thực tế

Số mâm thực tế tính theo hiệu suất trung bình:

𝜂𝑡𝑏: 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)

3.8 Xác định hiệu suất trung bình của tháp Độ bay hơi tương đối của cấu tử dễ bay hơi:

- 𝑥: phân mol của rượu trong pha lỏng.

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

Tại vị trí nhập liệu: 𝑥𝐹 = 0,196 , 𝑦 𝐹 ∗ = 0,532,𝑡 𝐹 ∗ = 85.119 𝑜 𝐶

𝑥 𝐹 = 4.644 Tra bảng I.102 (trang 94, [1]): Độ nhớt của nước: 𝜇 𝑁 = 0.343 cP

Tra bảng I.101 (trang 91, [1]): Độ nhớt của rượu: 𝜇 𝑅 =0.447 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí nhập liệu:

Tại vị trí mâm đáy:

Tra bảng I.102 (trang 94, [1]): Độ nhớt của nước: 𝜇 𝑁 = 0,294 cP

Tra bảng I.101 (trang 91, [1]): Độ nhớt của rượu: 𝜇 𝑅 = 0,350 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí đáy:

Tại ví trí mâm đỉnh: 𝑥 𝐷 = 0,503, 𝑦 𝐷 ∗ = 0,659, 𝑡 𝐷 = 79,694 𝑜 𝐶

𝐷 = 1,909 Tra bảng I.102 (trang 94[1]): Độ nhớt của nước: 𝜇 𝑁 = 0,358 cP

Tra bảng I.101 (trang 91[1]): Độ nhớt của rượu: 𝜇 𝑅 = 0,465 cP Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí đỉnh:

Hiệu suất trung bình của tháp 𝜂 𝑡𝑏 = 39%

Số mâm thực tế của tháp 𝑁𝑡𝑡: 𝑁𝑡𝑡 = 39% 8 = 18

Vậy chọn 𝑁 𝑡𝑡 = 18 mâm, bao gồm 10 mâm cất, 7 mâm chưng, 1 mâm nhập liệu

Bảng 3-1: Tóm tắt số liệu cân bằng vật chất

TÍNH TOÁN - THI Ế T K Ế THÁP CHƯNG CẤ T

Đường kính tháp ( 𝑫𝒕 )

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

𝑉𝑡𝑏: lượng hơi trung bình đi trong tháp m 3 h -1

𝜔𝑡𝑏: tốc độ hơi trung bình đi trong tháp m.s -1

𝐺𝑡𝑏: 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.

Đường kính đoạn cất

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]):

𝑔𝑑: lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp kg.h -1

𝑔𝑙: lượng hơi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất kg.h -1

Theo công thức IX92 (trang 181, [1]):

Xác định 𝒈 𝒍 : Từ hệ phương trình: {𝑔 1 = 𝐺 1 + 𝐷

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.

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312[1]): 𝑟 𝑁 = 41892.529 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212, trang 254[1]): 𝑟 𝑅 = 38663.470 kJ.kmol -1

Tính 𝒓 𝒅 : Từ 𝑡 𝐷 = 79.695 o C ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312 [1]): 𝑟 𝑁 = 42150.546 kJ.kmol -1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212 trang 254 [1]): 𝑟 𝑅 8664.470 kJ.kmol -1

Giải hệ (4-3), ta được: {𝐺1 = 16,014 ( kmol.h -1 )

2 = 951 (kg.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:

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)

𝑡𝑏 +273) (IX.102, trang 83, [1]) Nồng độ phân mol trung bình:

2 = 0,439 Nhiệt độ trung bình đoạn cất:

22,4.(81,41+273) = 1,041 kg.m -3 Lưu lượng pha hơi đi trong phần cất:

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

Nồng độ phân mol trung bình:

𝑡 𝑡𝑏 = 81,4 oC tra bảng I.2 trang 9 [1] → 𝜌 𝑥𝑡𝑏 = 937,7 kg.m-3

⇒ 𝜔 𝑔ℎ = 0,05 √ 1,041 937,7 = 1,5 m.s-1 Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp:

Vậy đường kính đoạn cất:

Lượng hơi trung bình đi trong tháp:

𝑔𝑛 ′ : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (kg.h-1)

𝑔1 ′: lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg.h-1)

Xác định 𝒈𝒏 ′: 𝑔𝑛 ′ = 𝑔1 = 865,536 kg.h-1 hay 31,405 kmol.h-1

Xác định 𝒈 𝟏 ′ : Từ hệ phương trình {𝐺 1 ′ = 𝑔 1 ′ + 𝑊

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

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

𝑡 1 ′ = 𝑡 𝑤 = 97.255 oC ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của nước (bảng I.250, trang 312, [1]): 𝑟 𝑁 = 40827,203 kJ.kmol-1 Ẩn nhiệt hóa hơi của ethanol (bảng I.212, trang 254, [1]): 𝑟 𝑅 = 37574,47 kJ.kmol-1

Giải hệ (4-5), ta được: {𝐺 1 ′ = 88,657 (kmol.h -1 )

4.3 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:

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)

𝑡𝑏 ′ +273) (4-7) Nồng độ phân mol trung bình:

2 = 0,228 Nhiệt độ trung bình đoạn chưng:

Lưu lượng pha hơi trong phần chưng:

Nồng độ phân mol trung bình:

Khối lượng riêng của nước tra bảng I.249 trang 310, [1]: 𝜌 𝑁 ′ = 963,004 Kg.m-3 Khối lượng riêng của rượu tra bảng I.2 trang 9, [1]: 𝜌 𝑅 ′ = 891,915 Kg.m-3

⇒ 𝜔𝑔ℎ = 0,05 √ 956,515 0,85 = 1,696 (m.s-1) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp:

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 = 0,5 m

Tốc độ làm việc thực:

𝑡 2 𝜌 𝑦𝑡𝑏 ′ = 0,0188 0,5 2 0,822 2 738 = 1,27 (m.s-1) Bảng 4-1: Tóm tắt các thông số đường kính tháp

Kí hiệu Đoạn cất Đoạn chưng

4.4 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 1/1

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

1) 2 = 0,08 ⋅ ( 0,003 0.5 ) 2 = 2222.22lỗ Áp dụng công thức V.139 trang 48, [2]

Số lỗ trên đường chéo:

𝑏 = 2𝑎 − 1 = 2.24 − 1 = 55 lỗ 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:

4.4.1.1 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.

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.

𝑑 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: 𝑢0 = 𝜔 8% 𝑙𝑣 = 1,04 8% = 13,012 (m.s-1)

Khối lượng riêng của pha hơi: 𝜌𝐺 = 𝜌𝑦𝑡𝑏 = 1,04 kg.m-3

Khối lượng riêng của pha lỏng: 𝜌 𝑙 = 𝜌 𝑥𝑡𝑏 = 937.643 kg.m-3 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất:

ℎ 𝑘 = 51 ⋅ ( 13,012 0,75 2 2 ) ⋅ 937.643 1,27 = 17.044(mm chất lỏng) Đối với mâm ở phần chưng:

Vận tốc pha hơi qua lỗ: 𝑢 0 ′ = 𝜔 8% 𝑙𝑣 ′ = 1,22 8% = 15,875 m.s-1

Khối lượng riêng của pha hơi: 𝜌𝐺 ′ = 𝜌𝑦𝑡𝑏 ′ = 0,82 kg.m-3

Khối lượng riêng của pha lỏng: 𝜌 𝑙 ′ = 𝜌 𝑥𝑡𝑏 ′ = 945,9 kg.m-3 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần chưng:

4.4.1.2 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 ℎ𝑙 là từ chiều cao gờ chảy tràn ℎ𝑤, chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn ℎ𝑜𝑤 và hệ số hiệu chỉnh theo 𝛽:

Chọn hệ số hiệu chỉnh: 𝛽 = 0,6

Chiều cao gờ chảy tràn: ℎ 𝑤 = 50 mm

Chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn được tính từ phương trình Francis với gờ chảy tràn phẳng:

- 𝐿 𝑤 : lưu lượng của chất lỏng (m3.ph-1)

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

Dùng phương pháp lặp ta được: 𝑛 𝑜 = 93 𝑜

Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần cất

Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần chưng:

4.4.1.3 Độ giảm áp do sức căng bề mặt Độ giảm áp sức căng bề mặt được xác định theo công thức:

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 = 937,643 kg.m- 3

Tra bảng I.249 trang 310, [1] sức căng bề mặt của nước: 𝜎 𝑁 = 623,45 dyn.cm-1 Tra bảng I.242 trang 300, [1] sức căng bề mặt của rượu: 𝜎 𝑅 = 23,856 dyn.cm-1

623,45+23,56 = 22,978 (dyn.cm-1) (I.76 trang 299, [1]) Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là:

Khối lượng riêng của pha lỏng: 𝜌𝑙 ′ = 𝜌𝑥𝑡𝑏 ′ = 945,89 kg.m-3

Tra bảng I.249 trang 310, [1] sức căng bề mặt của nước:𝜎𝑁 ′ = 610,167 dyn.cm-1 Tra bảng I.242 trang 300, [1] sức căng bề mặt của rượu:𝜎 ′ 𝑅 = 17.06 dyn.cm-1

610,167.17,06 = 16,59 (dyn.cm-1) (I.76 trang 299, [1]) Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là:

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

CHƯƠNG 4: Tính toán thiết kế tháp CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh hay ℎ 𝑡 ′ = 59,237.10 −3 9,81.945,89 = 549,68 (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).

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:

Bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền, chiều cao mực chất lỏng của mâm xuyên lỗ được xác định theo biếu thức:

𝑆𝑑: 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:

Kiểm tra: ℎ𝑑 = 91,57 < ℎ 𝑚â𝑚 2 = 350 2 = 175 mm, đảm bảo khi hoạt động các mâm phần cất sẽ khôngbị ngập lụt.

Vậy chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần chưng là:

Kiểm tra: ℎ𝑑 = 95,23 < ℎ 𝑚â𝑚 2 = 350 2 = 175 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 𝑡ℎâ𝑛 = 𝑁 𝑡𝑡 (ℎ 𝑚â𝑚 + 𝛿 𝑚â𝑚 ) + 1.2 (IX.54 trang 169, [2])

Với 𝐷 𝑡 = 500 mm tra bảng XIII.10 trang 384, [2] ta được ℎ 𝑡 = 162 mm

Chiều cao của đáy và nắp: 𝐻đá𝑦 = 𝐻𝑛 = ℎ𝑡+ ℎ𝑔 = 0,162 + 0,025 = 0,187 (m)

Chiều cao của tháp: 𝐻 = 𝐻 𝑡ℎâ𝑛 + 𝐻 đ + 𝐻 𝑛 = 6,9 + 0,187 + 0,187 = 7,214 (m) nên chọn H=7 m

Bảng 4-2: 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 (mm.chấtlỏng)

34 36 hR độ giảm áp do sức căng bề mặt

5 4 hd kiểm tra ngập khi tháp hoạt động

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)

7,229 9,518 h’d tổn thất thủy lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm (mm)

4.5 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. Áp suất tính toán:

Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán:

(N.mm-2) (4-8) 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:

⇒ 𝑃 𝑡𝑡 = 64671,43 + 9639,47 + 10 5 = 74 310,89 (N.m-2) ≈ 0,07 (N.mm-2) Nhiệt độ tính toán:

Chọn nhiệt độ tính toán: 𝑡 𝑡𝑡 = 𝑡 đá𝑦 = 120,78 oC

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

[𝜎] ∗ = 141 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]) Ứng suất cho phép giới hạn bền xác định theo công thức XIII.1 và bảng XIII.3, [3]

2.6 = 146,154 10 6 Ứng suất cho phép giới hạn chảy xác định theo công thức XIII.2 và bảng XIII.4, [3] tt cl tl đinh

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 = 1.87 mm

𝐷 𝑡 = 4−2 500 = 0,004 < 0,1(thỏa điều kiện) (5-10 trang 97, [5]) Kiểm tra áp suất cho phép trong thân thiết bị: (5-11 trang 97, [5])

400+(4−2) = 1,106 > 𝑃 𝑡𝑡 (thỏa điều kiện)Kết luận: Bề dày thực của tháp: 𝑆𝑡 = 4 mm

B ả ng 4-3 : Các thông s ố b ề dày tháp

Thông số Đơn vị Giá trị

Ptt N.mm -2 0,07 ttt = tmaxđáy oC 120,787

4.5.2 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 4-1 : Đáy nắ p elip có g ờ tiêu chu ẩ n [2]

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

(4-12) Với 𝑘: hệ số không thứ nguyên

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

Chọn nhiệt độ tính toán: 𝑡 𝑡𝑡 = 𝑡 đá𝑦 = 120,78 o C

Tra bảng XII.5 CT3ta tìm được: [𝜎] ∗ = 122 N.mm -2 Đối với rượu, ta có hệ số hiệu chỉnh 𝜂 = 1

𝑃 𝑡𝑡 ⋅ 𝑘 ⋅ 𝜑 ℎ = 0,07 122 ⋅ 0,75 ⋅ 0,95 = 1241.78 > 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])

2.0,1 = 0,5 mm 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 = 3,95 mm, nên:

Vì 𝑆– 𝐶 < 10 mm nên 𝑆tăng thêm 2 mm (trang 386, [2])

Vì tháp chưng cất hoạt động ở áp suất khí quyển nên ta có thể bỏ qua phần tính toán cho đáy nắp chịu áp suất ngoài Để dễ dàng cho việc lắp ráp các bộ phận của tháp chưng cất ta nên chọn bề dày của thân và bề dày của đáy nắp thiết bị như nhau:

Kết luận: bề dày thân thiết bị 𝑆 𝑡 = 𝑆 đá𝑦 = 𝑆 𝑛ắ𝑝 = 6 mm

4.5.3 Bích ghép thân, đáy và nắp

Mặt bích là bộ phận quan trọng dùng để nối các phần của thiết bị cũng như nối các bộ phận khác với thiết bị Các loại mặt bích thường sử dụng:

Bích liền: là bộ phận nối liền với thiết bị (hàn, đúc và rèn) Loại bích này chủ yếu dùng thiết bị làm việc với áp suất thấp và áp suất trung bình.

Bích tự do: chủ yếu dùng nối ống dẫn làm việc ở nhiệt độ cao, để nối các bộ bằng kim loại màu và hợp kim của chúng, đặc biệt là khi cần làm mặt bích bằng vật liệu bền hơn vật liệu.

Bích ren: chủ yếu dùng cho thiết bị làm việc ở áp suất cao.

Chọn bích được ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép X18H10T, cấu tạo của bích là bích liền không cổ.

Hình 4-2 : Bích li ền ghép thân, đáy, nắ p [3] Ứng với 𝐷 𝑡 = 500mm và áp suất tính toán 𝑃 𝑡𝑡 = 0,07 N.mm −2 dựa vào bảng XIII.27 trang 417, [2] ta chọn bích có các thông số sau:

Bảng 4-4 : Thông s ố bích ghép thân, đáy, nắ p

Dt D Db Dl D0 h Bu lông db Z

Tra bảng IX.5 trang 170, [2] ta chọn khoảng cách giữa hai mặt bích là 1150 mm => số mâm giữa hai mặt bích là 3, số mặt bích ghép thân – đáy – nắp là 7 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

TÍNH TOÁN THI Ế T B Ị TRUY Ề N NHI Ệ T

Cân bằng năng lượng cho thiết bị trao đổi nhiệt dòng nhập liệu và sản phẩm đáy

Phương trình cân bằng nhiệt lượng:

GF.CF.(tF’– tF) + Qng =0,5.GW.CW.(t1’– t2’) ( IX.167, trang 198, [3])

Trong đó: tF = 30 °𝐶 nhiệt độ đầu vào của dòng nhập liệu tF’: nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt t1’ = tW = 121°𝐶 nhiệt độ đầu vào của sản phẩm đáy

Chọn t2’ = 40℃ nhiệt độ ra của sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt

Nhiệt dung riêng nguyên liệu: CF= 3705 J/kg.độ

Nhiệt độ trung bình sản phẩm đáy:

Nhiệt dung riêng sản phẩm đáy: CW = 4135 J/kg.độ

Lưu lượng sản phẩm đáy:

Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị đun nóng hỗn hợp

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

- 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 )

CHƯƠNG 5: Cân bằng năng lượng CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

- Vì nhiệt độ sôi của hỗn hợp sản phẩm đáy là 121 0 C nên nhiệt độ của dòng hơi cấp nhiệt phải lớn Chọn hơi quá nhiệt ở 2.1 at tương đươngdòng hơi cấp nhiệtcó nhiệt độ là 150 o C Theo bảng I.254 [3] ta có nhiệt lượng riêng của nước ở 150 0 C là 2753 KJ/Kg => 𝜆 đ = 2753 KJ/Kg

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 ( oC) Ở 𝑡 𝑅 = 79,778 oC:

Tra bảng I.154, trang 172, [1] ⇒ 𝐶 𝑅 = 3808,668 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 )

Tra bảng I.154, trang 172, [1] ⇒ 𝐶 𝑅 = 3808,668 J.kg -1 độ -1

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

𝑦 ∗ 𝐷: phân khối lượng của dòng hơi ra khỏi đỉnh tháp

Tra bảng I.250, trang 312, [2] ta có 𝜆 𝑁 = 2643 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 = 4239,46 J.kg-1.độ -1

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

Tra bảng I.148, trang 166, [1] ở 120,787 o C: 𝐶 𝑛𝑡2 = 4,24662 kJ.kg -1 độ -1

𝑸𝒙𝒒𝟐: nhiệt lượng tổn thất ra môi trường của toàn tháp

Tại 𝑡 1 = 120,787 oC ta có 𝑟 2 = 2204.95 kJ.kg-1 (tra bảng I.212, trang 254, [1]) Công thức (5-8) bằng:

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

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 t 1 = 30 o C, t2 40 o C

Nhiệt độ trung bình của nước làm mát trong thiết bị ngưng tụ hồi lưu: t tb = 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 𝑥̅̅̅ = 0,653𝐷 [3] ở 79,78.1 o C CR = 3979,56 (J/kg.độ) 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

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)

Tính toán thi ế t b ị ph ụ

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 = 28 oC và nhiệt độ cuối

Nhiệt độ trung bình trong thiết bị ngưng tụ hồi lưu: 𝑡 𝑡𝑏𝐷 = 35 o C

Các tính chấtlý học của nước được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình 𝑡 𝑡𝑏𝐷 = 35 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 = 78,2 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

- 𝜟𝒕𝒍𝒐𝒈: nhiệt độ trung bình logarit

CHƯƠNG 6: Tính Toán thiết bị phụ CBHD: Lương Huỳnh Vũ Thanh

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên:

Xác định hệ số truyền nhiệt K:

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:

0,7225.10 −3 = 23113,08 > 10 4 (chế độ chảy rối) Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

𝜀 1: hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào Re N và tỉ lệ chiều dài ống với đường kính ống.

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

- 𝑃𝑟𝑤 : chuẩn số Pandlt của nước tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống:

Nhiệt tải phía nước làm lạnh:

Với 𝑡 𝑤2 là nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống).

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu:

- 𝑡 𝑤1: 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 = 16,3 W.m -2 K -1 (XII.7, trang 313, [2])

- Nhiệt trở lớp bẩn trong nước với nước sạch: 𝑟 1 = 5000 1 m2.độ.m -1

- Nhiệt trở lớp cấu tử sản phẩm đỉnh với tường ngoài ống: 𝑟 2 = 5000 1 m 2 độ.m -

6.1.3 Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ Đặt: 𝐴 = 0,725 √ 4 𝑟 𝜇 𝑅 𝑅 𝜆 𝑑 𝑅 3 𝑛𝑔 𝜌 𝑅 2 với 𝑅𝑅 = [J.kg -1 ]

𝑤1 ) 0,25 (5-23) Nhiệt tải ngoài thành ống:

Từ (5-19), (5-22), (5-24) sử dụng phương pháp lặp để xác định 𝑡𝑤1, 𝑡𝑤2

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 2 𝑤1 = 78,2+55,8 2 = 67 o C Ẩn nhiệt ngưng tụ (bảng I.250, trang 254, [1]): 𝑟𝑅 = 𝑟𝐷 = 892,722 kJ.kg -1

Khối lượng riêng (bảng I.2, trang 9, [1]): 𝜌 𝑅 = 762,363 kg.m -3 Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [1]): 𝜇 𝑅 = 0,5364.10 −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: 𝑞𝑅 = 𝑞𝑡 = 26981,105 (W.m -2 )

26981,105 ⋅ 100 = 2,68% < 5%(thỏa điều kiện) Vậy: 𝑡 𝑤1 = 55,8 oC và 𝑡 𝑤2 = 41,7 oC

Bề mặt truyền nhiệt trung bình:

Chiều dài ống truyền nhiệt:

So với 𝐿 = 1,5m thì số đường nước là 𝐿 ′

Khi đó số ống tăng lên 6 lần: 𝑛 = 12.6 = 72 ống nên chọn n = 91 ống

Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của ethanol khi có kể để sự ảnh hưởng của sự sắp xếp, bố trí ống Chọn cách sắp xếp ống xen kẻ, bố trí theo dạng lục giác đều, ta sắp xếp được 11 hàng.

Số ống trung bình trong một hàng: 91

11= 8(ống) Tra hình V.20, trang 30, [2] ta được 𝜀𝑡𝑏 = 0,65

Tính lại hệ số truyền nhiệt K, ta có 𝐾 = 489,768 (W.m -2 độ -1 )

3600.489,768.43= 9,382 (m 2 ) Khi đó chiều dài ống truyền nhiệt:

Vậy thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống gồm n = 91 ống và 𝐿 = 1,5 m 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 = 1,2 𝑑 𝑛𝑔 = 0,03 m (trang 49, [2]) Đường kính vỏ thiết bị:

B ả ng 6-1 : Tóm t ắ t thông s ố thi ế t b ị làm ngưng tụ s ả n ph ẩm đỉ nh

`Thông số Kí hiệu Giá trị

Loại thiết bị Vỏ-ống Đường kính ngoài của ống dng 25 mm

`Thông số Kí hiệu Giá trị

Hệ số truyền nhiệt K 627,059 W.m -2 độ -1

Bề mặt truyền nhiệt trung bình Ftb 7,328 m 2 Đường kính vỏ thiết bị Dv 0,4 m

Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống Ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong: 10 x 16 và kích thước ống ngoài là 20 x 2

- Nước làm lạnh đi trong ống 10 x 16 (ống trong) với nhiệt độ đầu 𝑡1 = 40 oC, nhiệt độ cuối 𝑡 2 = 50 o C

Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra tài liệu [1] ứng với nhiệt độ trung bình:

- Nhiệt dung riêng: 𝐶 𝑁 = 4,185 kJ.kg -1 độ -1 (I.147, trang 156, [1])

- Khối lượng riêng: 𝜌 𝑁 = 989,95 kg.m -3 (I.5, trang 11, [1])

- Độ nhớt động học: 𝜇𝑁 = 0,83.10 −3 N.s.m -2 (I.102, trang 94, [1])

- Hệ số dẫn nhiệt: 𝜆𝑁 = 0,6454 W.m -1 độ -1 (I.129, trang 133, [1])

Các thông số của dòng sản phẩm đỉnh ứng với:

- Nhiệt dung riêng: 𝐶 𝐷 = 3,487 kJ.kg -1 độ -1 (bảng I.154, trang 172, [1])

- Khối lượng riêng: 𝜌 𝐷 = 777,01 kg.m -3 (bảng I.2, trang 9, [1])

- Độ nhớt động học: 𝜇 𝐷 = 0,67.10 −3 N.s.m -2 (bảng I.101, trang 91, [1])

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

6.2.1 Suất lượng hơi dùng để làm mát sản phẩm đỉnh

Suất lượng sản phẩm đỉnh:

𝐺𝐷 = 𝐷 𝑀𝐷 = 0,18kg.s -1 Lượng nhiệt cần tải:

Suất lượng nước cần dùng:

6.2.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt

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

- 𝜟𝒕𝒍𝒐𝒈: nhiệt độ trung bình logarit

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên:

𝛼𝑁: hệ số cấp nhiệt của nước trong ống W.m-2.K-1

𝛼𝐷: hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ W.m -2 K -1

∑ 𝑟𝑡: nhiệt trở của thành ống và lớp cáu

❖ Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh ở ống ngoài:

Vận tốc của sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài:

0,67.10 −3 = 11516,3 > 10 4 (chế độ chảy quá độ) Xác định chuẩn số Nusselt:

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

𝑑 𝑡đ = 0,01 2 = 200 > 50nên chọn 𝜀1 = 1 (tra bảng V.2, trang

𝐾: hệ số phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds, 𝑅𝑒 𝐷 = 3038,544 nên 𝐶 = 15,194 (V.44, trang 16, [2])

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

𝑃𝑟𝑤1 : 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:

𝑤1 0,25 (5-27) Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh:

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

𝑡 𝑤2: 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 = 16,3 W.m -2 K -1 (XII.7, trang 313, [2]) Nhiệt trở lớp bẩn ở tường trong của ống: 𝑟 1 = 5000 1 m 2 độ.m -1

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

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

Vận tốc nước đi trong ống:

0,83.10 −3 = 70628,9 > 10 4 (chế độ chảy rối) Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

𝜀 1 : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào𝑅𝑒 𝑁 và tỉ lệ chiều dài ống với đường kính ống

- 𝑃𝑟𝑁 :chuẩn số Prandlt của nước ở 45 o C nên 𝑃𝑟𝑁 = 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:

Nhiệt tải phía nước làm lạnh:

Các thông số của rượu ngưng tụ ứng với nhiệt độ 𝑡𝑤1 = 46,55 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 = 0,8.10 −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 = 45,78 o C Tra bảng I.249, trang 310, [1] ta có: 𝑃𝑟 𝑤2 = 3,86

3052,44 100 = 4,29% < 5% (thỏa điều kiện) Vậy: 𝑡 𝑤1 = 46,55 o C và 𝑡 𝑤2 = 45,011 o C

Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt:

𝑑 𝑡𝑟 = 141,54 0,006 = 23583,3 > 50 thì 𝜀 1 = 1 (thỏa điều kiện) Vậy: thiết bị làm mát sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt 𝐿 = 18m Chia thành 9 dãy, mỗi dãy dài 2 m.

B ả ng 6-2 : Tóm t ắ t thông s ố thi ế t b ị làm ngu ộ i s ả n ph ẩm đỉ nh

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 Đường kính ống trong dtr 10 mm

Bề dày ống trong 2 mm

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 = 150 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 = 120,787 o C, nhiệt độ ra 𝑡 ′ 𝑤 = 130 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:

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều ta có:

Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:

𝛼𝑁: hệ số cấp nhiệt của nước trong ống W.m -2 độ -1

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

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước:

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được tính theo công thức:

𝑡 𝑤1 : 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:

- 𝑡 𝑤2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống)

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: 𝜆 𝑡 = 16,3 W.m -2 độ -1 (XII.7, trang 313, [2]) Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: 𝑟1 = 5000 1 m 2 độ.W -1

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

Với P: áp suất để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, khi đó 𝑃 = 1 at = 10 5 N.m -

Khi đó ở nhiệt độ trung bình:

Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: 𝑞 𝑡 = 𝑞 𝑁 = 64762,3 (W.m -2 )

23354,428 ⋅ 100 = 1,9% < 5% (thỏa điều kiện) Vậy 𝑡𝑤1 = 194,95 o C và 𝑡𝑤2 = 106,5 o C

1290,86.24,32 = 3,489 (m 2 ) 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:

B ả ng 6-3 : Tóm t ắ t các thông s ố n ồi đun chấ t l ỏ ng ở đáy tháp

Loại thiết bị Nồi đun Kettle Đường kính ngoài của ống 25 mm

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 ′ = 30 o C Sản phẩm đáy đi trong ống 38 x 2 với nhiệt độ đầu 𝑡𝑤 = 120 o C, nhiệt độ cuối 𝑡 ’ 𝑤 = 40 o C Ứng với nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy:

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) = 26,3 (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])

Nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy:

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình:

Khối lượng riêng: 𝜌𝐹 = 924,486 kg.m -3 (bảng I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: 𝜇𝐹 = 13.10 −3 N.s.m -2 (bảng I.101, trang 91, [1])

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

Hệ số dẫn nhiệt: 𝜆𝐹 = 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:

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

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy ở ống ngoài

Vận tốc của sản phẩm đáy đi ởống ngoài:

0,355.10 −3 = 12718,8 > 2300 (chế độ chảy quá độ) Chuẩn số Nusselt:

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

𝑑 𝑡đ = 0,009 1,5 = 167 > 50 nên chọn 𝜀1 = 1 (tra bảng V.2, trang

𝐶: hệ số phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds, 𝑅𝑒 𝑤 = 12718,8 nên 𝐶 = 26 (V.44, trang 16, [2])

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

𝑃𝑟 𝑤1 : 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:

𝑤1 0,25 (5-43) Nhiệt tải phía sản phẩm đáy:

𝑤1 0,25 ⋅ (80 − 𝑡 𝑤1 ) (5-44) Với 𝑡𝑤1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống nhỏ)

Nhiệt tải qua thành ống nhỏ và lớp cặn bẩn:

𝑡 𝑤2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu (trong ống nhỏ)

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: 𝜆 𝑡 = 16,3 W.m -2 độ -1 (XII.7, trang 313, [2]) Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: 𝑟 1 = 5000 1 m2.K.độ -1

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

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống

Vận tốc nước đi trong ống:

10 −3 = 21866 > 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

- 𝑃𝑟 𝑤2 : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu:

Nhiệt tải phía nhập liệu:

Sản phẩm đáy lúc này đượcxem như nước nên:

Các thông số của dòng nhập liệu ứng với nhiệt độ 𝑡𝑡𝑏𝑤 = 58,07 o C được tra ở tài liệu tham khảo [1]:

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

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

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

41344,76 ⋅ 100 = 0,0418% < 5% (thỏa điều kiện) Vậy 𝑡𝑤1 = 69,4 oC và 𝑡𝑤2 = 46,7 oC

𝐹 𝑡𝑏 = 94680,64.1000 1009,9.360032,25 = 0,8 (m 2 ) Chiều dài ống truyền nhiệt:

Vậy thiết bị trao đổi nhiệt giữa sản phẩm đáy và dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt 𝐿 = 21m Chia thành 7 dãy mỗi dãy dài 2 m

B ả ng 6-4 : Tóm t ắ t thông s ố thi ế t b ị trao đổ i nhi ệ t v ớ i dòng nh ậ p li ệ u

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

Bề mặt truyền nhiệt trung bình

Thiết bị gia nhiệt nhập liệu

Chọn thiết bị gia nhiệt nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt dạng ống lồng ống Ống truyền nhiệt được làm bằng thép 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 = 81,3 o C, nhiệt độ cuối

Chọn hơi đốt là hơi nước ở 2,025 at, đi trong ống 38 x 2 có 𝑡 𝑠𝑁 = 120 oC, ẩn nhiệt ngưng tụ: 𝑟 𝑁 = 2711 kJ.kg-1 Ứng với nhiệt độ trung bình 𝑡 𝑡𝑏𝐹 = 𝑡 𝐹 ′ +𝑡 2 ′′𝐹 = 81,3+84,5 2 = 82,9 o C ta có :

Nhiệt dung riêng: 𝐶𝐹 = 3,828 kJ.kg -1 độ -1 (I.147, trang 156, [1])

Khối lượng riêng (bảng I.2, trang 9, [1]): 𝜌𝐹 = 895,25 kg.m -3 Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [1]): 𝜇 𝐹 = 0,576.10 −3 N.s.m -2

Hệ số dẫn nhiệt (bảng I.130, trang 134, [1]): 𝜆 𝐹 = 0,484 W.m -1 độ -1

Suất lượng hơi nước cần dùng:

Suất lượng dòng nhập liệu:

𝑄 𝐶 = 𝐺 𝐹 𝐶 𝐹 (𝑡 𝐹 − 𝑡 𝐹 ′′ ) = 0,469.3,828 (84,55 − 81,3) = 20742410 (kW) Suất lượng hơi nước cần dùng:

𝑁 = 20742410 2711 = 7651,2 (kg.s -1 ) Xác định bề mặt tuyền nhiệt

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều nên:

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 )

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu ở ống trong

Vận tốc của dòng nhập liệu đi trong ống:

576.10 −3 = 49411,17 > 104 (chế độ chảy quá độ) Chuẩn số Nusselt:

𝑁𝑢 𝐹 =0,021.ε 1 Re 0,8 Pr 𝐹 0,43 ( Pr Pr 𝐹 w1) 0,25 (V.44, trang 16, [2]) (5-51) Trong đó:

𝜀1: 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 71 o C nên:

𝑃𝑟𝑤1 : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu tính theo nhiệt độ trung bình của vách

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu:

𝑤1 0,25 = 6144,95 (5-53) Nhiệt tải phía dòng nhập liệu:

𝑤1 0,25 ⋅ (𝑡 𝑤1 − 71) = 82,9 (5-54) Với 𝑡 𝑤1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu.

Nhiệt tải qua thành ống nhỏ và lớp cặn bẩn:

𝑡 𝑤2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng sản phẩm đáy

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: 𝜆 𝑡 = 16,3 W.m -2 độ -1 (XII.7, trang 313, [2]) Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: 𝑟 1 = 5000 1 m 2 K.độ -1

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

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước: Đường kính tương đương:

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được tính theo công thức:

Nhiệt tải phía hơi nước:

Chọn 𝑡 𝑤1 = 91,223 o C, các tính chất lý học của rượu ngưng tụ được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ 𝑡 𝑤1 :

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 = 881,35 kg.m -3 Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [1]): 𝜇 𝑅 = 0,41.10 −3 N.s.m -2

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

Tra bảng V.101, trang 29, [2] ta được 𝐴 = 181,52

53004,16 ⋅ 100 = 3,6% < 5% (thỏa điều kiện) Vậy 𝑡𝑤1 = 91,223 o C và 𝑡𝑤2 = 119,98 o C

1191,34.37,05 = 0,632 (m 2 ) 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 = 14 m Chia thành 4 dãy mỗi dãy dài 2 m

B ả ng 6-5 : Tóm t ắ t thông s ố thi ế t b ị trao đổ i nhi ệ t v ớ i dòng nh ậ p li ệ u

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

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:

𝑡 𝑣1 : nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp

𝑡 𝑣2 : 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 = 𝛥𝑡đá𝑦 𝑘𝑘𝑚𝑎𝑥 với 𝑡 𝑘𝑘 = 30 oC,

𝑓 𝑡𝑏 : diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt)

Do lớp amiang trên thị trường có bề dày từ 2-3 mm nên ta chọn bề dày lớp bảo ôn là 𝛿 𝑎 = 12 mm, quấn thành 4 lớp, mỗi lớp dày 3 mm.

Tính toán bơm nhập liệu

6.7.1 Tính toán chiềucao bồn cao vị

Chọn đường kính ống dẫn nguyên liệu: 𝑑 = 50 mm Độ nhám của ống: 𝜀 = 0,1 mm (hình II.14, trang 380, [1])

Khối lượng riêng: 𝜌𝐹 = 895,26 kg.m -3 (bảng I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: 𝜇𝐹 = 57,6.10 −3 N.s -1 m -2 (bảng I.101, trang 91, [1])

Vận tốc trung bình của dòng nhập liệu trong ống dẫn:

6.7.1.1 Tổn thất dọc đường ống

𝜆1: hệ số ma sát trong đường ống

𝑙1: chiều dài đường ống dẫn, chọn 𝑙1 = 15 m

∑ 𝜉 1 : tổng hệ số tổn thất cục bộ

𝑣 𝐹 = 𝑣 1 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống m.s -1

Chuẩn số Renolds của dòng nhập liệu trong ống:

0,576.10 −3 = 11071,11 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

= 7289,343 (II.60, trang 378, [1]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

8 = 23,9.10 4 (II.61, trang 378, [1]) Suy ra: 𝑅𝑒 𝑔ℎ < 𝑅𝑒 𝐹 < 𝑅𝑒 𝑛1 : chế độ chảy rối (khu vực quá độ) khi đó:

Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua đường ống dẫn (không tính các đoạn ống trong thiết bị trao đổi nhiệt và thiết bị gia nhiệt):

3 van cầu: 𝜉 𝑣1 = 3.10 = 30(van với độ mở hoàn toàn)

1 lưu lượng kế: không đáng kể

Suy ra: ∑ 𝜉 1 = 31,85 Vậy tổn thất dọc đường ống dẫn:

6.7.1.2 Tổn thất đường ống trong thiết bị trao đổi nhiệt của dòng nhập liệu và sản phẩm đáy

𝜆 2 : hệ số ma sát trong đường ống trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy

𝑙 2 : chiều dài đường ống dẫn, 𝑙 2 = 15 m

𝑣 𝐹 = 𝑣 2 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy

Chuẩn số Reynolds tới hạn[1]

7 = 2704,682 (II.60, trang 378, [1]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám

8 = 90140,38 (II.61, trang 378, [1]) Suy ra: 𝑅𝑒 𝑔ℎ < 𝑅𝑒 𝐹 < 𝑅𝑒 𝑛1 : chế độ chảy rối (khu vực quá độ) khi đó:

Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua thiết bị trao đổi nhiệt:

6 chỗ uống cong quay ngược: 𝜉 𝑢2 = 3,22 = 6,6

Suy ra: ∑ 𝜉 2 = 724 Vậy tổn thất đường ống dẫn:

Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt nhập liệu

- 𝜆 3 : hệ số ma sát trong đường ống trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy

- 𝑙 3 : chiều dài đường ống dẫn, 𝑙 3 = 15 m

- ∑ 𝜉 3 : tổng hệ số tổn thất cục bộ.

- 𝑣 𝐹 = 𝑣 3 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy

Chuẩn số Reynolds tới hạn [1]

= 2704,682 (II.60, trang 378, [1]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám

8 = 90140,38 (II.61, trang 378, [1]) Suy ra: 𝑅𝑒𝑔ℎ < 𝑅𝑒𝐹 < 𝑅𝑒𝑛1 : chế độ chảy rối (khu vực quá độ) khi đó:

Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua thiết bị trao đổi nhiệt:

3 chỗ uống cong quay ngược: 𝜉𝑢3 = 4.2,8 = 8,8

Suy ra: ∑ 𝜉2 = 9,94 Vậy tổn thất đường ống dẫn:

- Mặt cắt (1 - 1) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn cao vị

- Mặt cắt (2 – 2) là mặt cắt tại vị trí nhập liệu của đáy tháp Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

𝑧 1: độ cao mặt thoáng (1 – 1) so với mặt đất hay bằng chiều cao bồn cao vị

𝑧2: độ cao mặt thoáng (2 – 2) so với mặt đất hay bằng chiều cao vị trí nhập liệu

𝑃 1 : áp suất mặt thoáng (1 –1), chọn 𝑃 1 = 1 at

𝑃 2 : áp suất tại mặt thoáng (2 – 2)

𝑣 1 : vận tốc tại mặt thoát (1 – 1), xem 𝑣 1 = 0 m.s-1

𝑣 2 : vận tốc tại vị trí nhập liệu, 𝑣 2 = 𝑣 𝐹 = 1,516 m.s-1

∑ ℎ 𝑓−2 : tổn thất đường ống từ (1 – 1) đến (2 – 2)

Vậy chiều cao bồn cao vị là:

Dung dịch nhập liệu luôn chảy liên tục từ bồn cao vị vào vị trí nhập liệu của tháp chưng cất khi độ cao của bồn cao vị từ 19,36 m trở lên Ta chọn khoảng cách từ mặt đất đên bồn cao vị là 20 m

Khối lượng riêng: 𝜌𝐹 = 895,26 kg.m-3 (bảng I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: 𝜇𝐹 = 0.343.10 −3 N.s-1.m-2 (bảng I.101, trang 91, [1])

-Chọn vận tốc lưu chất trong ống hút và ống đẩy: 0.184 m.s-1

𝜆 1 : hệ số ma sát trong đường ống

𝑙 1 : chiều dài đường ống đẩy 5 m, ống hút 3m

𝑣 𝐹 = 𝑣 1 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống m.s-1

0,343.10 −3 = 12606.41 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

= 1494 (II.60, trang 378, [1]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

8 = 50.9.10 3 (II.61, trang 378, [1]) Suy ra: 𝑅𝑒𝑔ℎ < 𝑅𝑒𝐹 < 𝑅𝑒𝑛1 : chế độ chảy rối (khu vực quá độ) khi đó:

2 van cầu: 𝜉𝑣1 = 2.10 = 20(van với độ mở hoàn toàn)

Suy ra: ∑ 𝜉 1 = 26 Vậy tổn thất dọc đường ống dẫn:

Chọn bơm có năng suất 𝑄𝑏 = 1,8 m3.h-1

Chọn hiệu suất của bơm: 𝜂𝑏 = 0,8

Công suất thực tế của bơm:

Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn máy bơm ly tâm Máy bơm nước Shining SHP-370CE, Công suất 370W, lưu lượng nước 100 lít/phút, đường kính họng xả 25mm

Khối lượng riêng: 𝜌 𝐹 = 895,26 kg.m-3 (bảng I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: 𝜇𝐹 = 0.343.10 −3 N.s-1.m-2 (bảng I.101, trang 91, [1])

𝑙1: chiều dài đường ống đẩy 5 m, ống hút 3m

0,343.10 −3 = 12606.41 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

8 = 50.9.10 3 (II.61, trang 378, [1]) Suy ra: 𝑅𝑒 𝑔ℎ < 𝑅𝑒 𝐹 < 𝑅𝑒 𝑛1 : chế độ chảy rối (khu vực quá độ) khi đó:

Chọn bơm có năng suất 𝑄 𝑏 = 1,8 m 3 h -1

Chọn hiệu suất của bơm: 𝜂 𝑏 = 0,8

Kết luận: Để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn Máy Bơm Nước

Chọn đường kính ống dẫn nguyên liệu: 𝑑 = 25 mm Độ nhám của ống: 𝜀 = 0,2 mm (hình II.14, trang 380, [1]) Ống hút 3m, ống đẩy 7m

Khối lượng riêng: 𝜌𝐹 = 895,26 kg.m-3 (bảng I.2, trang 9, [1]) Độ nhớt động học: 𝜇𝐹 = 0.343.10 −3 N.s-1.m-2 (bảng I.101, trang 91, [1])

𝑙1: chiều dài đường ống đẩy 5 m, ống hút 3m

∑ 𝜉1: tổng hệ số tổn thất cục bộ

𝑣𝐹 = 𝑣1: vận tốc dòng nhập liệu trong ống m.s-1

Chuẩn số Reynolds tới hạn:

2 van cầu: 𝜉𝑣1 = 2.10 = 20 (van với độ mở hoàn toàn)

Chọn bơm có năng suất 𝑄 𝑏 = 1,8 m3.h-1

Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn Máy Bơm Nước

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình: Độ nhớt động học: 𝜇 𝑊 = 0.3.10 −3 N.s-1.m-2 (bảng I.101, trang 91, [1])

-Chọnvận tốc lưu chất trong ống hút và ống đẩy: 0.184 m.s-1

𝜆 1 : hệ số ma sát trong đường ống.

𝑙 1 : chiều dài đường ống đẩy 5 m, ống hút 3m.

∑ 𝜉 1 : tổng hệ số tổn thất cục bộ.

0,3.10 −3 = 15333 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

ℎ1 = (0,036 ⋅ 3+7 0,25 + 30) ⋅ 0.184 2.9,81 2 = 0,076 (m) Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

3600.0,8 = 5.34 (W) Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn Máy Bơm Nước

𝜆 1 : hệ số ma sát trong đường ống

𝑙 1 : chiều dài đường ống đẩy 5 m, ống hút 3m

2 van cầu: 𝜉𝑣1 = 2.10 = 20(van với độ mở hoàn toàn)

ℎ 1 = (0,036 ⋅ 3+5 0,25 + 24) ⋅ 0.184 2.9,81 2 = 0,061 (m) Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

3600.0,8 = 1.94 (W) Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn máy bơm Máy Bơm Nước LIFETECH AP2500 - Công Suất 30W

0,36.10 −3 = 1628,512 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

ℎ1 = (0,035 ⋅ 0,25 8 + 24) ⋅ 2.9,81 15 2 = 288 (m) Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn máy bơm ly tâm TĂNG ÁP

2 IN 1 AWASHI AS-700A - AWASHI AS-700A, Công suất : 700W, Cột áp :

42m, Hút sâu : 8.5m, Lưu lượng : 3.9 m3/h, Họng hút xả : 25 – 25mm

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [1] ứng với nhiệt độ trung bình: Độ nhớt động học: 𝜇 𝑁 = 0.72.10 −3 N.s-1.m-2 (bảng I.101, trang 91, [1])

2 van cầu: 𝜉𝑣1 = 2.10 = 20 (van với độ mở hoàn toàn)

Suy ra: ∑ 𝜉1 = 22 Vậy tổn thất dọc đường ống dẫn:

ℎ 1 = (0,04 ⋅ 0,25 7 + 22) ⋅ 0.184 2.9,81 2 = 0.057 (m) Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

Chọn bơm có năng suất 𝑄 𝑏 = 1221 m3.h-1

Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn máy bơm ly tâm Panasonic GP-250JXK-SV5 250W Công suất 250W, Lưu lượng tối đa, 50 lít/phút, Đẩy/hút tối đa Đẩy cao 29m - Hút sâu 9m, Đường kính ống hút/thoát 25mm/25mm

TÍNH TOÁN CHI PHÍ

Bảng 7-1 Tính sơ bộ giá thành vật liệu của tháp chưng cất

Bảng 7-2 Tính sơ bộ giá Bulông

Chi Tiết Vật liêu Khối lương (kg) Đon giá

Thân tháp CT3 2,567 20,000 51,340,000 Đáy-nắp X18H10T 18,8 15,000 282,000

Vật liệu cách nhiêt Mặt nhôm 3.5 m 2 240,000 840,000

Bu lông Sốlượng (cái) Đơn giá (VNĐ) Thành tiền (VNĐ)

Bảng 7-3 Tính sơ bộ thiết bị phụ

Vậy giá sơ bộ để thiết kế qui trình là:166,752,000,00 VNĐ

Thiết bị Sốlượng (cái) Đơn giá

Nồi đun 1 4,000.000 4,000.000 Đung nóng ở đáy 1 8,000.000 8,000.000

Qua quá trình tính toán đã thiết kế thiết bịchưng cất liên tục hỗn hợp ethanol –nước với các thông số chính sau:

[1] Võ Văn Bang –Vũ Bá Minh, Quá trình và thiết bị công nghệ hóa học, truyền khối tập 3, Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia TP Hồ Chí Minh 2010

[2] Phạm Xuân Toản, Các quá trình, thiết bị trong công nghệ hóa chất và thực phẩm

[3] Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất tập 1, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 1999.

[4] Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất tập 2, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 1999

[5] Nguyễn Hữu Tùng, Kỹ thuật chưng cất nhiều cấu tử, Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia TPHCM, 2008

[6] Hồ Lê Viên, Tính toán, thiết kế các chi tiết thiết bị hóa chất và dầu khí, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật Hà Nội, 2006

[7] Nguyễn Bin, Các quá trình, thiết bị trong công nghệ hóa chất và thực phẩm tập 1, Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật Hà Nội, 2002

[8] Phan Văn Bôn, Quá trình và thiết bị công nghệ thực phẩm, Bài tập truyền nhiệt, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TPHCM, 2002.

[9] Nguyễn Hữu Tùng, Kỹ thuật tách hỗn hợp nhiều cấu tử, Các nguyên lý và ứng dụng tập 1, Nhà xuất bản Bách khoa –Hà Nội, 2012

Tiêu đề	Thiết Kế Hệ Thống Chưng Cất Liên Tục Hỗn Hợp Ethanol-Nước Bằng Tháp Mâm Xuyên Lỗ, Năng Suất Nhập Liệu 1800 L.H-1, Nồng Độ Phân Khối Lượng Cấu Tử Dễ Bay Hơi Trong Hỗn Hợp Đầu Là 0.384, Phân Khối Lượng Cấu Tử Dễ Bay Hơi Trong Hỗn Hợp Đáy Là 0.957
Tác giả	Phạm Văn Tín
Người hướng dẫn	PGS.TS. Lương Huỳnh Vũ Thanh
Trường học	Trường Đại học Cần Thơ
Chuyên ngành	Công Nghệ Hóa học
Thể loại	Đồ Án
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Cần Thơ

Định dạng
Số trang	108
Dung lượng	1,27 MB

Tài liệu tham khảo	Loại	Chi tiết
[1]. Võ Văn Bang –Vũ Bá Minh, Quá trình và thiết bị công nghệ hóa học, truyền khối tập 3, Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia TP. Hồ Chí Minh 2010	Khác
[2]. Phạm Xuân Toản, Các quá trình, thiết bị trong công nghệ hóa chất và thực phẩm [3]. Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất tập 1, Nhà xuất bản khoa học và kỹthuật, 1999	Khác
[4]. Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất tập 2, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 1999	Khác
[5]. Nguyễn Hữu Tùng, Kỹ thuật chưng cất nhiều cấu tử, Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia TPHCM, 2008	Khác
[6]. Hồ Lê Viên, Tính toán, thiết kế các chi tiết thiết bị hóa chất và dầu khí, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật Hà Nội, 2006	Khác
[7]. Nguyễn Bin, Các quá trình, thiết bị trong công nghệ hóa chất và thực phẩm tập 1, Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật Hà Nội, 2002	Khác
[8]. Phan Văn Bôn, Quá trình và thiết bị công nghệ thực phẩm, Bài tập truyền nhiệt, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TPHCM, 2002	Khác
[9]. Nguyễn Hữu Tùng, Kỹ thuật tách hỗn hợp nhiều cấu tử, Các nguyên lý và ứng dụng tập 1, Nhà xuất bản Bách khoa – Hà Nội, 2012	Khác