THIẾT kế hệ THỐNG CHƯNG cất LIÊN tục mâm XUYÊN lỗ hỗn hợp ACETONE – nước NĂNG SUẤT NHẬP LIỆU 1000 KG h

TỔNG QUAN

Giới thiệu về nguyên liệu

Acetone còn được gọi là Propan-2-one, có công thức phân tử là CH3COCH3.

Acetone là một chất lỏng trong suốt, không màu, có mùi cay đặc trưng, dễ bay hơi và dễ cháy Nó có khả năng hòa tan trong nước và các dung môi hữu cơ như ethanol, ether, chloroform và pyridine Acetone cũng phản ứng với nhiều hợp chất và nguyên tố hóa học khác.

Acetone là một dung môi quan trọng trong nhiều ngành công nghiệp như sản xuất chất nổ, nhựa, cao su, sợi, da và sơn phun Ngoài ra, acetone còn được sử dụng để làm sạch trong phòng thí nghiệm, tổng hợp các hợp chất hữu cơ và là thành phần chính trong sơn móng tay.

Các phương pháp sản xuất acetone chủ yếu bao gồm isopropanol, cumene, lên men, hydrat hóa acetylene và oxy hóa trực tiếp propylene Trong sản xuất acetone quy mô công nghiệp toàn cầu, phương pháp cumene chiếm ưu thế, với hai phần ba lượng acetone sản xuất ra là sản phẩm phụ của quá trình sản xuất phenol, diễn ra trong quá trình oxy hóa cumene.

Năm 2010, sản xuất axeton toàn cầu đạt 6,7 triệu tấn, trong đó Hoa Kỳ dẫn đầu với 1,56 triệu tấn mỗi năm Đài Loan và Trung Quốc theo sau trong danh sách các quốc gia sản xuất axeton INEOS Phenol là nhà sản xuất axeton lớn nhất, chiếm 17% tổng sản lượng toàn cầu.

Trong một số loại thuốc dược phẩm, được sử dụng làm dung môi để vận chuyển acetylene an toàn

Acetone là một nguyên liệu tổng hợp hữu cơ quan trọng để sản xuất nhựa epoxy, polycarbonate, plexiglass, dược phẩm, thuốc trừ sâu

Là một dung môi tốt cho lớp phủ, chất kết dính, xi lanh thép, acetylene

Được sử dụng như một chất pha loãng, chất làm sạch, tẩy rửa trong công nghiệp [2]

Tổng quan CBHD: PGS.TS.Lương Huỳnh Vủ Thanh

Nó cũng là một nguyên liệu quan trọng để sản xuất anhydrid acetic, rượu diacetone, chloroform, iodoform, nhựa epoxy, cao su polyisoprene, methyl methacrylate

Được sử dụng làm chất chiết trong các ngành công nghiệp như dầu và mỡ

Dùng để điều chế monome plexiglass, bisphenol A, rượu diacetone, hexanediol, methyl isobutyl ketone, methyl isobutyl methoxide, phorone, isophorone, chloroform, iodoform…

Acetone là một hợp chất quan trọng được sử dụng rộng rãi trong các ứng dụng y tế và mỹ phẩm Ngoài ra, acetone còn được xem là thành phần trong phụ gia thực phẩm và bao bì thực phẩm, cũng như được sử dụng trong sản phẩm tẩy sơn móng tay.

 Tính chất vật lý của acetone

Là một chất có công thức hóa học là (CH3)2CO, công thức phân tử là

Acetone (CH3COCH3) có khối lượng phân tử 58 đvC, là một chất lỏng không màu, trong suốt với mùi thơm đặc trưng Nó rất dễ bay hơi, có thể hòa tan vô hạn trong nước và sôi ở nhiệt độ 56,5 ℃ tại áp suất 760 mmHg Acetone cũng là một chất dễ cháy.

 Tính chất hóa học của acetone

Phản ứng với natri hydro sulfit (Na2HSO3) tạo thành một chất phụ gia tinh thể không màu.

Phản ứng với hydro xyanua tạo thành acetone cyanohydrin.

Acetone tương đối ổn định với chất oxy hóa, Nó không bị oxy hóa bởi axit nitric ở nhiệt độ phòng.

Phản ứng ngưng tụ lưỡng phân xảy ra với sự có mặt của một bazơ để tạo thành rượu diacetone.

Phản ứng với Ca(OH)2 với natri alkoxide hoặc natri amide sản phẩm tạo thành isophorone (3,5,5-trimethyl-2-cyclohexen-1-one).

Ngưng tụ với một aldehyd hoặc ketone với sự có mặt của axit hoặc bazo để tạo thành rượu keto, ketone không bão hòa và các sản phẩm nhựa

Nó được ngưng tụ với phenol trong điều kiện axit để tổng hợp bisphenol-A,

 Nó phản ứng với dung dịch kiềm của hypohalite hoặc halogen để tạo thành haloform

Acetone được thêm vào thuốc thử Grignard và sản phẩm bổ sung được thủy phân để thu được rượu bậc ba.[2]

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 2

Nước chiếm khoảng 3/4 diện tích bề mặt trái đất và là hợp chất thiết yếu cho sự sống Dưới điều kiện bình thường, nước không màu, không mùi, không vị và là dung môi hòa tan tốt các chất phân cực, vượt trội hơn so với các dung môi hữu cơ.

 Các tính chất vật lý của nước,

Khối lượng phân tử: 18 g.mol -1

Nhiệt độ nóng chảy: 0 ℃ (ở 760 mmHg)

Nước là dung môi phân cực mạnh, có khả năng hòa tan nhiều chất và là dung môi quan trọng trong kỹ thuật hóa học

Trong quá trình tổng hợp acetone từ axit axetic với xúc tác ThO2 ở nhiệt độ cao, chúng ta thu được hỗn hợp chủ yếu là acetone và nước, trong đó lượng acetone chiếm khoảng 48% khối lượng, tùy thuộc vào hiệu suất tổng hợp Do đó, việc nâng cao độ tinh khiết của acetone là rất cần thiết để ứng dụng hiệu quả trong nhiều lĩnh vực khác nhau.

Acetone hoàn toàn tan trong nước và có nhiệt độ sôi (56,5℃ ở 760 mmHg) thấp hơn nước (100℃ ở 760 mmHg), do đó hệ acetone – nước không có điểm đẳng phí Vì vậy, phương pháp chưng cất là phương pháp tách hỗn hợp chất phù hợp nhất cho hệ này.

Tổng quan CBHD: PGS.TS.Lương Huỳnh Vủ Thanh t o C x(mol.mol -1 ) y(mol.mol -1 )

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 4 t o C x(mol.mol -1 ) y(mol.mol -1 )

Bảng 1-1 Số liệu cân bằng lỏng hơi của hệ acetone- nước ở 760mmHg [5]

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 Đường cân bằng lỏng hơi của hỗn hợp Acetone-nước ở 760mmHg x (Acetone) mol/mol y (A ce to n) m ol /m ol

Hình 1-1 Đồ thị đường cân bằng hệ Aceton-nước ở 760mmHg

Lý thuyết về chưng cất

1.2.1 Khái niệm về chưng cất

Chưng cất là quá trình tách các cấu tử của hỗn hợp lỏng hoặc hỗn hợp lỏng-khí dựa trên độ bay hơi khác nhau của chúng Quá trình này không cần thêm pha mới như trong hấp thu, mà tạo ra pha mới thông qua sự bốc hơi hoặc ngưng tụ.

Trong quá trình chưng cất, cả dung môi và chất tan đều bay hơi, dẫn đến sự hiện diện của các cấu tử trong cả hai pha với tỷ lệ khác nhau Đối với chưng cất đơn giản hệ hai cấu tử, sản phẩm đỉnh chủ yếu chứa cấu tử có độ bay hơi lớn hơn, trong khi sản phẩm đáy chủ yếu chứa cấu tử có độ bay hơi bé Cụ thể, trong hệ acetone – nước, sản phẩm đỉnh chủ yếu là acetone với một lượng nhỏ nước, còn sản phẩm đáy chủ yếu là nước và một lượng rất ít acetone.

Các phương pháp chưng cất được phân loại theo áp suất làm việc, nguyên lý hoạt động và phương pháp cấp nhiệt Việc chọn lựa phương pháp chưng cất phù hợp phụ thuộc vào tính chất lý hóa của nguyên liệu Đối với hệ acetone – nước, phương pháp chưng cất liên tục với cấp nhiệt gián tiếp bằng nồi đun ở áp suất thường là lựa chọn tối ưu.

Trong sản xuất, quá trình chưng cất sử dụng nhiều loại thiết bị, nhưng yêu cầu chung là diện tích bề mặt tiếp xúc giữa các pha phải lớn, tùy thuộc vào mức độ phân tán của chúng Khi pha khí được phân tán vào lỏng, ta sử dụng tháp mâm; còn khi pha lỏng phân tán vào pha khí, tháp chêm hoặc tháp phun sẽ được áp dụng Hiện nay, tháp mâm và tháp chêm là hai loại tháp phổ biến, với kích thước, đường kính và chiều cao phụ thuộc vào suất lượng của pha lỏng, pha khí và độ tinh khiết của sản phẩm.

Tháp chêm là một cấu trúc hình trụ có nhiều bậc, được kết nối bằng mặt bích hoặc hàn Trong tháp, vật chêm được đổ đầy theo hai phương pháp: xếp ngẫu nhiên hoặc xếp thứ tự Các loại vật chêm thường được sử dụng bao gồm vòng Raschig, vật chêm vòng xoắn và vật chêm hình yên ngựa, với mỗi loại mang lại những ưu điểm riêng trong quá trình xử lý chất lỏng và khí.

Tháp mâm là một cấu trúc hình trụ thẳng đứng, bên trong được lắp đặt các mâm với cấu tạo đa dạng, cho phép pha hơi và pha lỏng tiếp xúc hiệu quả.

Hình 1-2 Hình dạng tháp mâm[4]

Tùy theo cấu tạo của mâm ta có:

Tháp mâm chóp là thiết bị có mâm với chóp và ống chảy chuyền, ống này có thể có tiết diện hình tròn hoặc viên phân Số lượng ống có thể là một hoặc nhiều, tùy thuộc vào suất lượng pha lỏng Chóp có thể có hình dạng tròn hoặc các dạng khác.

Tháp mâm xuyên lỗ là một loại thiết bị có mâm với nhiều lỗ hoặc rãnh, với đường kính lỗ từ 3 đến 12 mm, và tổng tiết diện các lỗ chiếm từ 8 đến 15% tiết diện của tháp Trong quá trình hoạt động, pha khí được đưa từ dưới lên qua các lỗ trên mâm, sau đó phân tán vào lớp chất lỏng đang chuyển động từ trên xuống qua các ống chảy chuyền, thiết kế của các ống này tương tự như trong tháp mâm chop.

Hình 1-3 Hình dạng cơ bản cảu mâm chóp và mâm xuyên lỗ [4]

Mâm xuyên lỗ Mâm chóp Ưu điểm

- Trở lực tương đối thấp

- Hiệu suất tương đối cao

- Hoạt động khá ổn định

- Làm việc được với chất lỏng bẩn

- Yêu cầu lắp đặt khắt khe - Cấu tạo phức tạp

- Không làm việc được với chất lỏng bẩn

Bảng 1-2 trình bày ưu và nhược điểm của hai loại mâm trong tháp Đối với quá trình chưng cất hệ acetone – nước, tháp mâm xuyên lỗ là sự lựa chọn tối ưu do độ chênh lệch nhiệt độ sôi lớn và không có điểm đẳng phí, giúp việc phân tách trở nên dễ dàng hơn Hơn nữa, tháp mâm xuyên lỗ có cấu tạo đơn giản và khả năng hoạt động hiệu quả với chất lỏng bẩn.

Mâm chóp Mâm xuyên lỗ

QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ

Công nghệ chưng cất acetone-nước

Acetone là một chất lỏng có khả năng hòa tan vô hạn trong nước, với nhiệt độ sôi là 56,05℃ tại áp suất 760mmHg So với nước, có nhiệt độ sôi 100℃ ở cùng áp suất, acetone có điểm sôi thấp hơn đáng kể Do đó, phương pháp chưng cất là cách hiệu quả để thu được acetone với độ tinh khiết cao.

Trong trường hợp này, việc sử dụng phương pháp cô đặc không khả thi vì tất cả các cấu tử đều bay hơi Đồng thời, phương pháp trích ly và hấp thụ cũng không được áp dụng do cần phải đưa vào một pha mới để tách, điều này có thể làm phức tạp hóa quá trình và ảnh hưởng đến hiệu quả tách.

Thuyết minh quy trình công nghệ

4 Thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu với sản phẩm đáy

5 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu

7 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

9 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

10 Bồn chứa sản phẩm đỉnh

11 Thiết bị gia nhiệt chất lỏng đáy tháp

12 Bồn chứa sản phẩm đáy

13 Bồn chứa nước làm mát

Hình 2-4 Sơ đồ quy trình công nghệ

Quy trình công nghệ CBHD: PGS.TS.Lương Huỳnh Vủ Thanh

Hỗn hợp acetone – nước với nồng độ 46% (theo khối lượng) được bơm từ bình chứa nguyên liệu lên bồn cao vị Từ bồn cao vị, hỗn hợp chảy đến thiết bị trao đổi nhiệt, nơi nó được gia nhiệt đến 54,051 °C Sau đó, hỗn hợp tiếp tục qua thiết bị gia nhiệt nhập liệu để đạt nhiệt độ 64,329 °C trước khi vào tháp chưng cất tại đĩa nhập liệu Trước khi vào tháp, dòng nhập liệu đi qua lưu lượng kế để điều chỉnh lưu lượng.

Trên đĩa nhập liệu, chất lỏng được trộn với phần lỏng từ đoạn cất của tháp chảy xuống, tạo ra sự tiếp xúc giữa hơi và chất lỏng Khi pha lỏng di chuyển xuống dưới, nồng độ cấu tử dễ bay hơi giảm do bị cuốn lên bởi hơi từ thiết bị gia nhiệt ở đáy tháp Nhiệt độ giảm dần khi lên cao, dẫn đến việc các cấu tử có nhiệt độ sôi cao như nước sẽ ngưng tụ lại Cuối cùng, tại đỉnh tháp, hỗn hợp thu được có nồng độ cấu tử dễ bay hơi đạt 96% theo nồng độ phân khối lượng.

Dòng hơi từ đỉnh tháp được dẫn qua thiết bị ngưng tụ và hoàn toàn chuyển thành dòng lỏng ở nhiệt độ 57,626°C Hỗn hợp lỏng này được điều chỉnh qua bộ phận chỉnh dòng, một phần được làm nguội xuống 35°C và đưa vào bồn chứa sản phẩm Phần còn lại của chất lỏng ngưng tụ được hoàn lưu về tháp với tỷ số hoàn lưu tối ưu Ở đáy tháp, một lượng nhỏ acetone bốc hơi trong khi phần lớn là nước, dẫn đến thu được hỗn hợp lỏng chủ yếu là nước và 4% acetone.

Hỗn hợp sản phẩm đáy từ tháp được chuyển vào thiết bị gia nhiệt chất lỏng, nơi một phần dung dịch sẽ bốc hơi và cung cấp lại cho tháp để duy trì quá trình Phần còn lại sau khi gia nhiệt sẽ được dẫn đến thiết bị trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu Hệ thống hoạt động liên tục, sản phẩm đỉnh thu được là acetone, trong khi sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt đạt nhiệt độ 50 độ C và được dẫn về bồn chứa sản phẩm đáy.

CÂN BẰNG VẬT CHẤT

Quy ước các ký hiệu và thông số

F, D, W: Lần lượt là hỗn hợp đầu vào, đỉnh và đáy, (Kmol.h -1 )

GF: Lưu lượng hỗn hợp đầu vào, (L.h -1 ).

GD: lưu lượng sản phẩm đỉnh (L.h -1 ), GW: lưu lượng sản phẩm đáy (L.h -1 ),

GR: lượng chất lỏng hoàn lưu, (L.h -1 ).

MF: khối lượng phân tử trung bình hỗn hợp đầu vào, Kg.Kmol -1

MD: khối lượng phân tử trung bình sản phẩm đỉnh, Kg.Kmol -1

Khối lượng phân tử trung bình của sản phẩm đáy (MW) được tính bằng Kg.Kmol -1 Nồng độ phần mol của hỗn hợp đầu vào theo acetone (xF) cũng được biểu thị bằng Kg.Kmol -1, trong khi nồng độ phần mol của hỗn hợp đỉnh (xD) và nồng độ phần mol của hỗn hợp đáy (xW) đều được đo bằng Kg.Kmol -1 Nồng độ phần khối lượng của hỗn hợp đầu vào (x̅F), hỗn hợp đỉnh (x̅D), và hỗn hợp đáy (x̅W) lần lượt được biểu diễn bằng Kg/Kg và Kg.Kg -1 Cuối cùng, nồng độ phần mol của pha hơi (yi) tương ứng với nồng độ phần mol xi của pha lỏng, và nồng độ phần mol cân bằng của pha hơi (yi *) cũng được xác định dựa trên nồng độ phần mol xi của pha lỏng, cả hai đều tính bằng Kmol.Kmol -1.

A, N: lần lượt là ký hiệu của acetone và nước

MA, MN: lần lượt là khối lượng phân tử của acetone và nước, MA = 58 và

Các thông số ban đầu

Năng suất nhập liệu 1000 Kg.h -1

Nồng độ nhập liệu: x̅F = 46% khối lượng.

Nồng độ sản phẩm đỉnh: x̅D = 96% khối lượng.

Nồng độ sản phẩm đáy: x̅W = 4% khối lượng.

Cân bằng vật chất CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh

Cân bằng vật chất

3.3.1 Nồng độ phần mol của acetone trong tháp x F = x F / M A x F / M A +(1− x F )/M N = 0,46 /58

Trong quá trình chọn trạng thái nhập liệu cho tháp chưng cất, trạng thái lỏng – sôi được xác định Dựa vào bảng cân bằng lỏng – hơi của hệ acetone – nước tại xF = 0,209, nhiệt độ nhập liệu vào tháp chưng cất được nội suy là tF = 64,329℃.

Tra bảng I.249 [6] ta có khối lượng riêng của nước: ρN = 980,9 Kg.m -3

Tra bảng I.2 [6] ta có khối lượng riêng của acetone: ρA = 739,1 Kg.m -3

Khối lượng riêng của hỗ hợp nhập liệu vào tháp ρ 1 F = x F ρ A + ( 1− x F ) ρ N = 0,46

Ta có: MF = xF × MA+ (1−xF) × MN = 0,209 × 58 + (1 - 0,209) × 18 = 26,364 Kg.Kmol -1

26,364 =¿ 32.339 Kmol.h -1 Phương trình cân bằng vật chất toàn tháp

Thế các giá trị vào hệ phương trình (1) ta được

MD = xD × MA+ (1−xD) × MN = 0,882×58 + (1 - 0,882) ×18 = 53,265 Kg.Kmol -1

MW = xW × MA + (1−xW) × MN = 0,013×58 + (1-0,013) × 18 = 18,511 Kg.Kmol -1

3.3.3 Các phương trình làm việc

Với xF = 0,209 từ đồ thị cân bằng ta được y * F = 0,7965

3.3.3.1 Tỉ số hoàn lưu tối thiểu Động lực của quá trình chưng cất được xác định thông qua hiệu số nồng độ giữa đường cân bằng và đường làm việc theo pha hơi (∆y=y ∗ − y) hay theo pha lỏng (∆x= ∗ ).

Độ dốc của đường làm việc phần cất phụ thuộc vào chỉ số hoàn lưu R Khi đường làm việc phần cất càng gần đường cân bằng, chỉ số hoàn lưu sẽ càng nhỏ Chỉ số hoàn lưu tối thiểu là giá trị cần thiết để đảm bảo đĩa dưới cùng của phần cất (hay còn gọi là đĩa tiếp liệu) vẫn có động lực truyền khối, tức là hiệu số nồng độ ∆y = y∗ − y phải dương.

3.3.3.2 Tỉ số hoàn lưu thích hợp

Tỉ số hoàn lưu tối ưu là tỉ số hoàn lưu có chi phí thấp nhất, khi tăng R, số mâm giảm nhưng đường kính tháp và công suất của thiết bị ngưng tụ, bơm, nồi đun lại tăng Chi phí cố định ban đầu giảm nhưng sẽ tăng đến vô cực khi đạt hoàn lưu toàn phần, đồng thời lượng nước và nhiệt cũng tăng theo tỉ số hoàn lưu.

Tổng chi phí bao gồm chi phí cố định và chi phí vận hành sẽ đạt đến điểm tối thiểu tương ứng với tỷ số hoàn lưu, được gọi là tối ưu Thông thường, tỷ số hoàn lưu tối ưu dao động từ 1,2 đến 1,5 lần Rmin.

Khảo sát β từ1,1 đến 1,5 với khoảng nhảy 0,1 ta được bảng số liệu sau b Ri R+1 Nlt Nlt*(R+1)

Bảng 3-3 Số liệu tính toán tỷ số hoàn lưu thích hợp

Từ bảng số liệu ta có được đồ thị

Hình 3-5 Đồ thị quan hệ giữa β và Nlt(Rx+1)

Vậy chỉ số hoàn lưu thích hợp là Rth = 0,20901 với β = 1,4

3.3.3.3 Phương trình làm việc phần chưng y chưng = R th + f

Trong đó lượng mol hỗn hợp đầu tính cho 1 Kmol sản phẩm đỉnh f = F

7,259 = 4,455 Thay f vào phương trình trên ta được

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 16 ychưng = 0,20901+ 0,20901 4,455 +1 x− ( 4,455−1) 0,20901 ×0,013 +1 = 3,85771x – 0,03715

3.3.3.4 Phương trình đường làm việc phần cất y cất = R th

R th +1 Thay số liệu vào phương trình trên ta có ycất = 0,20901+ 0,20901 1 x− 0,20901+ 0,882 1 = 0,168676x + 0,732922

Số mâm lý thuyết

Hình 3-6 Đồ thị xác định số mâm lý thuyết

Từ đồ thị, ta có 7 mâm lý thuyết bao gồm: 2 mâm chưng, 1 mâm nhập liệu, 4 mâm cất

Xác định số mâm thực tế

Số mâm thực tế tính theo hiệu suất trung bình:

Trong đó: ηtb là hiệu suất trung bình của đĩa, là một hàm số của độ bay hơi trong đối với độ nhớt của hỗn hợp lỏng, ηtb = f(α,μ)

Ntt là số mâm thực tế

Nlt là số mâm lý thuyết

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

Trong đó: x: là phần mol của acetone trong pha lỏng, y*: là phần mol của acetone trong pha hơi cân bằng với pha lỏng,

3.5.1.1 Tại vị trí nhập liệu xF = 0,209 ta có y * F = 0,7965, tF = 64,329 o C

0,209 ,805 Tra bảng I.102 (trang 94, [6]) độ nhớt của nước ta có μN = 0,44 x 10 -3 (Ns.m -2 )

Tra bảng I.101 (trang 91, [6]) độ nhớt của acetone ta có μA = 0,224 x 10 -3 (Ns.m -2 ) Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí nhập liệu: lgμF = xF × lgμA + (1-xF) × lgμN

Tra hình IX.11 trang 171 [7] ta có ηF = 0,34

3.5.1.2 Tại vị trí mâm đáy xW = 0,013 ta có y * W = 0,2948 và tW = 94,254 o C

Theo bảng I.102 (trang 94, [6]), độ nhớt của nước là μN = 0,302 x 10^-3 (Ns.m^-2) Trong khi đó, theo bảng I.101 (trang 91, [6]), độ nhớt của acetone được ghi nhận là μA = 0,179 x 10^-3 (Ns.m^-2) Độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí nhập liệu cũng cần được xem xét để đánh giá tính chất của hỗn hợp này.

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 18 lgμF = xF × lgμA + (1-xF) × lgμN

Tra hình IX.11 trang 171 [7] ta có ηW = 0,3

3.5.1.3 Tại vị trí mâm đỉnh

Độ nhớt của nước và acetone được xác định lần lượt là μN = 0,489 x 10^-3 (Ns.m^-2) và μA = 0,234 x 10^-3 (Ns.m^-2) theo bảng I.102 và I.101 Để tính độ nhớt của hỗn hợp lỏng tại vị trí nhập liệu, công thức được sử dụng là lgμF = xF × lgμA + (1-xF) × lgμN.

Tra hình IX.11 trang 171 ta có ηW = 0,334

N tt = 70,318 ",012579Vậy chọn số mâm thực tế Ntt = 23 mâm bao gồm: 9 mâm chưng, 1 mâm nhập liệu, 13 mâm cất.

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT

Đường kính tháp, D t

Trong tháp, lượng hơi trung bình được xác định bằng Vtb (m³.h⁻¹) và tốc độ hơi trung bình được ký hiệu là ωtb (m.s⁻¹) Lượng hơi trung bình đi qua tháp được tính bằng gtb (Kg.h⁻¹), trong khi khối lượng riêng trung bình của pha hơi được biểu thị bằng ρytb (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

Lượng hơi trung bình đi trong tháp

Trong đó: gd: lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp (Kg.h -1 ) g1: lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất (Kg.h -1 ).

Theo IX.93 - 95 trang 182, [7] ta có hệ phương trình:

Lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất được ký hiệu là Gl (Kmol.h -1), trong khi ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi vào đĩa thứ nhất là rl (KJ.Kmol -1) Ngoài ra, ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi ra ở đỉnh tháp được ký hiệu là rd (KJ.Kmol -1).

Tra bảng I.250 [6] ta có: rNl = 2346.77014 (KJ/Kg) = 42241,8625(KJ.Kmol -1 ) Tra bảng I.212 [6]ta có: rAl = 514,1789193 (KJ/Kg) = 29822,3773 (KJ.Kmol -1 ) r1 = rA1 × y1 + (1 − y1) × rN1 = 42241,8625 – 12419,4852yl (KJ.Kmol -1 )

Tra bảng I.250 [6] ta có: rND = 2362,26524(KJ.Kg -1 ) = 42520,7743 (KJ.Kmol -1 ) Tra bảng I.212 [6] ta có: rAD = 521,151093 (KJ.Kg -1 ) = 30226,7634 (KJ.Kmol -1 )

Giải hệ (IV.1), [7] ta được:

G1 = 1,717068572 (Kmol.h -1 ) y1 = 0,753494973 (phân mol acetone) − M1 = 48,13979894 (kg.Kmol -1 ) g1 = 9,012183572 (Kmol.h -1 ) = 433,8447052(Kg.h -1 )

4.1.1.4 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn cất

Tốc độ giới hạn hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền

Trong thiết kế tháp chưng cất CBHD, PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh nhấn mạnh vai trò quan trọng của khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (ρxtb) và pha hơi (ρytb) ở đoạn cất, được đo bằng Kg.m -3 Việc tính toán chính xác các thông số này là cần thiết để đảm bảo hiệu suất và hiệu quả của quá trình chưng cất.

Nồng độ phân mol trung bình: y tb =y 1 +y ¿ D

Nhiệt độ trung bình đoạn cất: t tbD = t 1 +t D

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

Tra bảng I.249 [6] ta có: ρN = 982,68 (Kg.m -3 )

Tra bảng I.2 [6] ta có: ρA = 743,1 (Kg.m -3 ).

Theo IX,104a ta có: ρ xtb = ( x ρ tb A + 1− ρ N x tb ) −1 = ¿ 783.691594 (Kg.m -3 )

=> ω gh =0,05 × √ 783,691594 1.88020901 =¿ 1.020797333 (m.s -1 ) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp bằng 80% tốc độ giới hạn hơi đi trong tháp ωtb = 0,8 × ωgh = 0,8 × 1.020797333= 0.816637867 (m.s -1 )

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 22 x tb Đường kính đoạn cất:

Lượng hơi trung bình đ trong tháp

Trong đó: g’n: lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (Kg.h -1 ). g′l: lượng hơi đi vào đoạn chưng (Kg.h -1 ).

Theo IX.98 - 100 trang 182, [7] ta có hệ phương trình:

G′l: lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng (Kmol.h -1 ) r′l: ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng (KJ.Kmol -1 )

Tra bảng I.250 [6] ta có: r ′ Nl = 2669,6572 (KJ.Kg -1 ) = 48054,8296 (KJ.Kmol -1 ) Tra bảng I.212 [6] ta có: r ′ Al = 479,7242 (KJ.Kg -1 ) = 27824,0036 (KJ.Kmol -1 )

Tính toán thiết kế tháp chưng cất CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh

4.1.2.2 Xác định r 1 r1 = rA1 × y1 + (1 − y1) × rN1 = 42241,8625 – 12419,4852yl r1 = 42241,8625 – 12419,4852 × 0,753494973 = 32883,84285 (KJ.Kmol -1 )

 Giải hệ phương trình (IV.2) ta được

G′1 = 32,090019(Kmol.h -1 ) x′1 = 0,074648 (phân mol acetone) − MtbG′ = 20,9859188(Kg.kmol -1 ) g′1 = 7,0409762(Kmol.h -1 ) = 147,7613548 (Kg.h -1 )

4.1.2.3 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn chưng

Tốc độ giới hạn hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền

𝜌′𝑥𝑡𝑏: khối lượng riêng trung bình của pha lỏng ở đoạn chưng (Kg.m -3 )

𝜌′𝑦𝑡𝑏: khối lượng riêng trung bình của pha hơi ở đoạn chưng (Kg.m -3 ).

Với nồng độ phân mol trung bình: y ' tb =y 1 +y ¿ W

Nhiệt độ trung bình đoạn chưng: t ' tbW = t F +t W

Nồng độ phân mol trung bình:

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 24 x' tb = x F + x w

Tra bảng I.249 [6] ta có: ρ’N = 972,2 (Kg.m -3 )

Tra bảng I.2 [6] ta có: ρ’A = 720,0 (Kg.m -3 )

Theo IX,104a ta có: ρ ' xtb = ( x ' ρ' tb A + 1− ρ' x ' N tb ) −1 3,46307 (Kg.m -3 )

Để tránh tạo bọt trong tháp, tốc độ hơi trung bình được chọn là 80% tốc độ giới hạn, cụ thể là ωtb = 0,8 × ωgh, với ωgh = 1,28001665 (m.s -1) Kết quả tính toán cho tốc độ hơi trung bình là ωtb = 1,02401332 (m.s -1).

Kết luận: hai đường kính đoạn chưng và đoạn cất không chênh lệch nhau quá lớn nên ta chọn đường kính của toàn tháp là: Dt = 0,4 (m)

Khi đó tốc độ làm việc thực

Chiều cao tháp

Chọn tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền

Tổng diện tích lỗ bằng 8% diện tích mâm. Đường kính lỗ dl = 3 mm = 0,003 m

Khoảng cách giữa hai tâm lỗ bằng 2,5 lần đường kính lỗ (bố trí theo hình lục giác đều).

Diện tích dành cho ống chảy chuyền và gờ chảy tràn bằng 20% diện tích mâm

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

Mâm được làm bằng inox SUS304

Tính lại số lỗ trên mâm:

Gọi a là số hình lục giác Áp dụng công thức V,139 ta có: N = 3a×(a+1) + 1

Giải phương trình ta được: a = 21, N = 1387

Số lỗ trên một đường chéo: b = 2a+1 = 43 lỗ

Vậy ta chọn số lỗ trên một mâm là 1387 lỗ, bố trí lỗ theo hình lục giác đều.

4.2.2 Độ giảm áp của pha khí qua mâm

4.2.2.1 Độ giảm áp qua mâm khô Độ giảm áp qua mâm khô được tính dựa trên cơ sở tổng thất áp suất do dòng chảy đột thu, đột mở và do ma sát khi pha khí chuyển động qua lỗ h k = ( C u o 2 2 ) × ( 2 g× ρ ρ G 1 ) Q × ( C v 0 o 2 2 ) × ρ ρ G 1 (mm c hấ t l ỏng) (5.16 trang 119, [8])

Trong đó: u0: 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 )

Hệ số thắc dòng phụ thuộc vào tỷ số giữa tổng diện tích lỗ và diện tích làm việc của mâm, cũng như tỷ số giữa bề dày mâm và đường kính lỗ.

Vận tốc hơi qua lỗ u 0 = ω lv

0,08 =6,723768588 Khối lượng riêng của pha hơi: ρG = ρytb = 1,8802091 (Kg.m -3 )

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ1 = ρxtb = 782,302205 (Kg.m -3 )

 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất h k Q× ( C u 2 o 2 ) × ρ ρ G 1 Q× 6,723768588 2

782,302205 ,38032442( mmchất lỏng ) Đối với phần chưng

Vận tốc qua lỗ u' 0 = ω lv '

0,08 =5,956724111m.s -1 Khối lượng riêng của pha hơi: ρG = ρ’ytb = 1,348022589 (Kg.m -3 )

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ1 = ρ’xtb = 883,46307 (Kg.m -3 )

 Độ giảm áp qua mâm khô ở phần chưng h' k Q× ( u' C o 0 2 2 ) × ρ ρ G 1 Q × 5,956724111 2

4.2.2.2 Độ giảm áp do chiều cao mực chất lỏng

Để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm, có thể áp dụng phương pháp đơn giản dựa vào chiều cao gờ chảy tràn (hW), chiều cao lớp chất lỏng bọt trên gờ chảy tràn (hOW) và hệ số sục khí β.

Tính toán thiết kế tháp chưng cất CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh hl = β × (hW + hOW) (mm chất lỏng) (5,17 trang 120, [8])

Chiều cao gờ chảy tràn hW = 50 mm

Chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn được xác định bằng phương trình Francis cho gờ chảy tràn phẳng Công thức tính là h = C × 4 × (qL × L × w)^(2/3) (mm), trong đó qL đại diện cho lưu lượng của chất lỏng tính bằng m³/phút.

Lw: chiều dài hiệu dụng của gờ chảy tràn (m).

Diện tích dành cho ống chảy chuyền và gờ chảy tràn là 20% diện tích mâm, nên ta có phương trình sau:

Trong đó: n 0 : góc ở tâm chắn bởi chiều dài đoạn LW.

Giải phương trình ta được: n 0 = 93 o 12’

Suy ra: LW = Dt × sin(n 0 /2) = 0,4 × sin(93 o 12 ′ /2) = 0,29064 (m)

 Xác định q L Đối với mâm phần cất q L = D× R × M D

0,29064 ) 2 3 =1,396031615 (mm) Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần cất là h1 = 0,6 × (50 + 1,396031615) = 30,83761897 (mm) Đối với mâm phần chưng

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 28 q ' L = G ' 1 × M tbG '

Vậy độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần chưng là h′1 = 0,6 × (50 + 5,385487 ) = 33,23129 (mm)

4.2.2.3 Độ giảm áp sức căng bề mặt

Trong đó: σ: sức căng bề mặt của chất lỏng (dyn.cm -1 ) ρl: khối lượng riêng của chất lỏng (Kg.m -3 )

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ1 = ρxtb = 783,69159 (Kg.m -3 ) ttb = 60,9775 ℃

Tra bảng I.249 trang 311: ta có sức căng bề mặt của nước: σNL= 660,3054779(dyn.cm -1 )

Tra bảng I.242 trang 301: ta có sức căng bề mặt của acetone: σAL= 18,4708125 (dyn.cm -1 ).

NL +σ AL 6,941625 (dyn.cm -1 ) Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là h R = 625,54 × 36,941625× 10 −3

Khối lượng riêng của pha lỏng: ρ’1 = ρ’xtb = 883,4630676 (Kg.m -3 ) t’tb = 79,2915℃

Tra bảng I.249 trang 311, [6]: ta có sức căng bề mặt của nước: σ’NL= 625,1102554 (dyn.cm -1 )

Tra bảng I.242 trang 301, [6]: ta có sức căng bề mặt của acetone: σ’AL= 16,1815625 (dyn.cm -1 ). σ ' 1 = 1 σ ' NL + 1 σ ' Al

' NL × σ ' AL σ ' NL + σ ' AL ,77325702 (dyn.cm -1 ) Vậy độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là h' R = 625,54 × 15,77325702 × 10 −3

 Cho nên độ giảm áp tổng của pha khí qua một mâm là

Phần cất ht = hk + hl + hR = 10,38032442+30,83761897+9,828893697

Tổng trở lực của toàn 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.

4.2.3 Kiểm tra khả năng hoạt động của tháp

4.2.3.1 Kiểm tra ngập lụt khi hoạt động

Chọn khoảng cách giữa hai mâm, với đường kính tháp bằng 0,4 m là: hmâm 0,25m = 250mm

Chiều cao mực chất lỏng của mâm xuyên lỗ trong ống chảy chuyền được xác định bằng công thức: hd = hw + how + hl + hd’ (mm chất lỏng), trong đó bỏ qua sự tạo bọt.

: tiết diện giữa ống chảy chuyền và mâm.

Vậy chiều cao mực chất lỏng ở phần cất là: hd = 50+1,396031615+51,04683708+0,000012819 = 102,4428815 (mm)

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

100 ×0,100531 ) 2 =0,000735918 (mm chất lỏng) Vậy chiều cao mực chất lỏng ở phần chưng là: h’d = 50+5,385487+42,13548052+0,000735918 ,52170386 (mm)

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

4.2.4 Tính toán chiều cao tháp

Chiều cao của thân tháp

H nắp = H đáy =h b + h gờ =0,1+ 0,025=0,125( m ) Vậy chiều cao của tháp là

Tính toán cơ khí tháp

Tháp chưng cất được thiết kế với thân hình trụ, sử dụng phương pháp hàn giáp mối (hồ quang) để đảm bảo hoạt động ở áp suất thường Các phần của thân tháp được kết nối với nhau thông qua các mối ghép bích, tạo sự chắc chắn và hiệu quả cho quá trình chưng cất.

Trong quá trình tính toán thiết kế tháp chưng cất CBHD, PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh đã lựa chọn vật liệu inox SUS 304 cho thân tháp nhằm đảm bảo chất lượng sản phẩm và khả năng chống ăn mòn của acetone Tháp hoạt động ở áp suất khí quyển, do đó chỉ cần tính toán cho thân tháp 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 : 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 là nhiệt độ đáy ttt = tđáy = 100 o C

4.3.1.2 Xác định bề dày thân chịu áp suất trong

Chúng tôi đã chọn phương pháp hàn hồ quang điện bằng tay để chế tạo thân, với hệ số mối hàn là φ h = 1 Ứng suất cho phép và giới hạn bền được xác định theo công thức XIII.1 và bảng XIII.3.

2.6 8,077 × 10 6 Ứng suất cho phép giới hạn chảy xác định theo công thức XIII.2 và bảng XIII.4, [7]

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 (XIII.8 trang 360, [7]):

Mà bề dày thực của thân tháp là: (mm) (4-10)

Hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học phụ thuộc vào tốc độ ăn mòn của chất lỏng Với tốc độ ăn mòn của acetone là 0,1 mm/năm và thiết bị hoạt động trong 20 năm, tổng mức ăn mòn sẽ là 2 mm.

- : hệ số bổ sung do bào mòn cơ học, chọn mm.

- : hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, chọn mm

- : hệ số bổ sung qui tròn, chọn C o =1,762 mm.

400 =0,005 < 0,1 (thỏa điều kiện) Kiểm tra áp suất cho phép trong thân thiết bị: σ = [ D t ( S−C a ) ] × p o

Kết luận: Bề dày thực của thân tháp: St = 4 (mm)

4.3.2 Đáy và nắp thiết bị

Chọn đáy và nắp có dạng là elip tiêu chuẩn, có gờ inox SUS 304. Đáy và nắp làm việc chịu áp suất trong:

Hình 4-7 Đáy nắp elip có gờ tiêu chuẩn [7]

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

(4-12) Với : hệ số không thứ nguyên

Đường kính lớn nhất của lỗ không phải hình tròn, hay kích thước lớn nhất của lỗ không tăng cứng, cần được xác định Đối với lỗ ống hơi ở đáy và nắp tháp, hãy chọn đường kính phù hợp là mm.

Chọn nhiệt độ tính toán: o C.

162836,0577 × 0,75 ×1= 912,315> 30 Chiều dày tính toán được xác định theo công thức (XIII.47 trang 385 [7]):

(4-13) Với : chiều cao phần lồi của đáy ( m) (XIII.10 trang 384).

Trong đó: h d là hiều cao phần lồi của đáy ( h d =0.1 m ¿

Tra bảng XIII.11 trang 384 [7] ta được chiều cao gờ của đái nắp hgờ = 0.025 (m).

Chiều dày thực của đáy được xác định như sau:

(4-14) được tính giống như phần xác định bề dày thân: C =2,99977 (mm), nên:

Vì mm nên tăng thêm 2 mm (trang 386, [7]).

Vì tháp chưng cất hoạt động ở áp suất khí quyển, chúng ta có thể bỏ qua việc tính toán cho đáy nắp chịu áp suất ngoài Để thuận tiện cho việc lắp ráp các bộ phận của tháp, nên chọn bề dày của thân và đáy nắp thiết bị giống nhau.

Kết luận: bề dày thân thiết bị St = Snắp = Sđáy = 5 (mm)

4.3.3 Bích ghép thân, đáy và nắp

Mặt bích là một thành phần thiết yếu trong việc kết nối các phần của thiết bị và các bộ phận khác Các loại mặt bích phổ biến được sử dụng trong ngành công nghiệp bao gồm mặt bích phẳng, mặt bích lồi, mặt bích hàn và mặt bích ren.

Bích liền là một bộ phận quan trọng kết nối với thiết bị thông qua các phương pháp hàn, đúc và rèn Loại bích này chủ yếu được sử dụng cho các thiết bị hoạt động dưới áp suất thấp và trung bình.

Bích tự do chủ yếu được sử dụng để nối ống dẫn trong môi trường nhiệt độ cao, kết nối các bộ phận bằng kim loại màu và hợp kim của chúng Điều này đặc biệt quan trọng khi cần làm mặt bích bằng vật liệu có độ bền cao hơn so với vật liệu thông thường.

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

Chọn bích được ghép thân, đáy và nắp làm bằng inox SUS 304, cấu tạo của bích là bích liền không cổ.

Bích liền không cổ ghép thân, đáy và nắp được chọn với đường kính D t @0 mm và áp suất tính toán P tt = 0,16283606 N.mm -2, theo bảng XIII.27 trang 417, [7].

Bảng 4-4 Thông số bích ghép thân, đáy, nắp

Tra bảng IX.5 trang 170, [7] ta chọn khoảng cách giữa hai mặt bích là 1000 mm

Số mâm giữa hai mặt bích là 4, trong khi số mặt bích ghép của thân, đáy và nắp là 8 Độ kín của mối ghép bích chủ yếu phụ thuộc vào vật đệm, được làm từ vật liệu mềm hơn so với bích Khi xiết bu-lông, đệm sẽ biến dạng và lấp đầy các chỗ gồ ghề trên bề mặt bích Để đảm bảo độ kín cho thiết bị, cần lựa chọn đệm cao su cách nhiệt với độ dày 3 mm.

4.3.4 Đường kính các ống dẫn và thông số các bích ghép ống

Để tiết kiệm chi phí cho thiết bị làm việc ở áp suất thường, nên chọn bích ghép các ống dẫn bằng thép CT3, với cấu tạo bích liền không cổ.

Hình 4-9 Bích liền không cổ ghép ống dẫn với thiết bị [7]

4.3.4.1 Tại vị trí nhập liệu:

Lưu lượng chất lỏng nhập liệu: Q F 00 (Kg.h -1 ) ¿ 1 (m 3 /h)

Chọn vận tốc chất lỏng nhập liệu (tự chảy từ bồn cao vị vào mâm nhập liệu): vF 0.1 (m.s -1 ). Đường kính nhập liệu: d F = √ 3600 4 Q π v F F = √ 3600 4.1 π 0,1 ≈ 0,07(m)

Ta chọn đường kính ống nhập liệu là: d F = 0,07 m

Tra bảng XIII.32 trang 434, [7] ta chọn được chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lF = 110 mm

Tra bảng XIII.26 trang 409, [7] để xác định các thông số của bích ghép ống nhập liệu:

Bảng 4-5 Thông số bích ghép ống nhập liệu

Suất lượng hơi ở đỉnh tháp: g d =¿ 481.8341132 kg.h -1

Khối lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp ở t D W,626 o C và y D =0,9227; được tính theo công thức: ρ h = [ 58 y D +(1− y D ).18 ] 273

Lưu lượng hơi ra khỏi tháp:

Chọn vận tốc hơi ở đỉnh tháp: m.s -1 Đường kính ống dẫn hơi: d h = √ 3600 4.Q π v h h = √ 3600 4 ×238,06 π 25 ≈ 0,07 (m)

Nên chọn đường kính ống dẫn hơi: dh = 0.07 (m)

Tra bảng XIII.32 trang 434, [7] ta chọn được chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lh = 110 (mm)

Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi ở đỉnh tháp (XIII.26 trang 409, [7])

Bảng 4-6 Thông số bích ghép ống hơi ở đỉnh tháp

Khối lượng riêng của chất lỏng hoàn lưu ở t D W,626 o C và x D =0,96

Tra bảng I.2 trang 9, [6] ta được: ρ A t8,6 (kg.m -3 )

Tra bảng I.249 trang 310, [6] ta được: ρ N 4,3 (kg.m -3 )

Lưu lượng chất lỏng hoàn lưu:

Chọn vận tốc chất lỏng hoàn lưu (tự chảy từ bộ phận tách lỏng ngưng tụ vào tháp): m.s -1 Đường kính ống hoàn lưu: d hl = √ 3600 4.Q π v hl hl = √ 3600 4 × 0,104 π 0,15 =0,019 (m)

Nên chọn đường kính ống hoàn lưu: dhl = 0.02 (m)

Chọn chiều dài đoạn ống nối ghép mặt bích (XIII.32 trang 434, [7]):lhl = 80 (mm) Các thông số của bích ghép ống hoàn lưu (tra bảng XIII.26 trang 409, [7])

Bảng 4-7 Thông số bích ghép ống hoàn lưu

4.3.4.4 Ống dẫn hơi vào đáy tháp:

Suất lượng hơi vào đáy tháp: g 1 ' 7,761354 (kg/h)

Khối lượng riêng của hơi vào đáy tháp ở t w ,254 o C và y w = 0,2948

22,4 (t w + 273 ) = 0,9887(kg.m -3 ) Lưu lượng hơi ra khỏi tháp:

Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp: m/s Đường kính ống dẫn hơi: d hđ = √ 3600 4 Q π v hđ hđ = √ 4 3600 × 149,456 π 25 =0,05 (m )

Nên chọn đường kính ống dẫn hơi: dhđ = 0.07 (m)

Chiều dài ống nối để ghép mặt bích (XIII.32 trang 434, [7]): lhđ = 110 (mm)

Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi vào đáy tháp (XIII.26 trang 409, [7])

Bảng 4-8 Thông số bích ghép ống dẫn hơi vào tháp

4.3.4.5 Ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp:

Suất lượng chất lỏng vào nồi đun:

Khối lượng riêng của chất lỏng vào nồi đun với t w ,254 o C và x 1 ' =0,077

Tra bảng I.2 trang 9, [6] ta được: ρ A p0,525 (kg.m -3 )

Tra bảng I.249 trang 310, [6] ta được: ρ N 2,472 (kg.m -3 )

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 40 x' 1 = x' 1 × M A

Lưu lượng chất lỏng vào nồi đun:

Q L = G ' L ρ L =0,754 (m 3 h -1 ) Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun (chất lỏng tự chảy vào nồi đun): vL = 0.1 (m.s -1 ) Đường kính ống dẫn chất lỏng: d L = √ 3600 4 Q π v L L = √ 3600 4 × 1,1499 π 0,1 =0,052( m)

Chọn đường kính ống dẫn: dL = 0.07 (m)

Chiều dài ống nối để ghép mặt bích (XIII.32 trang 434, [7]): lL = 110 (mm)

Các thông số của bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp (XIII.26, trang 409, [7]):

Bảng 4-9 Thông số bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp

4.3.4.6 Ống dẫn chất lỏng từ nồi đun (sản phẩm đáy)

Suất lượng sản phẩm đáy:

Khối lượng riêng của sản phẩm đáy t w ,254 o C và x w =0,013

Xem hỗn hợp sản phẩm đáy chỉ là nước

Lưu lượng sản phẩm đáy:

Q w = G w ρ w =0,482 (m 3 h -1 ) Chọn vận tốc dòng sản phẩm đáy (chất lỏng tự chảy): v w =0,1 (m.s -1 ) Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy: d w = √ 3600 4 Q π v w w = √ 3600 4 × 0,482 π 0,1 = 0,04 0,05(m ) Chọn đường kính ống dẫn: d w =0,05 m

Chiều dài ống nối để ghép mặt bích (XIII.32 trang 434, [7]): mm

Các thông số của bích ghép ống dẫn sản phẩm đáy (XIII.26, trang 409, [7]):

Bảng 4-10 Thông số bích ghép ống dẫn sản phẩm đáy

Chân đỡ và tay treo

Khối lượng của một bích ghép thân được làm bằng thép X18H10T:

4 × (0,515 2 −0 , 4 2 ) × 0,02 × 7930,1073 ¿ Khối lượng của một mâm: m 2 = π

Khối lượng của thân tháp:

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 42 m 3 = π

Khối lượng của đáy, nắp tháp: m đá y = S đá y × δ đá y × ρ SUS304 =0,2× 0,005× 7930= 4,758 (kg)

Với S đá y = 0,2 (tra bảng XIII.10 trang 384, [7])

Khối lượng chất lỏng trong tháp:

Trong trường hợp ngập lụt tồi tệ nhất, mực chất lỏng sẽ dâng lên toàn bộ chiều cao tháp Tuy nhiên, do bên trong tháp còn có các mâm, nên thể tích chất lỏng không thể chiếm hết toàn bộ thể tích của tháp.

Chọn m cl = ( π D t 2 4 H thân ) × ( ρ xtb + 2 ρ' xtb ) ¿ ( π 0.4 2 × 4 6,596 ) × ( 783,69159+ 2 883,46307 ) i0,934( kg)

Khối lượng bổ sung: chọn mbs = mống + mbulông + mbíchống + mgờ = 100 (kg)

Khối lượng của toàn tháp: m m 1 + 23 m 2 +m 3 +2 m đ + m cl + m bs m x 13,1073+ 23 x 1,435+ 332,758+ 2 x 4,758 +690,934 +100 m75 ,9298 (kg)

Trọng lượng của toàn tháp: P= m× g75,9298× 9,81497,871(N)

Hình 4-10 Chân đỡ tháp (trang 437, [7])

Chọn chân đỡ tháp (thép CT3): tháp được đỡ trên bốn chân Tải trọng cho phép trên một chân:

4 374,468=0,337 × 10 4 (N) Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: G c =0,5 × 10 4 N

Các kích thước chân đỡ (mm) tra bảng XIII.35 trang 437, [7]:

Bảng 4-11 Kích thước chân đỡ

Hình 4-11 Tai treo của thiết bị thằng đứng (trang 438, [7])

Khi chọn tai treo (thép CT3) cho tháp, cần lưu ý rằng tai treo được gắn trên thân tháp nhằm giữ cho tháp ổn định trước các tác động từ môi trường Để đảm bảo an toàn, nên lựa chọn bốn tai treo với tải trọng cho phép trên mỗi tai treo.

4 773,322 =0,377 × 10 4 (N ) Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: N

Chọn tấm lót tai teo khi ghép vào thân có kích thước (XIII.37 trang 439, [7]):

- Chiều dài tấm lót: 260 mm

- Chiều rộng tấm lót: 140 mm

- Bề dày tấm lót: 6 mm

Các kích thước của tai treo (mm), tra bảng XIII.36, trang 438, [7]:

Bảng 4-12 Kích thước tai treo tháp

TÍNH TOÁN THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT VÀ THIẾT BỊ PHỤ 46 5.1 Cân bằng nhiệt lượng thiết bị đun nóng hỗn hợp

Cân bằng nhiệt lượng toàn tháp

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

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

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

Nhiệt độ sôi của đáy thiết bị là 94,254 °C, do đó, nhiệt độ của dòng hơi cấp nhiệt cần phải lớn hơn mức này Chúng tôi chọn nhiệt độ dòng hơi cấp nhiệt là 112,7 °C, tương ứng với nhiệt độ sôi của nước ở áp suất 1,6 at Theo bảng I.250 trang 312, nhiệt lượng riêng của nước tại 112,7 °C là 2703 kJ/kg.

: nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào tháp

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

- : nhiệt độ của dòng hồi lưu ( o C) Ở t R W,626 o C:

Tra bảng I.154, trang 172, [6] ⇒ C A "98,035 (J.kg.độ)

Tra bảng I.147, trang 165, [6] ⇒ C N = 4186,141 (J.kg.độ)

: nhiệt lượng do dòng hơi mang ra khỏi đỉnh tháp

Với : nhiệt lượng riêng của hơi acetone ở đỉnh tháp (J.kg -1 ). λ D = λ N y ¿ D + λ A (1− y ¿ D )

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 48 Ở t D W,626 o C:

Tra bảng I.153, trang 171, [6] ⇒ C A "98,035 (J.kg.độ)

Tra bảng I.212, trang 254, [6] ⇒ r A R1,151 (kJ.kg)

: phân khối lượng của dòng hơi ra khỏi đỉnh tháp y ¿ D = 0,9227 × 58 0,9227 × 58+(1−0,9227)× 18 =0,975

Tra bảng I.250, trang 312, [7] ta có λ N &00,442 (kJ.kg -1 )

: nhiệt lượng sản phẩm đáy mang ra

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

- : nhiệt độ của dòng sản phẩm đáy ( o C)

- Tra bảng I.147, trang 165, [6] ở 94,254 o C ⇒ C N B12,197 (J.kg -1 độ)

- Xem hỗn hợp đáy chỉ gồm nước ⇒ C w =C N = 4212,197 (J/kg.độ)

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

- Tại p=1,6 at tương đương t nt 2 2,7 o C

- Tra bảng I.148, trang 166, [6] ở 112,7 o C: C nt 2 =4,2398 (J.kg -1 độ)

: nhiệt lượng tổn thất ra môi trường của toàn tháp

Tính toán thiết bị truyền nhiệt và thiết bị phụ CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh

Tại t 1 2,7 o C ta có r đ = 2225,128 (kJ.kg) (tra bảng I.212, trang 254, [6])

Suy ra: D đ = Q y +Q w −Q R −Q F λ 1 −0,05.r đ −C nt 2 t nt 2= 105,050 ( kg.h -1 )

Thiết bị phụ

5.3.1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ - ống loại TH đặt nằm ngang Ống truyền nhiệt làm bằng inox SUS 304, kích thước ống 25 x 2, chiều dài ống L= 2 (m)

Chọn nước làm lạnh đi trong ống với nhiệt độ đầu t1 = 27 o C và nhiệt độ cuối t2E o C

Nhiệt độ trung bình trong thiết bị ngưng tụ hồi lưu: 36 o C

Các tính chất lý học của nước được tra ở tài liệu tham khảo [6] ứng với nhiệt độ trung bình ttbD= 36 o C:

- Nhiệt dung riêng: kJ.kg -1 độ

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

(IX.165, trang 198, [7]) (5-15) Tra bảng I.212, trang 254, [6] ở t D W,626 o C ta được r D = 663,469 (kJ.kg -1 )

Nhiệt lượng dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh:

5.3.1.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt

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

- : nhiệt độ trung bình logarit

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên:

Xác định hệ số truyền nhiệt K:

- : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W.m -1 độ)

- : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ (W.m -1 độ)

- : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu a Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống

Chọn vận tốc nước đi trong ống: v N =0.5 m.s -1

Số ống trong một đường nước: n = G N ρ N 4 π d v 2 v N = 1,145

0,7082 × 10 −3 732,02485 >10 4 (chế độ chảy rối)Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

- : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỉ lệ chiều dài ống với đường kính ống.

- : chuẩn số Prandlt của nước ở 36 o C nên PrN = 4,782 (I.249, trang 310, [6])

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

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: α N = N u N λ N d v = 131,512 × 0,6276

Nhiệt tải phía nước làm lạnh: q N =α N ( t w 2 −t tbN )= 3930,33

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

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu:

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

- Bề dày thành ống: mm m

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

- Nhiệt trở lớp bẩn trong nước với nước sạch: m 2 độ.m -1

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

Vậy: (5-22) b Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ Đặt: A =0,725 4 √ r A μ λ A d 3 A ρ ng 2 A với [ ] = [J.kg -1 ] α A = 0,725 √ 4 μ A (t r A D λ −t 3 A ρ w1 ) 2 A d ng = ¿¿ A (5-23)

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

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

Các tính chất lý học của acetone ngưng tụ được tra ở tài liệu tham khảo [6] ứng với nhiệt độ trung bình: t tbD = t D +t w1

- Ẩn nhiệt ngưng tụ (bảng I.250, trang 254, [6]): r A =r D f3,4692162 (kJ.kg -1 )

- Khối lượng riêng (bảng I.2, trang 9, [6]): ρ A u3,366 (kg.m -3 )

- Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [6]): μ A =0,24099.1 0 −3 (N.s.m -2 )

- Hệ số dẫn nhiệt (bảng I.130, trang 134, [6]): λ A = 0,165 (W/m.K)

Từ (5-5) ta có: q A 31,698 ¿ (W.m -2 ) Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: q A = q t 937,62 (W.m -2 )

Từ (5-22) ta có: t w 2 =t w1 −q t 5,227 10 −4 = 41,192 o C Tra bảng I.249, trang 310, [6]: Pr w ¿ 4,219

Tính toán thiết bị truyền nhiệt và thiết bị phụ CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh q N = 3930,33 4,219 0,25 ( 41,192−36)238,715562 (W.m -2 )

14238,715562 × 100=4,9% (thỏa điều kiện) Vậy: t w 1 I o C và t w 2 A,192 o C

Bề mặt truyền nhiệt trung bình:

Chiều dài ống truyền nhiệt:

So với m thì số đường nước là L L ' =6 ,142 lần

Khi đó số ống tăng lên 6,142 lần: n=9 × 6,142B,996 ống nên chọn n = 61 ống

Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của acetone cần xem xét ảnh hưởng của sự sắp xếp và bố trí ống Khi chọn cách sắp xếp ống xen kẽ theo dạng lục giác đều, số ống trên đường chéo của lục giác đều là b = 9 ống.

Tra hình V.20, trang 30, [7] ta được ε tb =0,62

Tính lại hệ số truyền nhiệt K, ta có K = 549,705 (W.m -2 độ)

3600 ×549,705 ×20,314 =7,714m 2 Khi đó chiều dài ống truyền nhiệt:

Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là một thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống với 61 ống có chiều dài 2 m Các ống được sắp xếp theo hình lục giác đều, tạo ra 11 ống trên đường chéo của hình lục giác Khoảng cách ngang giữa hai ống được chọn là 1,4 lần đường kính ống ng = 0,035 m.

Bảng 5-13: Tóm tắt thông số thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Thông số Kí hiệu Giá trị

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

Hệ số truyền nhiệt K 682,68 W.m -2 độ

Bề mặt truyền nhiệt trung bình Ftb 6,213 m 2 Đường kính vỏ thiết bị Dv 0,38 m

5.3.2 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Thiết bị làm nguội sản phẩm hiệu quả nhất là ống lồng ống truyền nhiệt, được chế tạo từ inox SUS 304 Kích thước của ống trong là 16 x 16 mm và ống ngoài là 25 x 2,5 mm, đảm bảo hiệu suất truyền nhiệt tối ưu.

- Nước làm lạnh đi trong ống 16 x 1.6 (ống trong) với nhiệt độ đầu t1 = 27 o C, nhiệt độ cuối t2 = 45 o C.

Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra tài liệu [6] ứng với nhiệt độ trung bình: t tb N = t 1 + t 2

- Nhiệt dung riêng: CN = 4,181 (kJ/kg.độ) (I.147, trang 165, [6])

- Khối lượng riêng: ρN = 993,64 (kg.m -3 ) (I.5, trang 11, [6])

- Độ nhớt động học: μN = 0,7802x10 -3 (N.s.m -2 ) (I.102, trang 94, [6])

- Hệ số dẫn nhiệt: N = 0,6276 (W.m -1 độ) (I.129, trang 133, [6])

Các thông số của dòng sản phẩm đỉnh ứng với: t tbD = t D +t ' D

- Nhiệt dung riêng: C D =2,262 (kJ.kg -1 độ) (bảng I.154, trang 172, [6])

- Khối lượng riêng: ρ D v0,506 (kg.m -3 ) (bảng I.2, trang 9, [6])

- Độ nhớt động học: μ D =0,2530 × 10 −3 (N.s.m -2 ) (bảng I.101, trang 91, [6])

- Hệ số dẫn nhiệt: λ D =0,165 (W.m -1 độ) (bảng I.130, trang 134, [6])

5.3.2.1 Suất lượng hơi dùng để làm mát sản phẩm đỉnh

Suất lượng sản phẩm đỉnh:

Suất lượng nước cần dùng:

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

- : nhiệt độ trung bình logarit

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

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

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

- : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu

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

Vận tốc của sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài: v D = G D ρ D ⋅ 4 π ( D ng 2 − D tr 2 ) = 760,506 0,108 × π ( 0,02 2 4 −0,01 6 2 ) =1,255 (m.s -1 ) Đường kính tương đương: dtđ = Dng –Dtr = 0,02 – 0,016 = 0.004 (m) Chuẩn số Reynolds:

0,2530 ×10 −3 088,3447< 10 4 (chế độ chảy quá độ) Xác định chuẩn số Nusselt:

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

0.004 75>50 nên chọn (tra bảng V.2, trang 15, [7])

- : chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh tính 46,313 o C nên

- : 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 = 134,05× 0,165

Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh: q D =α D (t tbD −t w 1 )= 1727,988

Với : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh (ngoài ống nhỏ).

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu:

- : nhiệt độ vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ)

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

- Nhiệt trở lớp bẩn ở tường trong của ống: m 2 độ.W -1

- Nhiệt trở lớp bẩn ở tường ngoài ống: m 2 độ.W -1

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

Vận tốc nước đi trong ống: v N = G N ρ N ⋅ 4 π d tr 2 = 0,0702

 (chế độ chảy quá độ)

Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

NuN = K0𝜺1PrN 0,43 ( Prw PrN 2 ) 0,25 (V.44, trang 16, [7]) (5-32) Trong đó:

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

- Hệ số K0 phụ thuộc vào ReN, tra bảng 10.5/218 [8] được hệ số K0= 32,564

- :chuẩn số Prandlt của nước ở 36 o C nên Pr N ¿ 4,782 (bảng I.249 trang

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

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống trong:

Tính toán thiết bị truyền nhiệt và thiết bị phụ CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh α N = N u N λ N d tr = 94,378 × 0,6276

Pr w 0,25 2 0,0128 16,591 Nhiệt tải phía nước làm lạnh: q N =α N ( t W 2 −t tbN )= 1216,591

Các thông số của acetone ngưng tụ ứng với nhiệt độ t w 1 H,8 o C được tra ở tài liệu [6]:

- Nhiệt dung riêng: C A =2,253 (kJ.kg -1 độ) (I.154, trang 172, [6])

- Độ nhớt động học: μ A =0,255 × 10 −3 (N.s -1 m 2 ) (I.101, trang 91, [6])

- Hệ số dẫn nhiệt: λ A =0,165 (W.m -1 K) (I,130, trang 134, [6])

3,414 0,25 × (46,813−43,4)= 4338,873278 (W.m -2 )Giả sử tổn thất nhiệt không đáng kể nên qD = qt

Tra bảng I.249, trang 310, [6] ta có: Pr w 2 ¿ 4,134

Pr w 0,25 × (41,239−36)= 4470,13219(W.m -2 ) Kiểm tra sai số: ε = | q N −q D | q D =|4470,13219−4338,873278|

F tb = 19008,392 407,056 ×10,711 × 3600 =1,211(m 2 ) 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= 32 m Chia thành 12 dãy, mỗi dãy dài 1,5 m.

Bảng 5-14: Tóm tắt thông số thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Loại thiết bị Ống lồng ống Đường kính ống ngoài dng 25 mm

Bề dày ống ngoài 2,5 mm Đường kính ống trong dtr 16 mm

Bề dày ống trong 1,6 mm

Hệ số truyền nhiệt K 407,056 (W.m -2 độ)

Bề mặt truyền nhiệt trung bình Ftb 1,211 m 2

5.3.3 Thiết bị đun chất lỏng đáy tháp

Chọn nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là nồi đun Kettle, ống truyền nhiệt được làm bằng inox SUS 304, kích thước ống 25 x 2.

Dòng hơi cấp nhiệt trong ống 25 x 2 là hơi nước bảo hòa ở áp suất 1,6 at, tương ứng với nhiệt độ sôi của nước khoảng 127,7 °C Ẩn nhiệt ngưng tụ của hơi nước này là 2225,549 kJ/kg.

Sản phẩm đáy trước khi vào nồi đun có nhiệt độ t 1 ' =t w ,254 o C, nhiệt độ ra oC.

5.3.3.1 Suất lượng hơi nước cần dùng

Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho đáy tháp:

Suất lượng hơi nước cần dùng:

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

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều ta có:

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 62 Δt log = Δt 1 − Δt 2 ln Δt 1 Δt 2

Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:

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

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

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước:

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

- : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước (trong ống)

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

Nhiệt tải ngoài thành ống: q N =α N × ( 112,7−t w 1 ) s,572 × A × ¿ (5-35) Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu:

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

- Bề dày thành ống: mm

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

- Nhiệt trở của lớp bẩn ở tường với hơi nước sạch: (m 2 độ.W -1 )

- Nhiệt trở của lớp cáu phía sản phẩm đáy: (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 at

Khi đó ở nhiệt độ trung bình: t tb = 112,7 + 111,825

Từ (5-35) ta có: q N s,572× 184,523.¿ (W.m -2 ) Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: q t = q N 279.752(W.m -2 )

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 64 ¿ 105,406 o C

Từ (5-40) ta có: q đá y = 45,853.¿ (W.m -2 ) Kiểm tra sai số: ε = | q N −q đá y | q đá y =|12279,752−12645,817|

12279,752 × 100=2,981 % (thỏa điều kiện) Vậy t w 1 1,825 o C và t w 2 5,406 o C

F tb = 336113651,2 978,984 ×15,395 × 3600 =6,195(m 2 ) Chọn số ống truyền nhiệt là 61 ống.

Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt:

Chiều dài mỗi ống được chọn là 1,5 m, với nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống có 61 ống được bố trí theo hình lục giác đều Số ống trên đường chéo của hình lục giác là 9 ống Bước ngang giữa hai ống được xác định là t = 1,4 x dng = 0,035 m.

Bảng 5-15: Tóm tắt các thông số nồi đun chất lỏng ở đáy tháp

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

Hệ số truyền nhiệt K 978,984 (W/m 2 độ)

Bề mặt truyền nhiệt trung bình Ftb 6,159 m 2 Đường kính vỏ thiết bị Dv 0,38 m

5.3.4 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 ống lồng ống, với ống truyền nhiệt làm bằng inox SUS 304 Kích thước ống trong là 25 x 2 mm và kích thước ống ngoài là 38 x 2 mm.

Dòng nhập liệu di chuyển qua ống có kích thước 25 x 2 với nhiệt độ đầu vào 0 °C Trong khi đó, sản phẩm đáy đi qua ống 38 x 2 với nhiệt độ đầu tW là 94,254 °C và nhiệt độ cuối t'W là 50 °C Sau khi trao đổi nhiệt, nhiệt độ của dòng nhập liệu được tính theo công thức: t t bW = t W + t ' W.

2 r,127 o C Nhiệt dung riêng: CW = 4,194 (kJ/kg.độ) (I.147, trang 156, [6])

Suất lượng sản phẩm đáy:

G w = 463,6737747 (kg/h) = 0,129 (kg.s -1 ) Lượng nhiệt cần tải:

Q w =G w C w ( t w −t w ' ) F3,6737747 × 4,194 × (94,254 −50) ¿ 86058,444(kJ/h) Ở 30 o C ta xem như nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu là hằng số [6]:

C A =2,210 (kJ.kg -1 độ) (bảng I.154, trang 172, [6])

CN = 4,181 (kJ.kg -1 độ)(I.147, trang 156, [6])

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 {'} = {86058,444} over {3,274 ×852,5923996} +30`,827 ¿

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tham khảo từ tài liệu [6] với nhiệt độ trung bình t tbF = (t F + t rsub {F} rsup {'}) / 2 = (30 + 60,827) / 2 E,413 Khối lượng riêng của dòng nhập liệu là ρ F = 870,321 (kg.m -3) (bảng I.2, trang 9, [6]), và độ nhớt động học được xác định là μ F = 0,498.10 −3 (N.s.m -2) (bảng I.101, trang 91, [6]).

Nhiệt dung riêng: C F =3,295 (kJ.kg -1 độ) (bảng I.154, trang 172, [6]), (I.147, trang

Hệ số dẫn nhiệt: λ F =0,4223 (W.m -1 độ) (bảng I.130, trang 134, [6]), (I.129, trang

5.3.4.1 Xác định bề mặt tuyền nhiệt

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

- : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống W.m -2 độ

- : hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đáy đi trong ống ngoài W/m 2 độ

5.3.4.2 Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy ở ống ngoài

Vận tốc của sản phẩm đáy đi ở ống ngoài: v W = G w ρ w ⋅ 4 π (D tr 2 −d ng 2 ) = 0,129

976,524 ⋅ 4 π (0,034 2 −0,025 2 ) = 0,316 (m.s -1 ) Đường kính tương đương: dtđ = Dtr – dng = 0.034 - 0.025 =0.009 (m) Chuẩn số Reynolds:

Nuw = K0𝜺1Prw 0,43 ( Prw Prw 1 ) 0,25 (V.44, trang 16, [7]) (5-41)

- Hệ số K0 phụ thuộc vào ReN, tra bảng 10.5/218 [8] được hệ số K0= 24,407

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

ℜ w ¿ 7135,666467 và nên chọn (tra bảng V.2, trang 15, [7])

- : Chuẩn số Prandlt của dòng sản phẩm đáy ở 72,127 o C nên

- : 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:

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền 68 α w = N u w λ w d td = 45,3 × 0,6694

Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: q w =α w (t tbw −t w 1 )= 1443,943

Với : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống nhỏ).

Nhiệt tải qua thành ống nhỏ và lớp cặn bẩn:

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

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

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

5.3.4.3 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 = 0,237

Tính toán thiết bị truyền nhiệt và thiết bị phụ CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh ¿ 28863,868>10 −4 (chế độchảy rối) Công thức xác định chuẩn số Nusselt:

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

- : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 45,413 o C

- : 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 = 195,461 × 0,4223

Nhiệt tải phía nhập liệu: q F =α F (t w2 −t tbF )= 3930,628

Sản phẩm đáy lúc này được xem như nước nên:

Các thông số của dòng nhập liệu ứng với nhiệt độ t tbw T,358 o C được tra ở tài liệu tham khảo [6]:

Nhiệt dung riêng: C R =3,316 (kJ.kg -1 độ) (I.154, trang 172, [6]), (I.147, trang 156, [6])

Khối lượng riêng: = 862,128 (kg.m -3 ) (I.2, trang 9, [6]), (I.5, trang 11, [6]) Độ nhớt động học: = 0,4319 x 10 -3 (N.s.m -2 ) (I.101, trang 91, [6]), (I.102, trang 94, [6])

Hệ số dẫn nhiệt: = 0,427 (W.m -1 độ) (I,130, trang 134, [6]), (I.129, trang 133, [6])

Từ (5-50) ta có: q F = 3930,628 3,349 0,25 × (50,416−45,413)535,365(W.m -2 ) Kiểm tra sai số: ε = | q w −q F | q F =|15083,1975−14535,365|

15083,1975 ⋅ 100=3,6%< 5 %(thỏa điều kiện) Vậy t w 1 X,3 o C và t w 2 P,416 o C

Chiều dài ống truyền nhiệt:

Thiết bị trao đổi nhiệt giữa sản phẩm đáy và dòng nhập liệu sử dụng ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L! m, được chia thành 14 dãy, mỗi dãy dài 1,5 m.

Bảng 5-16: Tóm tắt thông số thiết bị trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu

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

Bề dày ống trong 2 mm

Hệ số truyền nhiệt K 559,101(W.m -2 độ)

5.3.5 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu

Chọn thiết bị gia nhiệt nhập liệu với ống lồng ống truyền nhiệt Ống truyền nhiệt được chế tạo từ inox SUS 304, có kích thước ống trong là 25 x 2 và kích thước ống ngoài là 38 x 2.

Dòng nhập liệu đi trong ống 25 x 2 với nhiệt độ đầu t”F = 60,827 o C, nhiệt độ cuối t F ' d,329 o C.

Chọn hơi đốt là hơi nước bảo hòa ở 1,6 at, đi trong ống 38 x 2 có t sN 2,7 o C, ẩn nhiệt ngưng tụ: r N = 2226,980 (kJ.kg -1 ) Ứng với nhiệt độ trung bình t tbF b,578 o C ta có

- Nhiệt dung riêng: C F =3,322 (kJ.kg -1 độ) (I.147, trang 156, [6]), (I.147, trang

- Khối lượng riêng: ρ F 4,281 (kg.m -3 ) (bảng I.2, trang 9, [6]), (I.5, trang 11, [6])

- Độ nhớt động học: μ F = 0,3803.10 −3 (N.s.m -2 ) (bảng I.101, trang 91, [6]), (I.102, trang 94, [6])

- Hệ số dẫn nhiệt: λ F =0,432 (W/m.độ) (bảng I.130, trang 134, [6]), (I.129, trang

5.3.5.1 Suất lượng hơi nước cần dùng:

Suất lượng dòng nhập liệu:

G F = 852,5923996 (kg.h -1 ) = 0.237 (kg.s -1 ) Lượng nhiệt cần tải:

Suất lượng hơi nước cần dùng:

5.3.5.2 Xác định bề mặt tuyền nhiệt

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều nên:

Tính toán thiết bị truyền nhiệt và thiết bị phụ CBHD: PGS.TS Lương Huỳnh Vủ Thanh Δt log = Δt 1 − Δt 2 ln Δt 1 Δt 2

- : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống (W.m -2 độ)

- : hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đáy đi trong ống ngoài (W.m -2 độ)

5.3.5.3 Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu ở ống trong

Vận tốc của dòng nhập liệu đi trong ống: v F = G F ρ F ⋅ 4 π d 2 tr = 0,237

0,3803.10 −3 7738,419 >10 4 => (chế độ chảy rối) Chuẩn số Nusselt:

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

- : Chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 45,413 o C nên:

- : 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 = 199,761 × 0,432

Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: q F =α F × (t w 1 −t tbF )= 4109,369

Với tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu.

Nhiệt tải qua thành ống nhỏ và lớp cặn bẩn:

- tw1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước

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

- Nhiệt trở của lớp cáu phía nhập liệu: (m 2 độ.W -1 )

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

Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được tính theo công thức: α N =0,725 A ( ( t sN −t r N w 1 )d t đ ) 0,25 = 0,725 A ( (112,7−t 2225594 1 ).0,009 ) 0,25 α N = 90,93 × A ¿¿

Nhiệt tải phía hơi nước: q N =α N ( t sN −t W 1 )= 90,93× A × ¿ (5-57)

Chọn t w 2 y o C, các tính chất lý học của nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo

[6] ứng với nhiệt độ tw2:

- Nhiệt dung riêng (bảng I.154, trang 172, [6] ]), (I.147, trang 156, [6]):

- Khối lượng riêng (bảng I.2, trang 9, [6]), (I.5, trang 11, [6]): ρ A 7,700 (kg.m -3 )

- Độ nhớt động học (bảng I.101, trang 91, [6]), (I.102, trang 94, [6]): μ A =0,286 × 10 −3 (N.s.m -2 )

- Hệ số dẫn nhiệt (bảng I.130, trang 134, [6]), (I.129, trang 133, [6])

Tra bảng V.101, trang 29, [7] ta được A3,645

Từ (5-57) ta có: q N ,93 × 183,645 × (112,7−107,944) 0,75 T371,054(W.m -2 ) Kiểm tra sai số: ε = | q N −q F | q N =|54371,054−55373,224|

54371,054 × 100=1,84 %< 5%=> (thỏa điều kiện) Vậy t w 2 y o C và t w 1 7,944 o C

Khi đó: α F 371,893 (W.m -2 độ) α N 307,741 (W.m -2 độ) Nên:

F tb = 9921178,44 1095,645 ×50,10 ×3600 =0,05(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=3 m Chia thành 3 dãy mỗi dãy dài 1 m.

Bảng 5-17: Tóm tắt thông số thiết bị gia nhiệt nhập liệu

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

Bề dày ống trong 2 mm

Hệ số truyền nhiệt K 1095,645 (W.m -2 độ)

Chọn đường kính ống dẫn nguyên liệu: dF = 70 mm. Độ nhám của ống: mm (hình II.14, trang 380, [6])

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [6] ứng với nhiệt độ trung bình: t tbF = t F + t F '

- Khối lượng riêng: ρ F = 850,730 (kg.m -3 ) (bảng I.2, trang 9, [6]), (I.5, trang 11, [6])

- Độ nhớt động học: μ F = 0,482.10 −3 (N.s.m -2 )(bảng I.101, trang 91, [6]), (I.102, trang 94, [6])

Vận tốc trung bình của dòng nhập liệu trong ống dẫn: v F = G F ρ F ⋅ 4 π d tr 2 = 0,237

5.3.6.1 Tổn thất dọc đường ống

- : hệ số ma sát trong đường ống.

- : chiều dài đường ống dẫn, chọn m.

- : tổng hệ số tổn thất cục bộ.

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

Chuẩn số Renolds của dòng nhập liệu trong ống:

0,482 × 10 −3 95,746 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

ℜ gh =6 × ( d ε F ) 8 7 =6 × ( 0.1 70 ) 8 7 707,593 (II.60, trang 378, [6]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

ℜ nh "0 × ( d ε F ) 9 8 "0 × ( 0.1 70 ) 8 9 49267,339 (II.61, trang 378, [6]) Suy ra:Renh>ReF>Regh: 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: (van với độ mở hoàn toàn)

- 1 lưu lượng kế: không đáng kể

Suy ra: Vậy tổn thất dọc đường ống dẫn: h 1 = ( 0,0339 ⋅ 0,07 15 +31,83 ) ⋅ 0,072 2.9,81 2 =0,0103(m)

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

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

- : chiều dài đường ống dẫn, l 2 ' m.

- : vận tốc dòng nhập liệu trong ống trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy.

ℜ F ¿ 29213,642 >10 4 Chuẩn số Reynolds tới hạn[6]

Regh2 =6.( d ε 2 ¿¿ 8 /7 = 6 ( 0,1 21 ¿¿ 8 /7 = 2704,682 (II.60, trang 378, [6]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám

(II.61, trang 378, [6]) Suy ra: : chế độ chảy rối (khu vực quá độ) khi đó:

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

- 13 chỗ uống cong quay ngược: ξ u2 ×2,2

Suy ra:∑ ξ 2 ),74 Vậy tổn thất đường ống dẫn: h 2=( 0,031 ⋅ 0,021 27 +29,74 ) ⋅ 2× 1 , 174 9,81 2 =2,227 (m)

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

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

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

- : vận tốc dòng nhập liệu trong ống trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy.

ℜ F ¿ 29678,599> 10 4 Chuẩn số Reynolds tới hạn [6]

(II.60, trang 378, [6]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám

(II.61, trang 378, [6]) Suy ra: : 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:

Suy ra: Vậy tổn thất đường ống dẫn: h 3 = ( 0,031 × 0,021 3 + 7,74 ) ⋅ 2 1,196 ×9,81 2 =0,401(m )

- 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 tháp Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

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

- : độ cao mặt thoáng (2 – 2) so với mặt đất hay bằng chiều cao vị trí nhập liệu z2 = hchânđỡ + hđáy + (Nchưng + 1) x (hmâm + mâm)

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

- : áp suất tại mặt thoáng (2 – 2)

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

- : vận tốc tại vị trí nhập liệu, v 2 =v F = 0,1 (m.s -1 )

- : tổn thất đường ống từ (1 – 1) đến (2 – 2)

Vậy chiều cao bồn cao vị là:

Dung dịch nhập liệu chảy liên tục từ bồn cao vị vào tháp chưng cất khi độ cao bồn đạt từ 6,04 m trở lên Khoảng cách từ mặt đất đến bồn cao vị được chọn là 6,1 m.

Chọn bơm có năng suất (m 3 h -1 ) với đường kính ống hút, ống đẩy bằng 50 mm.

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [6] ứng với hiệt độ trung bình: o C

Khối lượng riêng: ρ F = 883,484 (kg.m -3 ) (bảng I.2, trang 9, [6]), (I.5, trang 11, [6]) Độ nhớt động lực: μ F =0,69.10 −3 (N.s.m -2 ) (bảng I.101, trang 91, [6]), (I.102, trang 94, [6])

Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống đẩy và ống hút: v h =v d = 4 Q b

3600 π d h 2 =0,283 (m s −1 ) Tổng trở lực trong ống hút và ống đẩy:

- : chiều dài ống đẩy, chọn m

- : chiều dài ống hút, chọn m

- : tổng tổn thất cục bộ trong ống hút

- : tổng tổn thất cục bộ trong ống đẩy

- : hệ số ma sát trong ống hút và ống đẩy

Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu:

0,69 ×10 −3 114,314 Chuẩn số Reynolds tới hạn:

(II.60, trang 378, [6]) Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

Suy ra: : chế độ chảy rối (khu vực quá độ): λ=0.1 × ( 1,46 × ε d h + 100 ℜ F ) 0.25 =0.0303

Hệ số tổn thất cục bộ trong ống hút:

Hệ số tổn thất cục bộ trong ống đẩy:

Vậy tổn thất trong ống hút và ống đẩy: h hd = ( 0,0303 ⋅ 2+12 0,05 +10,5+ 11,22 ) =0,123(m)

- Mặt cắt (1 – 1) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn chứa nguyên liệu.

- Mặt cắt (2 – 2) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn cao vị. Áp dụng phương trình Bernolli cho hai mặt cắt:

- : độ cao mặt thoáng (1 – 1) so với mặt đất

- : độ cao mặt thoáng (2 – 2) so với mặt đất

- : áp suất tại mặt thoáng (1 – 1), chọn at

- : áp suất tại mặt thoáng (2 – 2), chọn at

- , : vận tốc tại mặt thoáng (1 – 1) và (2 – 2), xem m.s -1

- : tổng tổn thất trong ống từ (1 – 1) và (2 – 2)

Chọn hiệu suất của bơm:

Công suất thực tế của bơm:

Kết luận: để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn máy bơm ly tâm Ebara 3M 32-160/1.5 với công suất 1,5 kW, lưu lượng 100 (L/phút), đường kính hút – xả từ 42-

60 mm và acetone nguyên chất là chất không độc hại.

Lớp cách nhiệt

Trong quá trình hoạt động của tháp, nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh ngày càng lớn do tiếp xúc với không khí Để đảm bảo tháp hoạt động ổn định và duy trì các thông số thiết kế, cần tăng lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun, đặc biệt là để sản phẩm đỉnh không bị nguội, ảnh hưởng đến hiệu suất Tuy nhiên, điều này dẫn đến chi phí hơi đốt tăng Để khắc phục tình trạng này mà không làm tăng chi phí, 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 Tra tài liệu tham khảo [7], hệ số dẫn nhiệt của amiang là W.m -1 độ -1

Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh:

Q xq2 805,683 (kJ/h) = 4668,245 (W)Nhiệt tải mất mát riêng:

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

- : nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí

- : hiệu số nhiệt độ giữa hai bề mặt của lớp cách nhiệt

Nhận thấy , nên chọn với tkk = 35 o C, Δt v 0−35e o C

- : 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 a là 21 mm, quấn thành 7 lớp, mỗi lớp dày 3 mm.

Suy ra diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt) là

Tính sơ bộ giá thành vật liệu của hệ thống chưng cất:

Bảng 6-18 Chi phí sơ bộ của hệ thống chưng cấtk

Vật liệu Số lượng Đơn giá (VNĐ/đv) Thành tiền (VNĐ)

Chiều dài ống ghép bích

8 200 Ống 25 mm 360 m 15 000 5 400 000 Ống 35 mm 24 m 20 000 480 000 Ống 50 mm 100 m 25 000 2 500 000 Ống 100 mm 50 m 40 000 2 000 000

Số tiền mua vật tư chế tạo thiết bị là 366 261 200 (VNĐ).

Phí gia công là 231 342 600 (VNĐ).

Vậy tổng chi phí phải chi là 597 603 800 (VNĐ).

Sau quá trình nghiên cứu và trao đổi với thầy hướng dẫn cùng các bạn, em đã học tập và hiểu được một số vấn đề:

Hệ thống chưng cất acetone - nước được thiết kế với tháp mâm xuyên lỗ, đáp ứng yêu cầu về lưu lượng và nồng độ nhập liệu, cũng như nồng độ sản phẩm đáy và độ thu hồi của sản phẩm đỉnh.

Quá trình làm việc của thiết bị cần được tính toán chi tiết, bao gồm khả năng chịu bền đối với các yếu tố ăn mòn cơ học, hóa học và vật lý Đồng thời, cần xem xét các điều kiện làm việc của thiết bị để đảm bảo hiệu suất và độ bền tối ưu.

Tính toán sơ bộ tổng chi phí đầu tư cho hệ thống chưng cất acetone dựa trên các đặc tính kỹ thuật của thiết bị đã được thiết kế phù hợp với các thông số ban đầu đã cho.

- Tỉ số hoàn lưu thích hợp: R =0,20901

- Số mâm chưng cất thực tế: 23 mâm ( 13 mâm cất, 9 mâm chưng và 1 mâm nhập liệu)

- Đường kính tháp chưng cất: 400 (mm).

- Đường kính lỗ trên mâm: 3 (mm).

- Số lỗ trên một mâm: 1387 lỗ.

- Trở lực của toàn tháp: 8753,621 (N/m 2 ).

- Khoảng cách giữa hai mâm: 250 (mm).

- Chiều cao gờ chảy tràn: 50 mm

- Thân – đáy – nắp làm bằng inox SUS 304, có bề dày: 5 (mm).

- Bích ghép thân – đáy – nắp làm bằng thép SUS 304, loại bích liền không cổ.

SVTH: Nguyễn Thị Kim Thuyền Trang 88

Tiêu đề	Thiết Kế Hệ Thống Chưng Cất Liên Tục Mâm Xuyên Lỗ Hỗn Hợp Acetone – Nước Năng Suất Nhập Liệu 1000 Kg.H-1
Tác giả	Nguyễn Thị Kim Thuyền
Người hướng dẫn	PGS.TS. Lương Huỳnh Vủ Thanh
Trường học	Trường Đại Học Cần Thơ
Chuyên ngành	Công Nghệ Kỹ Thuật Hóa Học
Thể loại	đồ án
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Cần Thơ

Định dạng
Số trang	98
Dung lượng	1,2 MB

THIẾT kế hệ THỐNG CHƯNG cất LIÊN tục mâm XUYÊN lỗ hỗn hợp ACETONE – nước NĂNG SUẤT NHẬP LIỆU 1000 KG h

TỔNG QUAN

Giới thiệu về nguyên liệu

Lý thuyết về chưng cất

QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ

Công nghệ chưng cất acetone-nước

Thuyết minh quy trình công nghệ

CÂN BẰNG VẬT CHẤT

Quy ước các ký hiệu và thông số

Các thông số ban đầu

Cân bằng vật chất

Số mâm lý thuyết

Xác định số mâm thực tế

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT

Đường kính tháp, D t

Chiều cao tháp

Tính toán cơ khí tháp

Chân đỡ và tay treo

TÍNH TOÁN THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT VÀ THIẾT BỊ PHỤ 46 5.1 Cân bằng nhiệt lượng thiết bị đun nóng hỗn hợp

Cân bằng nhiệt lượng toàn tháp

Thiết bị phụ

Lớp cách nhiệt

Xác định số mâm thực tế

TÍNH TỐN THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT