Thiết kế hệ thống chưng cất hỗn hợp acetone – chlorobenzene sử dụng tháp mâm chóp

Tổng quan lý thuyết chưng cất

Chưng cất là quá trình sử dụng để tách các cấu tử trong một hỗn hợp chất lỏng cũng như hỗn hợp khí - lỏng, khí đã hóa lỏng, thành các phần tử riêng biệt quá trình này dựa vào độ bay hơi khác nhau giữa các cấu tử trong hỗn hợp Lưu ý ta đang xét trong cùng một nhiệt độ, áp suất hơi bão hòa của các cấu tử khác nhau trong hỗn hợp Khi chưng cất ta sẽ thu được nhiều sản phẩm và thường thì trong hỗn hợp có bao nhiêu cấu tử sẽ thu được số sản phẩm tương ứng Trong đề tài với hệ acetone và chlorobenzene ta chỉ xét đến trường hợp hai cấu tử, khi đó quá trình chưng cất sẽ mang lại kết quả đó là ở sản phẩm đỉnh chủ yếu gồm phần tử acetone và rất ít cấu tử chlorobenzene Ngược lại ở sản phẩm đáy chủ yếu là cấu tử chlorobenzene và rất ít acetone.

Có nhiều phương pháp chưng cất khác nhau tùy theo điều kiện của các cấu tử trong hỗn hợp Trong thực tế người ta sử dụng các phương pháp chưng cất sau đây:

- Chưng cất đơn giản: Được dùng để tách các hỗn hợp có các cấu tử có nhiệt độ sôi khác nhau và sản phẩm không đòi hỏi có độ tinh khiết cao Phương pháp này thường được dùng để tách sơ bộ hoặc làm sạch các cấu tử khỏi tạp chất.

- Chưng cất phân đoạn: dùng để tách các chất bay hơi ra khỏi một hỗn hợp dựa vào sự chênh lệch nhiệt độ sôi không nhiều của các chất trong hỗn hợp Sự phân tách các cấu tử trải qua nhiều lần bay hơi ngưng tụ theo nhiệt độ của từng tỉ lệ thành phần của các cấu tử trong hỗn hợp.

- Chưng bằng hơi nước trực tiếp: là phương pháp được sử dụng rộng rãi được ưa dùng để tách các hỗn hợp gồm các chất khó bay hơi và tạp chất không bay hơi, thường được ứng dụng trong trường hợp chất được tách không tan vào nước.

- Chưng cất lôi cuốn theo hơi nước: dựa trên sự khuếch tán và lôi cuốn theo hơi nước của những hợp chất hữu cơ khi tiếp xúc với hơi nước ở nhiệt độ cao Hơi quá nhiệt sẽ đi trực tiếp vào trong nguyên liệu và lôi cuốn tinh dầu có trong nguyên liệu đi theo Phương pháp chưng cất này cần nồi hơi riêng hoặc bộ phận hóa hơi riêng nên tốn kém chi phí.

Tổng quan về thiết bị chưng cất

Hiện nay trong sản xuất để có thể tiến hành quá trình chưng cất cần kết hợp nhiều thiết bị khác nhau Tuy nhiên giữa các thiết bị đều có các yêu cầu cơ bản đó 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 Bên cạnh đó, tháp chưng cất cũng đa dạng có rất nhiều loại với kích thước và công dụng khác nhau Nếu pha khí phân tán vào pha lỏng ta có các loại tháp mâm, nếu pha lỏng phân tán vào pha khí ta có tháp chêm, tháp phun Chúng ta chỉ khảo xát hai loại tháp thường được sử dụng là tháp mâm và tháp chêm.

Tháp mâm gồm thân tháp có hình trụ thẳng đứng bên trong có các mâm có cấu tạo khác nhau trên đó pha lỏng và pha hơi được tiếp xúc với nhau Tuy nhiên quá trình chung cả tháp được xem là tiếp xúc pha nghịch dòng mặc dù trên mỗi mâm tiếp xúc pha giao dòng Trong tháp mâm này gồm có hai loại là tháp mâm chóp đối với loại tháp này mặc dù hiệu suất của quá trình cao, và độ hoạt động ổn định tốt, và đồng thời lại tiêu tốn ít năng lượng, tuy nhiên lại có cấu tạo phức tạp đồng thời tiêu tốn nhiều vật tư, có trở lực lớn và đặc biệt yêu cầu đầu vào chất lượng cao không thể làm việc với chất lỏng bẩn Đối với tháp mâm xuyên lỗ có hiệu suất cao, độ hoạt động tương đối ổn định, tuy nhiên lại thấp hơn tháp mâm chóp, đồng thời nó cũng có những hạn chế đó là yêu cầu đầu vào cao cũng như không làm việc với chất lỏng bẩn, yêu cầu độ lắp đặt phức tạp.

Tháp chêm là một tháp hình trụ gồm nhiều bậc nối với nhau bằng mặt bích hay hàn vật chêm được đỏ đầy vào tháp theo một trong hai phương pháp đó là xếp ngẫu nhiên hay xếp thứ tự yêu cầu chung của các loại vật chêm đó là phải có diện tích bề mặt lớn và độ rỗng lớn để có thể giảm trở lực của pha khí, và vật liệu để làm vật chêm phải bền hóa học và có khối lượng riêng nhỏ Tuy nhiên trong thực tế không có vật chêm nào có thể đạt được toàn bộ đã nêu nên tùy trường hợp mà ta lựa chọn vật chêm cho phù hợp. Chất lỏng được phân phối ở đỉnh tháp qua bộ phận phân phối lỏng sao cho chất lỏng phải thấm ướt hoàn toàn vật chêm Đối với loại tháp này tuy có cấu tạo đơn giản, độ trở lực thấp nhưng lại có hiệu suất truyền khối thấp, khó tăng năng suất, đồng thời độ ổn định kém khối vận hành và thiết bị nặng nhưng lại có thể làm việc với chất lỏng bẩn. ix

Dựa vào các tính chất cũng như hiệu quả của từng loại tháp, ta thấy rằng với hệ acetone - chlorobenzene hoàn toàn phù hợp với thấp mâm chóp để có thể thực hiện chưng cất với độ ổn định và hiệu suất cao.

Tổng quan về hệ cân bằng acetone – chlorobenzene

Acetone

Acetone công thức phân tử là C3H6O,công thức cấu tạo và các tính thông số vật lý được thể hiện ở bảng 1.1, là một chất lỏng dễ cháy, không màu và là dạng ketone đơn giản nhất Acetone tan trong nước và là dung môi chủ yếu dùng để làm sạch phòng thí nghiệm, đồng thời là một chất dùng để tổng hợp các chất hữu cơ và còn được sử dụng trong các thành phần hoạt chất của nước sơn móng tay

Bảng 1.1: Công thức cấu tạo và các thông số vật lý của acetone.

Công thức cấu tạo Thông số vật lý

Khối lượng riêng tại 20 o C 791 kg/m 3 Độ nhớt tại 20 o C 0,322.10 3 N.s/m 2

Trước đây, acetone được sản xuất bằng cách chưng cất acetate, ví dụ như calci acetate ở phản ứng khử carboxyl Ngày nay acetone được sản xuất trực tiếp hoặc gián tiếp từ propene Sản xuất trực tiếp bằng cách oxy hóa hay hydro hóa propene, sinh ra 2 – propanol (isopropanol) và khi oxy hóa isopropanol sẽ được acetone Đôi khi dung môi acetone được sản xuất dưới dạng sản phẩm phụ của công nghiệp chưng cất.

Acetone có khả năng hòa tan nhiều chất hữu cơ và cũng dễ dàng được giải phóng ra khỏi các dung dịch đó (do nhiệt độ sôi thấp) nên được dùng làm dung môi trong sản xuất nhiều loại hóa chất, kể cả một số polymer Bên cạnh đó còn được ứng dụng nhiều làm dung môi hữu cơ trong công nghiệp (ví dụ cho vào vecni, sơn mài, cellulose acetate, nhựa, cao su…) Nó hòa tan tốt tơ acetate, nitrocellulose, nhựa phenol - formaldehyde, chất béo, dung môi pha sơn, mực in ống đồng Acetone là nguyên liệu để tổng hợp thủy tinh hữa cơ Từ acetone có thể tổng hợp cetene, sulfonate (thuốc ngủ), các holoform Trong dược phẩm và mỹ phẩm aceton được dùng để làm chất bảo quản thực phẩm và là thành phần tá dược trong các loại thuốc chữa bệnh Ngoài ra,acetone được kết hợp với các hợp chất khác để lột da chết, da khô.

Chlorobenzene

Chlorobenzene là một chất hữu cơ thơm có công thức hóa học là C6H5Cl,là chất lỏng không màu dễ cháy là một dung môi thông thường và được sử dụng rộng rãi trong quá trình sản xuất các hóa chất Các thống số vật lý và công thức cấu tạo của chlorobenzene được thể hiện qua bảng 1.2.

Bảng 1.2: Công thức cấu tạo và các thông số vật lý của chlorobenzene.

Công thức cấu tạo Thông số vật lý

Khối lượng riêng tại 20 o C 1,11 g/ml Nhiệt độ nóng chảy - 45 o C

Chlorobenzene được sản xuất bằng cách chlorine hóa benzene với sự có mặt của một acid Lewis làm xúc tác, như iron (III) chloride, sulfur dichloride, và aluminium chloride: Chất xúc tác làm tăng mức độ ái điện tử của chất chlor Vì chlorine có độ điện âm, C6H5Cl giảm mức độ phản ứng đối với việc chlorine hoá thêm nữa Về công nghiệp, phản ứng được tiến hành như một quá trình liên tục để giảm thiểu sự hình thành các dichlorobenzene Trong phòng thí nghiệm chlorobenzene có thể được sản xuất từ aniline thông qua benzenediazonium chloride, phương pháp này được gọi là phản ứng Sandmeyer.

Chlorobenzene là chất trung gian trong sản xuất các hàng hóa như thuốc diệt cỏ, thuốc nhuộm Nó được sử dụng làm dung môi, chất tẩy nhờn và phục vụ như một nguyên liệu thô để sản xuất nhiều hợp chất rất hữu ích Chlorobenzene được sử dụng trong quá trình tổng hợp thuốc trừ sâu DDT, hiện đang bị vô hiệu hóa do độc tính của nó đối với con người Mặc dù ở mức độ thấp hơn, chlorobenzene được sử dụng trong quá trình tổng hợp phenol, một hợp chất có tác dụng diệt nấm, diệt khuẩn, diệt côn trùng, khử trùng và cũng được sử dụng trong sản xuất hóa chất nông nghiệp, cũng như trong quá trình sản xuất axit acetylsalicylic…, can thiệp vào việc sản xuất diisocyanate, chất tẩy xi dầu mỡ của phụ tùng ô tô Ngoài ra còn được sử dụng như một dung môi có nhiệt độ sôi cao trong nhiều ứng dụng công nghiệp cũng như trong phòng thí nghiệm.

Giản đồ thành phần hỗn hợp các cấu tử trong hệ acetone - chlorobenzene .6 2.1 Bản vẽ sơ đồ quy trình công nghệ

Thành phần cân bằng lỏng (x) – hơi (y) và nhiệt độ sôi của hỗn hợp hai cấu tử acetone

- chlorobenzene ở 760 mmHg (%mol):[CITATION Ngu06 \l 1033 ]

Bảng 1.3: Thành phần tỷ lệ cân bằng lỏng hơi của các cấu tử trong hệ acetone – chlorobenzene. x % 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y % 0 38.2 56.5 72.9 81.2 85.6 88.7 91.0 92.6 94.2 96.2 100 t o C 131.6 108.0 107.0 93.5 84.1 77.5 72.0 68.2 65.5 62.8 61.0 56.1

Hình 1.1: Giản đồ tỉ lệ lỏng – hơi của hệ acetone – chlorobenzene theo nhiệt độ.

Hình 1.2: Giản đồ tỉ lệ acetone trong pha lỏng theo tỉ lệ phần trăm mol acetone trong pha hơi của hệ acetone – chlorobenzene. xiii

CHƯƠNG 2: QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ

2.1 Bản vẽ sơ đồ quy trình công nghệ

Thuyết minh quy trình

Đề tài nhóm chúng em nhận được trong môn đồ án lần này là thiết kế tháp chưng cất hỗn hợp acetone - chlorobenzene có nồng độ nhập liệu là 10% tính theo phần mol acetone.

Với đề tài này yêu cầu thu được sản phẩm đỉnh là acetone với độ tinh khiết 0,98 phần mol theo acetone, sản phẩm đáy là chlorobenzene và tỷ lệ thua hồi acetone là 98%.

Trong quy trình có một bồn chứa nguyên liệu (số 8) với nhiệt độ là 30 o C, hệ thống bơm (số 7) chuyển hỗn hợp lên bồn cao vị (số 9) với mục đích để ổn định lưu lượng dòng nhập liệu Tiếp theo hỗn hợp được đưa qua thiết bị gia nhiệt, ở đây một thiết bị ống lồng ống (số 2) gia nhiệt bằng hơi nước bão hòa được lắp đặt để có thể chuyển hỗn hợp nhập liệu sang trạng thái lỏng sôi 107 o C Tuy nhiên, để đảm bảo an toàn cho tháp hoạt động, một lưu lượng kế (số 12) là cân thiết để có thể kiểm soát được lưu lượng dòng nhập liệu Tiếp theo đó, hỗn hợp chưng cất sẽ được đưa vào tháp chưng cất ở vị trí mâm nhập liệu mà ta đã tính toán từ trước (mâm thứ 13) và bắt đầu quá trình chưng cất.

Tại vị trí mâm nhập liệu, dòng nhập liệu sẽ được hòa trộn hoàn toàn với chất lỏng được đưa xuống từ những phân đoạn phía trên của tháp Trong tháp chưng cất lúc này có hai dòng chảy của hai pha: pha hơi đi từ dưới lên trên tháp, còn pha lỏng sẽ đi từ trên xuống dưới Pha lỏng sẽ gặp pha hơi từ dưới lên, diễn ra sự tiếp xúc giữa hai pha và các quá trình truyền nhiệt, truyền khối.

Xét riêng từng pha trong tháp để có thể hiểu rõ hơn các quá trình này, với pha lỏng chuyển động từ phía trên tháp qua các mâm xuống đáy tháp, càng xuống gần phía đáy tháp thì các cấu tử gặp nhiệt độ cao sẽ bay hơi dần nhất là các cấu tử acetone, tạo pha hơi bay lên Pha hơi sẽ chuyển động ngược chiều với pha lỏng càng lên phía trên gần đỉnh tháp thì nhiệt độ sẽ càng lúc càng giảm vì vậy mà những cấu tử khó bay hơi ở đây là chlorobenzene sẽ bị ngưng tụ lại ở mỗi mâm rồi chảy xuống theo tác dụng của trọng lực, đồng thời giải phóng năng lượng để cấu tử dễ bay hơi hơn trong pha lỏng bay hơi. Quá trình này được lặp đi lặp lại qua các mâm và cuối cùng ở đỉnh tháp, dòng hơi đi ra ngoài theo đường ống và đi qua thiết bị ngưng tụ (số 5) xv

Dòng hơi sẽ được ngưng tụ hoàn toàn hình thành sản phẩm đỉnh dạng lỏng, đi ra khỏi thiết bị ngưng tụ và chảy vào bồn chứa (số 11) Một phần lượng sản phẩm đỉnh này sẽ được đi lại vào tháp gọi là dòng hoàn lưu, về tháp ở đĩa trên cùng với tỉ số hoàn lưu thích hợp (R = 1,46) so với lượng sản phẩm đỉnh được lấy ra; kết hợp với bơm hoàn lưu (số 16) và lưu lượng kế (số 12) để kiểm soát được tốc độ cũng như lưu lượng hoàn về giúp tháp hoạt động ổn định Phần còn lại sẽ đi vào thiết bị trao đổi nhiệt và được làm nguội bằng thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh (số 6) xuống 40 o C, rồi đưa vào bồn chứa sản phẩm đỉnh (số 11)

Dòng lỏng chảy dần xuống đáy tháp được rời khỏi tháp và đi vào vào nồi đun (số 3). Trong nồi đun một phần chất lỏng sẽ được bốc hơi cung cấp lại cho tháp để tiếp tục làm việc, phần còn lại sẽ được đưa khỏi nồi đun và làm nguội ở thiết bị làm nguội sản phẩm đáy (số 4) đến nhiệt độ 40 o C rồi mới đưa vào bể chứa (số 10).111EquationChapter (Next) Section 1 212Equation Chapter (Next) Section 1313Equation Chapter(Next) Section 1

CHƯƠNG 3: TÍNH TOÁN CÂN BẰNG VẬT CHẤT VÀ NĂNG LƯỢNG

Dữ liệu đề tài

- Năng suất nhập liệu: G F = 5000 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h

- Nồng độ nhập liệu (tính theo acetone): x F = 0,1 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ mol mol => x F = 0,054 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kg kg

- Nồng độ sản phẩm đỉnh:x D = 0,98 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kg kg (tính theo acetone) => x D = 0,96 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kg kg

- Tỷ lệ thu hồi acetone: 98 %.

- Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau làm nguội: t ' D = 40 o C.

- Nhiệt độ sản phẩm đáy sau làm nguội: t ' W = 40 o C.

- Trạng thái nhập liệu: lỏng sôi, áp suất khí quyển.

- F: Suất lượng nhập liệu ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kmol h

- x F : Phần mol nhập liệu ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ mol mol

- D: Suất lượng sản phẩm đỉnh ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kmol h

- x D : Phần mol sản phẩm đỉnh ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ mol mol

- W: Suất lượng sản phẩm đáy ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kmol h

- x W : Phần mol sản phẩm đáy ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ mol mol xvii

Cân bằng vật chất

- Bảo toàn vật chất cho quá trình: F = D + W 434\* MERGEFORMAT (.)

- Bảo toàn cấu tử acetone: F x × = × + × F D x D W x w 535\*

- Tỉ lệ thu hồi acetone: × × F D

- Khối lượng mol trung bình của dòng nhập liệu:

- Suất lượng mol nhập liệu:

- Thay các giá trị đã tính được ở (4), (5) vào (1), (2), (3) ta được các phương trình: ỡ ổ ử ù ữ ù ỗ ữ ù ỗ ữỗ ỡ ù ố ứ ù = + ù ù ù ùù ì = ì + ì ổ ử ù ỗ ữ ị

= ỗ ị ị ữ ớ ớ ỗ ữỗố ứ ù ì ùù ù ì ổ ử ù ỗ ữ ợ ứ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ứ ổ ửữ

46,70 0,1 x 0,0022 ol x 0,00 1 mol kg ùùùùù ùùùù ùùùợ

- Bảng thống kê vật chất:

Bảng 3.4: Bảng thống kê vật chất.

Phần mol của acetone ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ mol mol

Suất lượng mol ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ mol mol

Phần khối lượng của acetone ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kg kg

Suất lượng ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h

Chỉ số hoàn lưu

Chỉ số hoàn lưu R là một số liệu quan trọng, nó có tầm ảnh hưởng trực tiếp đến việc tính toán và thiết kế cho thiết bị tháp chưng cất Chỉ số hoàn lưu là tỷ số giữa lượng quay về tháp và lượng sản phẩm đỉnh được lấy ra sau quá trình chưng cất Ý nghĩa của nó là tăng nồng độ sản phẩm đỉnh và giúp tháp hoạt động Chỉ số hoàn lưu cực tiểu ứng với số bậc chưng cất (số mâm) cực đại, lưu lượng hoàn lưu về tháp ít nên yêu cầu năng lượng thấp Ngược lại, chỉ số hoàn lưu cực đại sẽ tương ứng với số bậc chưng cất cực tiểu, lưu lượng hoàn lưu về tháp nhiều nên yêu cầu năng lượng cao Một chỉ số hoàn lưu tối ưu sẽ cân đối giữa số bậc chưng cất và yêu cầu năng lượng trong quá trình vận hành.

- Chỉ số hoàn lưu cực tiểu:

* F F x y y x (công thức IX.24, trang 158, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]) 939\*

Trong đó: y * F là nồng độ cấu tử dễ bay hơi (acetone) trong pha hơi cân bằng với nồng độ trong pha lỏng x F trong hỗn hợp ban đầu.

Dựa vào đồ thị cõn bằng lỏng hơi ta cú: x F = 0,1 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ữ ữ ữ ử ứ , y * F = 0,565 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ử ữ ữ ữ ứ

- Chỉ số hoàn lưu làm việc được tính theo công thức: R = b.Rmin 11311\

(công thức IX.25, trang 158, [CITATION Ngu06 \l 1066 ])

Với b là hệ số dư.

Và tính theo cách gần đúng thì R = (1,2 ÷ 2,5) Rmin 12312\

(công thức IX.25a, trang 158, [CITATION Ngu06 \l 1066 ])

Hay: R = 1,3 Rmin + 0,3 (công thức IX.25b, trang 159, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]).

Kiểm tra lại R = 1,64.Rmin, thỏa mãn (3.9) 14314\

Phương trình đường làm việc và số mâm lý thuyết

- Phương trình đường nồng độ làm việc của quá trình cất có dạng như sau:

* MERGEFORMAT (.) Đồ thị đường nồng độ làm việc quá trình cất đi qua 2 điểm: (0,1; 0,4577) và (0,98; 0,98).

- Phương trình đường nồng độ làm việc của quá trình chưng có chưng có dạng như sau:

* MERGEFORMAT (.) Đồ thị đường nồng độ làm việc quá trình chưng đi qua 2 điểm: (0,0022; 0,0022) và (0,1; 0,4577).

- Phương trình đường nồng độ làm việc của quá trình nhập liệu có dạng:

* MERGEFORMAT (.) Đồ thị đường nồng độ làm việc phần chưng, đường nồng độ làm việc phần cất và đường nồng độ làm việc của quá trình nhập liệu đồng quy tại điểm (0,1; 0,4577). xxi

- Số mâm chưng cất tính theo lý thuyết:

Hình 3.3: Đồ thị ngoại suy số mâm chưng cất theo lý thuyết.

Từ đồ thị xác định được số mâm lý thuyết: Nlt = 11 mâm, gồm: 5 mâm cất, 5 mâm chưng và 1 mâm nhập liệu.

Số mâm chưng cất thực tế

- Số mâm thực tế theo hiệu suất trung bình:

100.0 Đồ thị ngoại suy số mâm chưng cất lý thuyết Đường cân bằng x Đường nồng độ làm việc quá trình cất Đường nồng độ làm việc phần nhập liệu Đường nồng độ làm việc quá trình chưng vẽ mâm lý thuyết x % y %

N lt - là số bậc thay đổi nồng độ hay số đĩa lý thuyết. h tb - là hiệu suất trung bình của thiết bị.

- Hiệu suất trung bình được tính theo công thức: h +h +h + +h h = tb 1 2 3 n n (công thức IX.60, trang 171, [CITATION Ngu06 \l

* MERGEFORMAT (.) h 1 , h 2 , hiệu suất của các bậc thay đổi nồng độ; n – số vị trí tính hiệu suất.

Theo dữ kiện đề tài, hiệu suất trung bình của thiết bị được tính tại 3 vị trí: h +h +h h = tb D 3 F W 22322\

* MERGEFORMAT (.) h D , h F , h W : lần lượt là hiệu suất ở mâm trên cùng, mâm nhập liệu và mâm dưới cùng.

Xác địnhh D , hiệu suất mâm trên cùng của thiết bị chưng cất:

Nồng độ sản phẩm đỉnh: x D = 0,98 ổ ỗ ỗỗố ử ữ ữ ữứ mol mol

Tra đồ thị cõn bằng lỏng hơi hệ acetone-chlorobenzene, ta cú:y D = 0,99 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ử ữ ữ ữ ứ , t D =

Tra bảng I.101, trang 91, [CITATION Bin06 \l 1066 ], nội suy giá trị độ nhớt theo nhiệt độ t D = 57,3 o C , ta được: xxiii Độ nhớt acetone: m A = 0,23 (cP). Độ nhớt chlorobenzene: m B = 0,53 (cP). Độ nhớt của hỗn hợp: log( m = hh ) x log( ) (1 x ) log( ) D × m + - A D × m B 23323\

(công thức I.12, trang 84,[CITATION Bin06 \l 1066 ]) ị m hh = 0,24 (cP). Độ bay hơi tương đối:

(công thức IX.61, trang 171, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]) ị aìm = hh aìm = hh 2,38 0,24 0,57 ì = 25325\

Từ (3.19), tra đồ thị IX.11, trang 171, [CITATION Ngu06 \l 1066 ], nhận được giá trị h D = 56,6 % 26326\

Xác định h F , hiệu suất mâm nhập liệu của thiết bị chưng cất:

Nồng độ nhập liệu lỏng sụi: x F = 0,1 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ử ữ ữ ữ ứ

Tra đồ thị cõn bằng lỏng hơi hệ acetone - chlorobenzene, ta cú:y F = 0,565 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ử ữ ữ ữ ứ , t F =

Tra bảng I.101, trang 91, [CITATION Bin06 \l 1066 ], nội suy giá trị độ nhớt theo nhiệt độ t F 7 o C , ta được: Độ nhớt acetone: m A = 0,16 (cP). Độ nhớt chlorobenzene: m B = 0,35 (cP). Độ nhớt của hỗn hợp: log(m = hh ) x log( ) (1 x ) log( ) F × m + - A F × m B 27327\

(công thức I.12, trang 84, [CITATION Bin06 \l 1066 ]) ị m hh = 0,33 (cP). Độ bay hơi tương đối:

(công thức IX.61, trang 171, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]) ị aìm = hh aìm = hh 11,69 0,33 3,86 ì = 29329\

Từ (3.23), tra đồ thị IX.11, trang 171, [CITATION Ngu06 \l 1066 ], nhận được giá trị h F = 34,8 % 30330\

Xác định h W , hiệu suất mâm dưới cùng của thiết bị chưng cất:

Nồng độ sản phẩm đỏy: x W = 0,0022 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ử ữ ữ ữ ứ

Tra đồ thị cõn bằng lỏng hơi hệ acetone - chlorobenzene, ta cú:y W = 0,019 ổ ỗ ỗ ỗố mol mol ử ữ ữ ữ ứ , t W

Tra bảng I.101, trang 91, [CITATION Bin06 \l 1066 ], nội suy giá trị độ nhớt theo nhiệt độ t W = 130,3 o C , ta được: xxv Độ nhớt acetone: m A = 0,15 (cP). Độ nhớt chlorobenzene: m B = 0,29 (cP). Độ nhớt của hỗn hợp: log(m = hh ) x log( ) (1 x ) log( ) W × m + - A W × m B 31331\

(công thức I.12, trang 84, [CITATION Bin06 \l 1066 ]) ị m hh = 0,29 (cP). Độ bay hơi tương đối:

(công thức IX.61, trang 171, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]) ị a ìm = hh aìm = hh 8,78 0,29 2,55 ì = 33333\

Từ (3.27) tra đồ thị IX.11, trang 171, [CITATION Ngu06 \l 1066 ], nhận được giá trị h W = 38,3 % 34334\

Thay các giá trị h D , h F ,h W vào (3.15), ta được hiệu suất trung bình của cả thiết bị: h +h +h + + h = tb D F W = 56,6 34,8 38,3

Thay h tb vào (3.14), số đĩa thực tế của tháp chưng cất là:

- Số mâm chưng: Nchưng = = h tb lt

- Số mâm cất: Ncất = = h tb lt

- Mâm nhập liệu là mâm số 13.

Vậy tổng số mâm của tháp chưng cất thực tế là 25.

Cân bằng năng lượng

Năng lượng trao đổi ở thiết bị ngưng tụ

Qntlà nhiệt lượng do hơi sản phẩm đỉnh chuyển pha sang trạng thái lỏng ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h , giả thuyết toàn bộ hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ hoàn toàn. r D là ẩn nhiệt ngưng tụ của hơi sản phẩm đỉnh

- Dữ liệu đã biết: D = 4,67 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kmol h , R = 1,46.

- Dữ liệu tra được: r D acetone = 29508,176 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol (bảng 2-141 và 2-150, [ CITATION Don \l 1033 ]) r D chlorobenzene = 41567,181 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol (bảng 2-141 và 2-150, [ CITATION Don \l 1033 ])

= 341.766,55 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h xxvii

=> Nhiệt lượng ngưng tụ sản phẩm đỉnh: Qnt = 341.766,55 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h 37337\

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

Q D là nhiệt lượng cần trao đổi để làm nguội dòng sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ từ nhiệt độ sôi đến nhiệt độ đầu ra.

C pD là nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đỉnh.

Nhiệt dung riêng sản phẩm đỉnh: x 0,98=- + × - × + 2 × 3 p,chlorobenzene 1307500 15338 0,063483

J kmol K Nhiệt lượng sản phẩm đỉnh trao đổi:

= 4,67 × ( 133413,8 3 × 10 330 - 3 × ,3 - 1295 8 , 3 1 6 × 1 0 - 3 × 31 3 ) ị Nhiệt lượng làm nguội sản phẩm đỉnh: QD 380,20 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h 39339\

Cân bằng năng lượng cho thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu đến nhiệt độ sôi

QF là nhiệt lượng cần trao đổi để đun sôi dòng dòng nhập liệu từ nhiệt độ ban đầu đến nhiệt độ sôi.

CpF là nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu.

F = 46,7 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kmol h tF= 107 o C = 380 K ; xxix

Nhiệt dung riêng dòng nhập liệu: x F = 0,1;

J kmol K Nhiệt lượng gia nhiệt dòng nhập liệu đến nhiệt độ sôi:

=>Nhiệt lượng gia nhiệt dòng nhập liệu đến sôi: QF = 1.525.801,42 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h 41341\

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

= W (Cì pW ì -t W C pW ìt ) ' W ổ ửỗ ữỗ ữỗố ứkJữ h 42342\

QW là năng lượng cung cung cấp cho thiết bị lam nguội sản phẩm đáy từ nhiệt độ sôi đến nhiệt độ đầu ra.

CpW là nhiệt dung riêng của sản phẩm đáy.

Nhiệt dung riêng sản phẩm đáy: x 0,0022= ;

J kmol K Nhiệt lượng sản phẩm đáy trao đổi:

=> Nhiệt lượng làm nguội sản phẩm đáy: QW = 2.465.159,3 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h 43343\

Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị nồi đun

Theo định luật bảo toàn năng lượng:

Với: xxxi ồ Q F là nhiệt lượng dũng nhập liệu mang vào thỏp ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h ồ QR là nhiệt lượng dòng hồi lưu mang vào tháp ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h

Qủlà nhiệt lượng cung cấp bởi nồi đun ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h ồ Q D là nhiệt lượng dũng hơi sản phẩm đỉnh mang ra khỏi thỏp ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h ồ Q W là nhiệt lượng dũng sản phẩm đỏy mang theo khi ra khỏi thỏp ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h

Qmlà nhiệt lượng hao phớ, chiếm khoảng 5% lượng nhiệt của nồi đun cấp Q ủ

- Nhiệt lượng dũng nhập liệu mang vào thỏp:ồ Q F = ì ìF C t p F ổ ử ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJh ữ 45345\

- Nhiệt lượng dũng hồi lưu mang vào thỏp:ồ Q R = ì ì ìR D C t p R ổ ử ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJh ữ 47347\

- Nhiệt lượng dịng sản phẩm đỉnh mang ra:ồ Q D =Q nt +ồ Q D,lỏng ỉ ư ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJhữ 49349\* MERGEFORMAT (.) nt Q 341.766,55 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h

=> ồ Q D,lỏng ==( 1, 46+1 )ì4, 67ì13341 3,8 3ì330, 3= 506245,78 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h 51351\

- Nhiệt lượng dũng sản phẩm đỏy mang ra:ồ Q W =W C tì ì p W ổ ử ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJh ữ 53353\

Thay các giá trị (3.40), (3.42), (3.46), (3.48) vào (3.38), ta tính được:

=> Nhiệt lượng cấp cho thiết bị nồi đun là: Qđ = 1.464.171,77 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h 55355\

CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THIẾT BỊ THÁP CHƯNG CẤT

Đường kính tháp

Đường kính đoạn cất

Lượng hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn cất

= d + 1 tb g g g 2 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h (công thức IX.91, trang 181,[CITATION Ngu06 \l 1033 ]) 58458\

Trong đó: xxxv gtb: lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h gd: lượng hơi đi ra khỏi đĩa trên cùng của đoạn tháp ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h gl: lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h

Khối lượng mol trung bình của dòng đỉnh:

M M x M 1 x( ) 58,08 0,98 112,5 1 0,98 58,62ổỗỗỗố ửữữữứ kg kmol 5 9459\* MERGEFORMAT (.) ổ ửữ ì = ì = ỗỗ ữốỗ ứữ

= ì + = ì + = ỗỗố ứữữ= ỗỗố ữữứ d D kg kmol g G R 1 273,75 1,46 1 673,42 11,49 h h 61461\

Theo công thức IX.93, IX.94, IX.95, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] ta có hệ phương trình: ỡù = + ùùù ì = ì + ì ớùùù ì = ì ùợ

G1: lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kmol h r1: ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn cất ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol rd: ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi ra khỏi đỉnh tháp ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol

Taị t 1 = =t F 107 C o , tra bảng I.212, trang 254, [CITATION Bin06 \l 1033 ].

Tra bảng 2-150, 2-141, [ CITATION Don \l 1033 ] ta được: Ẩn nhiệt hóa hơi của acetone: rA = 26389,70 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol Ẩn nhiệt hóa hơi của chlorobenzene: rB = 36768,08 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol

Tại tD = 57,30 o C, tra bảng I.212, trang 254, [CITATION Bin06 \l 1033 ].

Ta có: Ẩn nhiệt hóa hơi của acetone: rA,d = 124,54 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố ứ kcal kg = 30284,31 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol Ẩn nhiệt hóa hơi của nước: rB,d = 84,84 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố ứ kcal kg = 39960,91 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol Suy ra: xxxvii

Bên cạnh đó: x1 = xF = 0,1 mol, thay số vào hệ phương trình ta được:

( ) ỡ ổ ử ù ữ ù = ỗ ữ ù ỗỗ ữ ù ố ứ ùùù ớùù ổ ử ổ ử ùù = ỗ ữữ= ỗ ữữ ù ỗỗ ữ ỗỗ ữ ù ố ứ ố ứ ùợ

G 6,29 kmol h y 0,48 phaân,mol,acetone kmol kg g 10,96 1173,38 h h 65465\

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

Theo công thức IX.105, trang 184, [CITATION Ngu06 \l 1033 ], tốc độ hơi đi trong tháp: r ×w y y tb = ×j s × d ×r ×r xtb ytb

: khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha khí (hơi) tính theo nhiệt độ trung bình ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m hđ: khoảng cách giữa các đĩa (m): chọn 0,35 (m) theo điều kiện trang 184, [CITATIONBin06 \l 1033 ]. j s[ ]: hệ số tính đến sức căng bề mặt.

: (theo công thức IX.102, trang 183, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]) × + - × × r = × tb A tb B ytb

M ,M : khối lượng mol của cấu tử acetone và cholorbenzene.

T: nhiệt độ làm việc trung bình của tháp, hay của đoạn chưng hay đoạn cất (K). ytb: nồng độ phần mol trung bình:

Nhiệt độ trung bình đoạn cất:

2 K Thế vào phương trình ta được: ổ ửữ r = ytb 2,48ỗỗỗố ứkg 3 ữữ m 70470\

Nồng độ phần mol trung bình:

Tại t tb ,15 C o (tra bảng I.2, trang 9, [CITATION Bin06 \l 1033 ], có khối lượng riêng của acetone và cholorbenzene thay đổi theo nhiệt độ như sau: r xtb,A q6,21ổ ửỗỗỗố ứkg 3 ữữữ m ,r xtb,B 38,85ổ ửỗỗỗố ứkg 3 ữữữ m 73473\

Theo công thức IX.104a, trang 183, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] ta có:

A B tb tb xtb xtb xtb x 1 x

Vậy r = xtb 887,01 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m 75475\

- Xác định hệ số sức căng bề mặt:

Theo số liệu tra ở bảng I.242, trang 300 và 301, [CITATION Bin06 \l 1033 ] ta có: s = A 15,94 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ dyn cm , s = B 26,24 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ dyn cm

Vậy s = hh 9,92 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ dyn cm 77477\

Ta thấy rằng:s hh < 20 chọn j s[ ] = 0,8 (điều kiện trang 184, [CITATION Ngu06 \l

Ta chọn hđ = 0,35 (theo trang 184, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]) y y tb d xtb ytb

* MERGEFORMAT (.) Để tránh tạo bọt trong tháp ta chọn tốc độ hơi trung bình trong tháp khoảng 85%

Vỡ vậy (r w y y tb ) =0,85 1,44 1,23ì = ổỗỗỗố 2 ìửữữữứ kg m s 79479\

Vậy đường kính của đoạn cất sẽ là:

- Tốc độ hơi trung bình trong đoạn cất:

Đường kính đoạn chưng

Lượng lỏng trung bình đi trong tháp ở đoạn chưng ¢+ ¢ ¢ = tb g d g 1 g 2 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h (công thức IX.96, trang 182, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] 82482\

Trong đó: xli ¢ n g : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng g1¢: lượng hơi đi vào đoạn chưng kg h ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ.

Vì lượng hơi đi ra khỏi đoạn chưng bằng lượng hơi đi ra khỏi đoạn cất nên: ¢ n g = g 1 ,94 kmol h ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ73,38 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h 83483\

Theo công thức IX.98, IX.99, IX.100, trang 182, [CITATION Ngu06 \l 1033 ], ta có hệ phương trình: ì ¢ ¢ ù = + ùùù Â Âì = ì + ìÂ ớùù Â Â Â Â ù ì = ì = ì ùợ

G : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng.

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

Tại t 1 ¢= t w 0,3 C o , với y * w =0,019, ta tra bảng 2 - 150 và 2 – 141,[ CITATION Don \l 1066 ], ta được: Ẩn nhiệt hóa hơi của chorlorbenzene: r B1 ¢ 5485,97 kJ kmol ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ. Ẩn nhiệt hóa hơi của acetone: r A1 ¢ $649,26 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol

Taị t 1 = =t F 107 C o ta tra bảng I.212, trang 254, [CITATION Bin06 \l 1066 ],bảng 2-

150 và 2-141 [ CITATION Don \l 1066 ] ta được: Ẩn nhiệt hóa hơi của acetone: r A &389,70 kJ kmol ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ. Ẩn nhiệt hóa hơi của chlorbenzene: r B 6768,08 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kJ kmol

Thay số vào hệ phương trình (4.28), suy ra: ỡ ổ ử ù ữ ù Â= ỗ ữ ù ỗỗ ữ ù ố ứ ùùù ổ ử ổ ử ớ Â= ỗ ữ= ỗ ữ ù ỗ ữ ỗ ữ ù ỗố ữứ ỗố ứữ ùùù Â ù ùợ

Với M 1 ¢=0,005 58,08 (1 0,005) 112,5 112,22× + - × ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kg kmol xliii

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

Tốc độ hơi trong tháp có thể xác định theo công thức IX, trang 184, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]: ¢ ¢ ¢ r ×w y y tb = ×j s × d ×r ×r xtb ytb

Trong đó: ρ ' xtb , ρ ' ytb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha khí (hơi) tính theo nhiệt độ trung bình ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m hđ: khoảng cách giữa giữa các mâm (m), ta chọn hđ = 0,35 (m). φ[σ]: hệ số tính đến sức căng bề mặt.

- Xác định ρ ' ytb , theo công thức IX.102, trang 183, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]: ρ ' ytb 90490\

MA, MB: khối lượng mol của cấu tử acetone và nước.

T: nhiệt độ làm việc trung bình của tháp, hay của đoạn chưng hay đoạn cất (K).

- y¢ tb : nồng độ phần mol trung bình.

- Nhiệt độ trung bình đoạn cất là:

Nồng độ phần mol trung bình:

* MERGEFORMAT (.) ¢tb x ×¢ = × ¢ ¢ × + - × × + - × tb tb tb

Tại t¢ = tb 118,65 C o tra bảng I.2, trang 9, [CITATION Bin06 \l 1033 ] ta có khối lượng riêng của acetone và chorlorbenzene phụ thuộc vào nhiệt độ như sau: r =¢ A 669,89 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m , r =¢ B 996,76 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

Theo công thức IX.104a, trang 183, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]: ¢ - ¢ -

Vậy r¢ Xtb 3,61 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m 96496\

- Xác định hệ số sức căng bề mặt:

Theo số liệu tra ở bảng I.242, rang 300 và 301, [CITATION Bin06 \l 1033 ] ta có: s =¢ A 11,56 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ dyn cm ,s =¢ B 21,95 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ dyn cm xlv

Ta được: s =¢ hh 7,57 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ìứ kg m s 98498\

Ta có: s¢ hh < 20 theo [CITATION Ngu06 \l 1033 ], trang 184 chọn j s[ ]= 0,8 y y tb d xtb ytb

* MERGEFORMAT (.) Để tránh tạo bọt trong tháp ta chọn tốc độ hơi trung bình trong tháp khoảng 85%

Vỡ vậy (r ìw y y tb )Â=0,85 1,69 1,44ì = ỉỗỗỗố 2 ìữữữừ kg m s

Vậy đường kính của đoạn chưng sẽ là: ¢ ( )

- Tốc độ hơi trung bình trong đoạn chưng: r w ¢

3,07 ổ ửỗ ữỗ ữỗố ứmữ s 1024102\* MERGEFORMAT (.)

Kết luận

Từ kết quả ở trên ta nhận thấy rằng đường kính đoạn cất và đoạn chưng có sự chênh lệch tuy nhiên sự chênh lệch nhau không quá lớn ta có thể bỏ qua, kết hợp hai điều kiện tại trang 184 và 170, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] khi ta chọn hđ = 0,35 m và đường kính nằm trong khoảng từ 600 - 1200 Vì vậy ta chọn đường kính trong cho tháp chưng cất là Dt = 0,8 m hoàn toàn phù hợp.

Chiều cao tháp mâm chóp

H N h 0,8 1 (m) (công thức IX.54, trang 169, [CITATION

Trong đó: tt N 25: số đĩa thực tế.

0,8 ÷ 1 (m): khoảng cách cho phép ở đỉnh và đáy thiết bị, chọn 0,95 m d h 0,35: khoảng cách giữa các đĩa (m) (bảng 184,[CITATION VũB04 \l 1033 ]).

Chiều cao toàn tháp mâm chóp

Ta chọn đáy và nắp elip tiêu chuẩn trang 126, [ CITATION Viê06 \l 1033 ], ta có: t t h 0,25

Tra bảng XIII.12, trang 385, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] chọn chiều cao gờ h 25 (mm)

Chiều cao đáy và nắp: h h h đ = = n t + =h 200 25+ "5 (mm) 1084108\* MERGEFORMAT (.)

Vậy chiều cao toàn tháp H tháp ,50 ( )m

Mâm chóp – Trở lực mâm chóp

Tính toán chóp

Theo tài liệu tham khảo trang 236 – 238, [CITATION Ngu06 \l 1033 ], ta có:

Chọn đường kính trong ống hơi của chóp: dh = 50 (mm) = 0,05 (m)

- Số chóp phân bố trên đĩa: × ×

0,1 D 0,1 0,8 n 25,6 d 0,05 (công thức IX.212, trang 236, [CITATION Ngu06 \l

Ta chọn phân bố chóp theo tam giác đều Vì vậy ta chọn 29 chóp.

- Chiều cao chóp phía trên ống dẫn hơi theo công thức IX.213 trang 236, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]:

1144114\* MERGEFORMAT (.) dh: Đường kính trong của ống hơi.

- Đường kính chóp: (công thức IX.214, trang 236, [CITATION Ngu06 \l 1033 ])

Chọn chiều dày chóp δch = 2,5 (mm).

- Khoảng cách từ mặt đĩa đến chân chóp:

S1 = 0 ÷ 25mm  chọn S1 = 15 (mm) (trang 236, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]).

Lưu lượng bay hơi trung bình đi trong tháp:

Khối lượng riêng trung bình pha lỏng trong tháp: r +r¢ + r = X Xtb Xtb 7,01 983,61 935,312 2 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

Khối lượng riêng trung bình pha hơi trong tháp r +r¢ + r = y ytb ytb =2,48 3,07 2,782 2 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

Hệ số trở lực của đĩa chóp: ξ = 1,5 ÷2  Chọn ξ = 2 1234123\* MERGEFORMAT (.)

Vậy chiều cao khe chóp là: x×w ×r × ×

1244124\* MERGEFORMAT (.) ị Chọn (mm) (mm) (thỏa giới hạn được cho theo [CITATION Ngu06 \l 1033 ], trang 236).

- Số lượng khe hở của mỗi chóp: c = 3 ÷ 4 (mm) ta chọn 3 (mm) (trang 236, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]).

Số lượng khe hở của mỗi chóp:

= ỗỗố - ữữữứ= ỗỗố - ữữữứ= (khe).

- Chiều rộng khe chóp: × + = p× ch i (c a) d vậy p p

Vậy ta chọn chiều rộng khe 3 (mm) = 0,003 (m) (thỏa giới hạn được cho theo trang

Theo công thức 5.2, trang 108, [CITATION VũB04 \l 1033 ], độ mở lỗ chóp hs có thể được ước tính: hs 2

= ìỗỗốr - r ữữữứì ì ữỗỗố ứữữ (mm chất lỏng).

Ss: tổng diện tích các lỗ chóp trên mỗi mâm.

Với hso: là chiều cao hình học lỗ chóp. so = h b 17( mm )

- Kiểm tra hiệu quả sử dụng của chóp:

- Chiều cao mực chất lỏng trên khe chóp: h1= 15 ÷ 40 (mm)nên chọn h 1 = 15 (mm)(công thức, IX.215, trang 236, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]) 1364136\* MERGEFORMAT (.)

- Chiều cao ống dẫn hơi:

- Bước nhảy tối thiểu của chóp trên mâm theo công thức IX.220, trang 237, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] ta có khoảng cách nhỏ nhất giữa các chóp:

Bước tối thiểu của chóp trên mâm:

- Lượng lỏng trung bình đi trong tháp: ×

M x M 1– x M 0,1 58,08 1– 0,1 112,5 107,06( ) ( ) ổỗỗỗố ửữữữứ kg kmol 1424142\* MERGEFORMAT (.) tb G1 1 A 1 B

=0,05 58,08 1–0,05 112,5 112,22× +( )× ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kg kmol 1434143\* MERGEFORMAT (.) ¢ ¢ × + × × + ×

2 2 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h liii

Z: số lượng ống chảy truyền, ta chọn Z 1= 1454145\* MERGEFORMAT (.) w c : tốc độ chất lỏng trong ống chảy chuyền, w = c 0,1 0.2á ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s 1464146\* MERGEFORMAT (.)

Ta chọn w = c 0,2 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s (trang 237, [CITATION Ngu06 \l 1033 ])

- Đường kính ống chảy chuyền:

- Khoảng cách từ mâm đến ống chảy truyền:

- Khoảng cách từ tâm ống chảy chuyền đến tâm chóp gần nhất (công thức IX.221, trang 238, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]), ta có:

Bề dày ống chảy chuyền: d = c 2 ÷ 4 (mm)nên chọn d = c 3 (mm).

- Khoảng cách nhỏ nhất giữa chóp và ống chảy chuyền:

Chọn l 1 u (mm) (trang 238, [CITATION Ngu06 \l 1033 ])

- Khoảng cách từ tâm ống chảy chuyền đến tâm chóp gần nhất:

- Lưu lượng thể tích trung bình đi trong tháp:

- Chiều cao mực chất lỏng bên trên ống chảy truyền (công thức IX.219, trang 237, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]), ta có:

- Chiều cao ống chảy truyền trên đĩa:

Theo công thức IX.219, trang 237, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] ta có:

1 h 15 (mm): Chiều cao mực chất lỏng trên khe chóp. b 17= (mm): Chiều cao khe chóp.

S1 = 15 (mm): Khoảng cách từ mặt đĩa đến chân chóp.

D = h 16: Chiều cao mực chất lỏng bên trên ống chảy chuyền.

- Lỗ tháo lỏng: o Tiết diện cắt ngang của tháp: ổ ửữ ổ ửữ ỗ ỗ

= pìỗỗố ứữữ= pìỗỗố ữữứ 2 2 thap t

Cứ 1m 2 chọn 10 cm 2 lỗ tháo lỏng.

Tổng diện tích lỗ tháo lỏng trên 1 mâm:

Chọn đường kính lỗ tháo lỏng là d lothaolong (mm)=1,1 cm( ) 1614161\* MERGEFORMAT (.)

Số lỗ tháo lỏng cần thiết trên 1 mâm:

4 4 ị vậy ta chọn 6 lổ thỏo lỏng.

- Chiều cao mực chất lỏng trên mâm:

1 h 15 mm: Chiều cao mực chất lỏng trên khe chóp.

S = 15mm là khoảng cách từ mâm đến chân chóp.

Chọnh sr =4 mm là khoảng cách từ mép dưới của chóp đến mép dưới của khe chóp.

- Tổng diện tích các khe chóp:

- Tiết diện lỗ mở trên ống hơi: lvii

1.1.2 Trở lực của tháp chưng cất

Ta khảo sát: S d % diện tích mâm (trang 105, [CITATION VũB04 \l 1033 ]):

- ổ ửaữ ổ ửaữ ỗ ỗ ìpì =a ì - ì ì ì ỗỗố ứữữì ì ỗỗố ứữữ

1714171\* MERGEFORMAT (.) Suy ra a =1,63rad 93,4= ° ta chọn a o =1,57rad.

- Diện tích của phần mâm dành bố trí ống chảy truyền:

Hình 4.4: Mô hình phần mâm hiệu dụng.

Chiều dài gờ chảy tràn: ổ ửa ữ ổ ửữ ỗ ỗ

= ì ỗỗố ứữữ= ì ỗỗố ữữứ c thap 1,57

Khoảng cách giữa 2 gờ chảy tràn: ổp- aửữ ổp- ửữ ỗ ỗ

= ì ỗỗố ữữứ= ì ỗỗố ữữứ c thap 1,57

Diện tích giữa 2 gờ chảy:

Chiều rộng trung bình của mâm chóp:

- Chiều cao mực chất lỏng trên gờ chảy tràn: ổ ửữ

L (mm) (công thức 5.3, trang 110, [CITATION VũB04 \l 1033 ]) lix

Vx: Lưu lượng chất lỏng ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ m3 h

Lc: Chiều cao gờ chảy tràn (m).

E: Hệ số hiệu chỉnh cho gờ chảy tràn được xác định bởi: ổ ửữ ỗ ữ

D: đường kính tháp chưng cất (m).

Xác định E dựa vào đồ thị hình 5.9, trang 110, [CITATION VũB04 \l 1033 ]:

Ta chọn hiệu số hiệu chỉnh E = 1

- Gradient chiều cao mực chất lỏng trên mâm:

(công thức 5.5, trang 111, [CITATION VũB04 \l 1033 ])

Trong đó: n: Số hàng chóp mà pha lỏng phải chảy qua

D¢: Gradient chiều cao mực chất lỏng qua một hàng chóp.

: hệ số hiệu chỉnh cho suất lượng pha khí.

Xác định C g dựa vào đồ thị hình 5.10, trang 111, [CITATION VũB04 \l 1033 ]:

D 0,8 ổ ửỗ ữỗ ữỗố ứmữ s 1874187\* MERGEFORMAT (.)

Dựa vào đồ thị 5.10, trang 111, [CITATION VũB04 \l 1033 ],ta nhận được C g =0,55

Ta thấy khoảng cách giữa 2 chóp gần bằng 37,25% đường kính chóp. lxi

Nên dựa vào đồ thị hình 5.13, trang 112, [CITATION VũB04 \l 1033 ]:

Ta được:4D =¢ 8,3 (mm/ mỗi hàng chóp).

Vậy D =¢ 2,1 (mm/ mỗi hàng chóp), với số hàng chóp là 6. 1914191\* MERGEFORMAT (.)

- Chiều cao mực chất lỏng trung bình trên mâm:

= w + ow + D hm h h 0,5 (trang 111, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]).

Trong đó: hw: chều cao gờ chảy tràn trên mâm mm. how: chiều cao mực chất lỏng trên gờ chảy tràn (mm).

Chọn chiều cao gờ chảy trên mâm là h w 8 mm- Độ giảm áp của pha khí qua một mâm.

= + + + D t fv ss ow h h h h 0,5 (công thức 5.7, trang 114, [CITATION VũB04 \l 1033 ])

Trong đó: hfv: độ giảm áp do ma sát và biến đổi vân tốc pha khí thổi qua chóp không có chất lỏng. ổ r ử ổ ửữ ữ ỗ ữỗ ữ ỗ ỗ

= ìỗỗr - rố ữữữố ứứìỗỗ ữữữ

S (công thức 5.8, trang 115, [CITATION VũB04 \l

Sr: Tổng diện tích ống hơi của mỗi mâm (m ) 2

K: hệ số tồn thất áp suất cho chóp khô.

Dựa vào đồ thị hình 5.16 để xác định K.

Tra đồ thị ta được: K = 0,65

= ì ìỗỗr - rố ứữữữố ứỗỗ ữữữ

= ì ìỗỗố - ữữữứ ốìỗỗ ữữữứ = (mm) lxiii

1994199\* MERGEFORMAT (.) hss: chiều cao thủy tĩnh lớp chất lỏng trên lỗ chóp đến gờ chảy tràn.

Chiều cao mực chất lỏng không bọt trong ống chảy truyền:

Theo công thức 5.9, trang 115, [CITATION VũB04 \l 1033 ], ta có:

Trong đó: ¢d h : tổn thất thủy lực do dòng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm được xác định theo biểu thức sau: ổ ửữ ổ ử ỗ ỗ ữ Â= ìỗỗỗố ữữữứ = ìỗỗố ì ữữữứ 2 2 d L d

Nên h dl 7,19 2,19 6,72 26, 72 144,1+ + + + = (mm chất lỏng) 2054205\* MERGEFORMAT (.) vậy chọn h dl 5 (mm chất lỏng).

Kiểm tra khoảng cách mâm theo [CITATION VũB04 \l 1033 ] Để đảm bảo tháp hoạt động ổn định tránh bị ngập khi đang hoạt động Ta sẽ xét kèm với điều kiện liên quan sau:

1 1 h 2 h 2 0,35 0,175 m 175 mm (công thức 5.11, trang 115, [CITATION

Như vậy tháp hoạt động ổn định và không bị ngập lụt.

- Độ giảm áp tổng cộng của pha hơi qua các mâm của tháp tháp:

Ntt: số mâm thực tế.

Vậy tổng trở lực toàn tháp:

1.2 Tính bề dày thân tháp

Tháp được thiết kế nhằm mục đích có thể hoạt động ở áp suất thường Vì vậy ta sẽ lựa chọn thiết kế thân tháp có dạng hình trụ kết hợp với phương pháp hàn hồ quang Thân lxv tháp được ghép từ nhiều đoạn lại với nhau bằng các mối nối ghép bích Để đảm bảo tháp hoạt động ổn định và đảm bảo độ an toàn cũng như chất lượng tháp dưới sự ăn mòn của acetone và clhorbenzene ta chọn nên ta chọn vật liệu chế tạo là thép không gỉ X18H10T Tra bảng IX.5, trang 170 của tài liệu tham khảo số [2] ta chọn với đường kính tháp Dt= 800 (mm), khoảng cách giữa các đĩa Hđ = 350 (mm) nên số đĩa giữa hai mặt bích là 4, và khoảng cách giữa hai bích là 1400 mm.

Ta có áp suất tính toán:

2104210\* MERGEFORMAT (.) Áp suất thủy tĩnh của cột chất lỏng:

Với r = x 935,31 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m : Khối lượng riêng trung bình pha lỏng trong tháp g 9,81 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm 2 s

= × × PL 935,31 9,81 10,5 96341,74 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 3 m 2124212\* MERGEFORMAT (.)

Ta có tổng trở lực của tháp: ∆ P = 5964 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 3 m 2134213\* MERGEFORMAT (.) Áp suất tính toán P 96341,74 5964 102305,74= + ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 3 m

Nhiệt độ tính toán: t t= max +20 C 130,3 20 150,3 C o = + = o

Xác định bề dày thân tháp chịu áp suất trong:

Tra hình 1.2, trang 16, [ CITATION Viê06 \l 1033 ] ta có ứng suất cho phép tiêu chuẩn của thép X18H10T ở 150,3 o C: [ ]s = * 139 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ứ

N mm Tra bảng 1.8, trang 19, [ CITATION Viê06 \l 1033 ] ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hồ quang điện bằng tay Hệ số bền mối: φ h = 0,9. Ứng suất cho phép [ ]s = h×s =[ ] * 0,95 139 132× ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 2 m = 132.10 6 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 2 m

Với η là hệ số hiệu chỉnh chọn bằng 0,95.

Bề dày tối thiểu của thân được xác định theo công thức (5-3), trang 96, [ CITATION Viê06 \l 1033 ]: × × ( ) ¢= = ×s ×j × × × t h 6

Bề dày thực của thân được xác định theo công thức (5-9) trang 96 của [4]: lxvii

C C C C C (công thức 1.10, trang 20,[ CITATION Viê06 \l 1033 ])

Chọn thiết bị làm việc trong 10 năm và tốc độ ăn mòn của thép ≤ 0,1 mm/năm nên:

- Hệ số bổ sung cho ăn mòn: Ca = 10.0,1 = 1 (mm).

- Hệ số bổ sung do bào mòn cơ học của môi trường: Cb = 0

- Hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, lắp ráp Cc = 0.

- Hệ số quy tròn kích thước Co = 3,66 (mm)

Kiểm tra bề dày của thân:

Theo điều kiện (5-10), trang 97, [ CITATION Viê06 \l 1033 ]:

Kết hợp với điều kiện bảng 5-1, trang 94, [ CITATION Viê06 \l 1033 ], Smin = 3 mm. 2244224\* MERGEFORMAT (.)

Kiểm tra áp suất cho phép trong thân thiết bị:

Theo công thức (5-11), trang 97, [ CITATION Viê06 \l 1033 ] ta có:

Vậy bề dày thực của thân tháp chưng cất S 5 mm=

Các thông số đáy và nắp

Bán kính cong bên trong đáy và nắp tháp: D t 0 (mm).

Tra bảng XIII.10, trang 382, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] ta có diện tích bề mặt trong

Trong thực tế chiều dày thân, đáy và nắp elip của thiết bị chịu áp suất trong công thức như nhau Vì vậy nên ta chọn bề dày và nắp bằng thân thiết bị.

Kiểm tra bề dày thân và đáy nắp:

Kiểm tra điều kiện (6.10), trang 126, [ CITATION Viê06 \l 1033 ]: lxix

Kiểm tra áp suất cho phép trong đáy và nắp thiết bị:

Vậy bề dày thực của đáy và nắp tháp chưng cất S 5 (mm)=

Theo công thức (5-11), trang 97, [ CITATION Viê06 \l 1033 ] ta có:

Vậy bề dày thực của đáy và nắp tháp chưng cất S = 5 (mm).

4.3.Bích ghép thân và đáy nắp

4.3.1 Bích và đệm để nối và bít kín thiết bị

Mối ghép bích được dùng để nối các phần của thiết bị cũng như nối các bộ phận khác với thiết bị.

Hình 4.5: Hình mặt bích thiết bị.

Chọn bích theo các yếu tố sau đây: Là bích ghép thân, đáy và nắp sẽ làm làm bằng thép CT3 và cấu tạo của bích là bích liền kiểu I theo hình trang 417, [CITATION

Ngu06 \l 1033 ] Với Dt0 (mm) và áp suất tính toán P = 0,1 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ứ

N mm , tuy nhiên để đảm bảo an toàn khi hoạt động ta sẽ tra thông số ở P = 0,6 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ứ

N mm , chọn bích có các thông số sau theo bảng XIII.27, trang 421, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] Ta được các thông số sau:

- Đường kính bên trong của thiết bị:D t 0 (mm).

- Đường kính bên ngoài cả thiết bị:D n 0 (mm).

- Đường kính vòng bu long: D b 0 (mm).

- Đường kính vòng ngoài đến đệm D l 0 (mm).

- Đường kính ngoài bích:D 930= (mm).

- Đường kính bu long: d b =M20 (mm).

Giữa các bích nối sẽ có thể bị hở, vì vậy mà độ kín của các mối ghép bích chủ yếu do vật đệm mà ta kết hợp kèm Các miếng đệm thường được làm bằng các vật liệu mềm hơn so với vật liệu bích Để trong trường hợp ta xiết bu lông, đệm sẽ bị biến dạng và lxxi điền đầy lên các chỗ gồ ghề trên bề mặt của bích chính điều này sẽ làm cho bích kín hơn Vậy, để đảm bảo độ kín cho thiết bị ta chọn đệm là Amiăng, có bề dày là 3(mm).

Tra bảng XIII – 31, trang 433 - Tương ứng với bảng XIII-XI, trang 427, [ CITATION Ngu06 \l 1066 ] ta có kích thước bề mặt đệm bít kín:

Do D t 0 mm nên D 3 =D 2 + =1 847 1 848 (mm)+ = ,và

4.3.2 Đường kính các ống dẫn - Bích ghép các ống dẫn

Thông thường đối với các ống dẫn thường được sẽ được nối với thiết bị bằng 2 cách đó là bằng các mối ghép tháo được hoặc không tháo được Trong thiết bị được thiết kế lần này này, ta sử dụng mối ghép tháo được và ống dẫn được làm bằng thép X18H10T và bích được làm bằng thép CT3, cấu tạo của bích và bích liền không cổ.

* Ống dẫn hơi vào thiết bị ngưng tụ:

- Lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp:

= × + = × + d D g G (R 1) 273,75 (1,46 1) 637,42 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h = ổỗỗỗố ữửữữứ kmol 11,49 h

- Khối lượng riêng của pha hơi ở đỉnh tháp:

Xét tại vị trí mâm đỉnh: y * D =0,99, t D W,03 C o r = + - +

Ta có P 102305,74 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 2 m ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ằ ỗố 2 ứ

VHD: vận tốc hơi đi trong ống, chọn V HD 0 m s theo bảng II.2, trang 370, [CITATION Bin06 \l 1033 ] Đường kính trong của ống nối dẫn hơi vào thiết bị ngưng tụ: × ×

Theo bảng XIII.32, trang 434, [CITATION Ngu06 \l 1033 ], chọn chiều dài đoạn ống nối l 110 (mm)=

* Đường kính ống dẫn dòng nhập liệu:

Nhiệt độ chất lỏng nhập liệu là t F 7 C o

Ta có t F 7 C o , tra bảng I.2, trang 9, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] có khối lượng riêng của acetone và chlorobenzene thay đổi theo nhiệt độ: r = A 683,2 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m , r = B 1011,9 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m lxxiii × ×

Chọn vận tốc chất lỏng tự chảy theo bảng II.2, trang 370, [CITATION Bin06 \l 1033 ] ta có

2434243\* MERGEFORMAT (.) Đường kính ngoài của ống dẫn dòng nhập liệu: × × ¢ = p ×r × p × ×

Theo bảng XIII.32, trang 434, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] chọn chiều dài đoạn ống nối l 110 (mm)=

* Đường kính ống dẫn dòng sản phẩm đáy

Nhiệt độ của sản phẩm đáy t w 0,3 C o

Ta cót w 0,3 C o tra bảng I.2, trang 9, [CITATION Bin06 \l 1033 ] có khối lượng riêng của acetone và nước thay đổi theo nhiệt độ: r = A 650,58 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m , v w =0,3 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

1 nên r = w 996,33 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m 2474247\* MERGEFORMAT (.)Chọn vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống nối theo bảng II.2, trang 370, [CITATION Bin06 \l 1033 ] ta có v w =0,3 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s Đường kính trong của ống dẫn sản phẩm đáy: × ×

Theo bảng XIII.32, trang 434, [CITATION Ngu06 \l 1033 ], chọn chiều dài đoạn ống nối l = 110 (m).

* Ống dẫn dòng hoàn lưu

Suất lượng dòng hoàn lưu:

G D M R 4,67 58,62 1,46 400 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h 2504250\* MERGEFORMAT (.)

Nhiệt độ dòng hoàn lưu: t D =t HL W,03 C o

Khối lượng riêng của dòng hoàn lưu:

Ta cót D =t HL W,03 C o tra bảng I.2, trang 9, [CITATION Bin06 \l 1033 ] có khối lượng riêng của acetone và nước thay đổi theo nhiệt độ: r = A 748,97 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m , r = B 1067,7 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m , r = B 1067,7 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

1 nên r = D 757,60 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m ,r = B 1067,7 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

Chọn vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống nối theo bảng IIII, trang 373, [1] ta có

Chọn D hl Theo bảng XIII-32, trang 434, [ CITATION VũB04 \l 1033 ], chọn chiều dài đoạn ống nối l 80 (mm)=

* Đường kính ống dẫn hơi từ nồi đun qua tháp

Lưu lượng hơi đi vào đáy tháp g 1 ¢07,69 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h

Nhiệt độ của sản phẩm đáy là t w 0,3 C o

Tại nhiệt độ này t w 0,3 C o khối lượng riêng pha hơi tại đáy tháp: × + - × r = × +

Chọn vận tốc hơi vào tháp theo bảng II.2, trang 370, [CITATION Ngu06 \l 1033 ].

Ta có V HW 0 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s , V HW 0 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s Đường kính trong của ống nối: ×¢ ×

Chọn D nd Theo bảng XIII-32, trang 434, [ CITATION VũB04 \l 1033 ], chọn chiều dài đoạn ống nối l 110 (mm)= lxxvii

4.3.3 Bích để nối các ống dẫn

Hình 4.6: Hình ảnh minh họa bích nối các ống dẫn.

Theo bảng XIII-22, trang 409, [ CITATION Viê06 \l 1066 ], áp suất làm việc P = 0,1

 , tuy nhiên để đảm bảo an toàn khi hoạt động ta sẽ tra thông số ở P = 0,25

4.4.1 Tính sơ bộ khối lượng toàn tháp

Với nắp và đáy hình elip có các thống số sau:D t 0 (mm), S 5= (mm).

Chiều cao gờ chảy tràn h 25= (mm).

Diện tích bề mặt trong F 0,76= (m 2 ). r X18H10T y00 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m

Tổng khối lượng nắp và đáy: 60,04 (kg).

- Đường kính trong của tháp: D t =0,8 m( ).

- Diện tích ống chảy chuyền: p× p×

- Số ống chảy chuyền trên mỗi mâm: Z = 1.

- Khối lượng riêng của thép X18H10T: r X18H10T y00r = B 1067,7.

Khối lượng chóp trên mâm và toàn tháp:

Khối lượng ống hơi: hoi h hoi m tt X18H10T

Khối lượng gờ chảy tràn: chaytran w w ct tt X18H 1 0T

= ×2 0,57 0,038 0,003 25 7900 25,67× × × × = (kg).2634263\* MERGEFORMAT (.) chaychuyen mam 1 tt c c X18H10T

Khối lượng bích nối thân: Đường kính bên ngoài của tháp:D n =D t + =S 0,8 0,005 0,81 (m)+ = 2654265\* MERGEFORMAT (.) Đường kính mặt bích của thân: D 930= (mm).

Tổng số bích cần dùng: N B =N tt + =1 25+ =1 7,25

Ta chọn 8 bích ghép thân tức là 16 mặt bích r CT3 x50 r = B 1067,7

Khối lượng bích nối các ống dẫn: lxxxi

4 , i theo thứ tự từ trên xuống trong bảng 2684268\* MERGEFORMAT (.)

Khối lượng dung dịch trung bình trong tháp (tính trong một giờ hoạt động liên tục của tháp):

= × + - × Mtb 0,54 58,08 (1 0,54) 112,5 83,11 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kg kmol 2714271\* MERGEFORMAT (.) ¢ = × + - × Mtb 0,051 58,08 (1 0,051) 112,5 109,72 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kg kmol 2724272\* MERGEFORMAT (.)

VậyM dd =6,2 83,11 109,72 51,74 6217,49× + × ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứ kg kmol 2734273\* MERGEFORMAT (.)

Tóm lại: Tổng khối lượng toàn tháp là M thap 5243 (kg).2744274\* MERGEFORMAT (.)

Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên 4 chân.

Hình 4.7: Hình minh họa chân đỡ thiết bị đặt thẳng đứng.

Chọn vật liệu là thép CT3

Tải trọng cho phép trên một chân đỡ: × ×

2754275\* MERGEFORMAT (.) Để đảm bảo an toàn cho thiết bị ta chọn

Tra bảng XIII.35, trang 437, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] chọn chân đỡ có các thông sau:

Tính khối lượng gần đúng của một chân đỡ: lxxxiii

- Tải trọng cho phép trên 1 chân đỡ: q 0,78 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứN 2 m 2784278\* MERGEFORMAT (.)

Thể tích của một chân đỡ: × - ×× + ×× × -

Khối lượng một chân đỡ:

Hình 4.8: Hình ảnh minh họa chân đỡ thiết bị.

Chọn 8 tai treo: Tai treo được gắn trên thân tháp và tựa vào giàn đỡ để giữ tháp vững trong quá trình làm việc.

Chọn vật liệu làm tai treo là thép CT3.

Tải trọng một tai treo chọn bằng với tải trọng trên một chân đỡ G c =4.10 (N) 4

Tra bảng XIII.36, trang 438, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] chọn tai treo có các thông số sau:

Bảng 4.5: Bảng kích thước tai treo.

28115Equation Chapter (Next) Section 1 lxxxv

5.1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị ngưng tụ dạng bình ngưng ống chùm, đặt nằm ngang, giải nhiệt bằng nước Vì:

- Bình ngưng ống chùm nằm ngang là dạng thiết bị được sử dụng cho các thiết bị làm mát, làm lạnh phổ biến trên thị trường hiện nay

- Ưu điểm là hiệu quả làm mát cao, mật độ dòng nhiệt lớn, hoạt động ổn định, ít phụ thuộc vào môi trường; dễ dàng điều chỉnh, nâng cao hiệu quả thiết bị thông qua tăng giảm lưu lượng chất giải nhiệt tuần hoàn qua thiết bị; cấu tạo chắc chắn, tiện lợi khi lắp đặt, ít tiêu tốn vật liệu, tính thẩm mỹ cao, dễ dàng chế tạo, vận hành, bảo dưỡng; ít hư hỏng trong quá trình vận hành, thời gian sử dụng lâu dài, bề mặt trao đổi nhiệt ít bị oxi hóa do hạn chế tiếp xúc với không khí.

- Lưu ý khi sử dụng thết bị: không thích hợp cho hệ thống quá lớn; cần thiết phải lắp đặt thêm hệ thống nước giải nhiệt (gồm: tháp giải nhiệt, bơm, đường ống, thiết bị phụ, ), hệ thống này cần hông gian lắp đặt bên ngoài, chi phí đầu tư và vận hành tăng vọt; quá trình bám bẩn trên đường ống rất cần quan tâm vệ sinh định kỳ, xả khí không ngưng và cặn bẩn.

- Nước là chất giải nhiệt với nguồn cung cấp dồi dào, rẻ tiền, dễ tìm, có thể tái sử dụng nhiều lần thông qua quá trình làm mát bằng tháp giải nhiệt

- Nhiệt độ dòng hơi sản phẩm đỉnh: t D = 57,3 o C.

- Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh lỏng sau khi ngưng tụ: t D,1

- Nhiệt độ nước giải nhiệt đầu vào: t 1 = 25 o C.

- Nhiệt độ nước giải nhiệt đầu ra: t 2 = 45 o C (nhiệt độ nước ở đầu ra quá cao có thể làm xảy ra các phản ứng tạo thành muối vô cơ khó tan, bám cặn gây hư hại và cản trở hoạt động của thiết bị). Ống trao đổi nhiệt được chế tạo bằng ống thép đúc X18H10T:

- Đường kính ngoài OD = 26,7 (mm) = 0,0267 (m).

- Độ dày: WT = 2,9 (mm) = 0,0029 (m) (STD)

- Đường kính trong: ID = 20,9 (mm) = 0,0209 (m).

Suất lượng nước giải nhiệt cần dùng:

- Theo định luật bảo tồn năng lượng: Q tỏa = Q thu Û Qnt= Gnước × (C tp × - 2 C tp × 1 )

Qnt = 341.766,55 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h lxxxvii p,nước

J kmol K (bảng 2-153, trang 170, [ CITATION Don \l 1033 ]). tại t 1 = 25 o C = 298 K, C p,nước

- Thay các số liệu vào (5.2), ta có:

75235,63 318 75386,65 298= 4.217,92 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h = 1,17 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg s

W m độ (cơng thức V.5, trang 3, [CITATION

Với a 1 và a 2 là hệ số cấp nhiệt của 2 dòng lưu chất ở hai phía của thành ống truyền nhiệt gồm nước giải nhiệt và dòng hơi sản phẩm đỉnh ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố 2 ì ứ W m độ r1 và r 2 là nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn ở hai phái của thành ống truyền nhiệt ổ ì ữử ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ứ m độ2

W d l là nhiệt trở của thành ống truyền nhiệt ổ ì ữử ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ứ m độ2

W , d là độ dày của thành ống (m), l là hệ số dẫn nhiệt ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

Chọn nước đi bên trong ống trao đổi nhiệt:

- Chọn vận tốc nước đi bên trong ống là:v n = 0,2 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s (bảng II.2, trang 370, [CITATION Bin06 \l 1033 ]) 2865286\* MERGEFORMAT (.)

- Thông số của nước ở nhiệt độ trung bình t TB,n

Khối lượng riêng r= 997,60 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng 2-32, [ CITATION Don \l 1066 ]). Độ nhớt h =7,1905 10× - 4 ổ ửìữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ứ

Hệ số dẫn nhiệt l =0,62154 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

W m độ (bảng 2-315, [ CITATION Don \l 1066 ]). lxxxix

- Số ống trao đổi nhiệt tính trên một đường nước: n p× ×r×

- Vận tốc nước đi trong ống thực tế:v n p× × ×

- Chuẩn số reynold: đặc trưng cho tỷ lệ giữa quán tính dòng chảy và lực nhớt, được tính toán như sau:

0,19019 0,0209 997,60 7,1905 10 = 5514,82 (công thức V.36, 13, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]) 2915291\* MERGEFORMAT (.) ị 2300 < Re = 5514,82 < 10 4 ị dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chày quỏ độ, trạng thái chuyển tiếp từ dạng dòng chả tầng sang dòng chảy rối

Bích ghép thân và đáy nắp

Tai treo, giá đỡ

Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị ngưng tụ dạng bình ngưng ống chùm, đặt nằm ngang, giải nhiệt bằng nước Vì:

- Bình ngưng ống chùm nằm ngang là dạng thiết bị được sử dụng cho các thiết bị làm mát, làm lạnh phổ biến trên thị trường hiện nay

- Ưu điểm là hiệu quả làm mát cao, mật độ dòng nhiệt lớn, hoạt động ổn định, ít phụ thuộc vào môi trường; dễ dàng điều chỉnh, nâng cao hiệu quả thiết bị thông qua tăng giảm lưu lượng chất giải nhiệt tuần hoàn qua thiết bị; cấu tạo chắc chắn, tiện lợi khi lắp đặt, ít tiêu tốn vật liệu, tính thẩm mỹ cao, dễ dàng chế tạo, vận hành, bảo dưỡng; ít hư hỏng trong quá trình vận hành, thời gian sử dụng lâu dài, bề mặt trao đổi nhiệt ít bị oxi hóa do hạn chế tiếp xúc với không khí.

- Lưu ý khi sử dụng thết bị: không thích hợp cho hệ thống quá lớn; cần thiết phải lắp đặt thêm hệ thống nước giải nhiệt (gồm: tháp giải nhiệt, bơm, đường ống, thiết bị phụ, ), hệ thống này cần hông gian lắp đặt bên ngoài, chi phí đầu tư và vận hành tăng vọt; quá trình bám bẩn trên đường ống rất cần quan tâm vệ sinh định kỳ, xả khí không ngưng và cặn bẩn.

- Nước là chất giải nhiệt với nguồn cung cấp dồi dào, rẻ tiền, dễ tìm, có thể tái sử dụng nhiều lần thông qua quá trình làm mát bằng tháp giải nhiệt

- Nhiệt độ dòng hơi sản phẩm đỉnh: t D = 57,3 o C.

- Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh lỏng sau khi ngưng tụ: t D,1

- Nhiệt độ nước giải nhiệt đầu ra: t 2 = 45 o C (nhiệt độ nước ở đầu ra quá cao có thể làm xảy ra các phản ứng tạo thành muối vô cơ khó tan, bám cặn gây hư hại và cản trở hoạt động của thiết bị). Ống trao đổi nhiệt được chế tạo bằng ống thép đúc X18H10T:

- Đường kính ngoài OD = 26,7 (mm) = 0,0267 (m).

- Độ dày: WT = 2,9 (mm) = 0,0029 (m) (STD)

- Đường kính trong: ID = 20,9 (mm) = 0,0209 (m).

- Theo định luật bảo tồn năng lượng: Q tỏa = Q thu Û Qnt= Gnước × (C tp × - 2 C tp × 1 )

Qnt = 341.766,55 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h lxxxvii p,nước

J kmol K (bảng 2-153, trang 170, [ CITATION Don \l 1033 ]). tại t 1 = 25 o C = 298 K, C p,nước

75235,63 318 75386,65 298= 4.217,92 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h = 1,17 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg s

Với a 1 và a 2 là hệ số cấp nhiệt của 2 dòng lưu chất ở hai phía của thành ống truyền nhiệt gồm nước giải nhiệt và dòng hơi sản phẩm đỉnh ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố 2 ì ứ W m độ r1 và r 2 là nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn ở hai phái của thành ống truyền nhiệt ổ ì ữử ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ứ m độ2

Chọn nước đi bên trong ống trao đổi nhiệt:

- Chọn vận tốc nước đi bên trong ống là:v n = 0,2 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s (bảng II.2, trang 370, [CITATION Bin06 \l 1033 ]) 2865286\* MERGEFORMAT (.)

- Thông số của nước ở nhiệt độ trung bình t TB,n

Khối lượng riêng r= 997,60 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng 2-32, [ CITATION Don \l 1066 ]). Độ nhớt h =7,1905 10× - 4 ổ ửìữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ứ

Hệ số dẫn nhiệt l =0,62154 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

W m độ (bảng 2-315, [ CITATION Don \l 1066 ]). lxxxix

- Số ống trao đổi nhiệt tính trên một đường nước: n p× ×r×

- Vận tốc nước đi trong ống thực tế:v n p× × ×

- Chuẩn số reynold: đặc trưng cho tỷ lệ giữa quán tính dòng chảy và lực nhớt, được tính toán như sau:

0,19019 0,0209 997,60 7,1905 10 = 5514,82 (công thức V.36, 13, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]) 2915291\* MERGEFORMAT (.) ị 2300 < Re = 5514,82 < 10 4 ị dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chày quỏ độ, trạng thái chuyển tiếp từ dạng dòng chả tầng sang dòng chảy rối

- Chuẩn số Nuselt: đặc trưng cho cường độ trao đổi nhiệt giữa thành thiết bị (thành ống trao đổi nhiệt) và chất tải nhiệt Được tính toán một cách gần đúng như sau:

Nu = 0,008 Re Pr× 0,8 × 0,25 (công thức V44a, trang 16,[CITATION Ngu06 \l 1066 ])

2935293\* MERGEFORMAT (.) tại t = 36,59 o C = 309,59 K, chuẩn số Pranlt của nước là 4,45 (bảng 2-322, [ CITATION Don \l 1066 ]) ị Nu = 0,008 5514,82ì 0,8 ì4,45 0,25 = 11,44

Hệ số cấp nhiệt và nhiệt tải của nước của nước

- Ta có công thức: Nu a × l d (công thức 2.112, trang 180, [ CITATION Ngu \l

2975297\* MERGEFORMAT (.) tw2là nhiệt độ của thành trong ống trao đổi nhiệt, tiếp xúc với nước giải nhiệt.

Nhiệt trở và nhệt tải của thành ống trao đổi nhiệt và lớp cặn

- r 1 là nhiệt trở lớp cặn bám trên thành ngoài ống trao đổi nhiệt, ổ ì ữử

- r 2 là nhiệt trở lớp cặn bám thành trong ống trao đổi nhiệt: ổ ì ữử

4500 W (bảng 31, trang 419, [CITATION Phạ \l 1033 ]) xci

- Nhiệt trở của thành ống trao đổi nhiệt gây ra: với hệ số trao đổi nhiệt cua thép X18H10T là l = 16,3 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

- Nhiệt tải của thành ống và lớp cặn:

Hệ số truyền nhiệt và nhiệt tải của dòng hơi ngưng tụ đi ngoài ống trao đổi nhiệt

- Điều kiện dòng lưu chất:

Hơi ngưng tụ là hơi bão hòa.

Hơi ngưng tụ thành màng ở ngoài ống trao đổi nhiệt.

Màng chất lỏng chảy tầng. Ống nằm ngang.

- Hệ số cấp nhiệt của dòng hơi ngưng tụ ở ngoài ống được tính theo công thức: ×l ×r a = × m×D ×

W m độ (cơng thức 3.65, 120, [ CITATION Phạ \l 1033 ])

Với: r là ẩn nhiệt ngưng tụ, r = 505,29 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kJ kg d đường kính ngoài ống trao đổi nhiệt, d = 0,0267 (m).

Dt = t D - t w1 độ. l là hệ số dẫn nhiệt của sản phẩm đỉnh l = 0,146 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

W m độ (bảng 2-315, [ CITATION Don \l 1033 ]). r là khối lượng riêng, r= 755,067 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng 2-32, [ CITATION Don \l 1033 ]). m là độ nhớt của sản phẩm đỉnh, m= 2,3745 ×10 - 4 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ mữ ố ứ

- Tổng nhiệt tải của sản phẩm đỉnh là:

=a × - = × - 0,75 nt nt D w1 153 w1 q t t ,31 57,3 t ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứW 2 m 3025302\* MERGEFORMAT (.)

Xác định nhiệt độ vách truyền nhiệt t w 1 ,t w 2

- Theo (5.17), (5.19), (5.22), xác định t w1 , tính t w2 theo phương pháp lặp có kiểm tra sai số.

- Chọn t w1 = 40,8 o C, thay t w1 = 40,8 o C vào (5.22), tính được: xciii

- Xem tổn thất qua thành ống trao đổi nhiệt và lớp cặn không đáng kể, q nt =q w , thay t w1 = 38,7 o C vào (5.19): ị qnt =qw 56,20 tì -( w1 tw2 ) w2 w1 w t t q

- Hệ số cấp nhiệt của dòng ngưng tụ: a = nt 153,31 57,3 t× ( - w1 ) 0,25

Số ống trao đổi nhiệt thực tế

- Ta có công thức: Q K F= × ×Dt (công thức 4.62, trang 287, [ CITATION Ngu \l

Các ống sẽ được xếp thôi kiểu vòng tròn đồng tâm, gồm 8 vòng tròn đồng tâm.

- Đường kính thân thiết bị: D t (2 n 1)= × × + (công thức V.141, trang 49, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]).

Với: t là bước ống, thông thường t = (1,2 - 1,5)d, d là đường kính ngoài ống, m. n là số vòng tròn đồng tâm. ị D = 1,5 0,0267 (2 8 1)ì ì ì + = 0,68 (m).

Vậy đường kính thân thiết bị ngưng tụ là 0,61 m, bên trong chứa 223 ống trao đổi nhiệt dài 2 m, đường kính mỗi ống 26,7 mm, dày 2,9 mm. xcv

Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị làm nguội dạng ống lồng ống, đặt nằm ngang, giải nhiệt bằng nước.

- Thiết bị trao đổi nhiệt dạng ống lồng ống có cầu tạo gồm 2 ống có kích thước lớn và nhỏ, lồng vào bên trong nhau

- Có khả năng tạo được dòng chạy ngược chiều hoàn toàn, tốc độ dòng lưu chất lớn, mức độ trao đổi nhiệt tốt, hiệu suất trao đổi nhiệt tính trên diện tích bề mặt truyền nhiệt cao.

- Thiết kế đơn giản, lắp đặt được ở những nơi hẹp, có thể sử dụng được cho quá trình gia nhiệt và làm nguội.

- Lưu ý khi sử dụng: thiết bị trao đổi nhiệt dạng ống lồng ống khó chế tạo, tiêu tốn vật liệu, khó làm sạch đường ống phía ngoài, tiết diện nhỏ nên phù hợp cho các hệ thống nhỏ và trung bình.

- Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh: t D1 = 57,3 o C.

- Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội: t ' D = 40 o C.

- Nhiệt độ nước giải nhiệt đầu ra: t 2 = 45 o C (nhiệt độ nước ở đầu ra quá cao có thể làm xảy ra các phản ứng tạo thành muối vô cơ khó tan, bám cặn gây hư hại và cản trở hoạt động của thiết bị).

- Nhiệt độ trung bình dòng sản phẩm đỉnh: t D,tb

- Nhiệt độ trung bình dòng nước giải nhiệt: t n,tb

= 35 o C. Ống trao đổi nhiệt được chế tạo bằng ống thép đúc X18H10T:

- Ống ngoài: Đường kính ngoài: OD = d n1 = 42,2 (mm) = 0,0442 (m). Độ dày: WT =d n = 3,6 (mm) = 0,0036 (m) (STD) Đường kính trong: ID = d tr1 = 35 (mm) = 0,035 (m).

- Ống trong: Đường kính ngoài: OD =d n2 = 26,7 (mm) = 0,0267 (m). Độ dày: WT =d tr = 2,9 (mm) = 0,0029 (m) (STD) Đường kính trong: ID = d tr2 = 20,9 (mm) = 0,0209 (m).

Suất lượng nước giải nhiệt cần dùng

- Theo định luật bảo tồn năng lượng: Q tỏa = Q thu Û QD = Gnước × (C tp × - 2 C tp × 1 )

QD = 16.380,20 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkJ h p,nước

J kmol K (bảng 2-153, trang 170, [ CITATION Don \l 1033 ]) tại t 1 = 25 o C = 298 K, C p,nước

75235,63 318 75386,65 298 = 202,16 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg h = 0,0562 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứkg s 3155315\* MERGEFORMAT (.)

Chọn nước đi bên trong ống trao đổi nhiệt phía trong

- Thông số của nước ở nhiệt độ trung bình t n,tb

Khối lượng riêng r= 994,042 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng 2-30, [ CITATION Don \l 1033 ]). Độ nhớt h =7,4211 10 × - 4 ổ ìữử ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ứ

Hệ số dẫn nhiệt l = 0,6195 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

- Chọn vận tốc đòng chảy: v n = nước 2 n2

4 ổ ửữ ìpìỗỗỗố ữữứ= 0,141 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s

- Chuẩn số reynold: đặc trưng cho tỷ lệ giữa quán tính dòng chảy và lực nhớt Được tính toán như sau:

3175317\* MERGEFORMAT (.) ị 2300 < Re = 6610,34 < 10 4 => dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chày quỏ độ, trạng thái chuyển tiếp từ dạng dòng chả tầng sang dòng chảy rối 3185318\* MERGEFORMAT (.)

18,015 0,6195 = 5,01 3195319\* MERGEFORMAT (.)(công thức V.35, trang 12, [CITATION Ngu06 \l

Nu = 0,008 Re Pr× 0,8 × 0,25 (công thức V44a, trang 16, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]). 3205320\* MERGEFORMAT (.) tại t = 35 o C = 308 K, chuẩn số Pranlt của nước là 4,61 (bảng 2-322, [ CITATION Don \l 1066 ]). ị Nu = 0,008 6610,34ì 0,8 ì5,005 0,25 = 13,62.

Hệ số cấp nhiệt của nước

Nhiệt trở của thành ống trao đổi nhiệt và lớp cặn xcix

- r 1 là nhiệt trở lớp cặn bám trên thành ngoài ống trong, ổ ì ữử

- r 2 là nhiệt trở lớp cặn bám thành trong ống trong: ổ ì ữử

Chọn dòng sản phẩm đỉnh đi bên trong ống phía ngoài

- Suất lượng dòng sản phẩm đỉnh là D= 276,32 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg h = 0,077 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg s

- Thông số của sản phẩm đỉnh tại nhiệt độ trung bình: t D,tb

= 48,65 o C l là hệ số dẫn nhiệt của sản phẩm đỉnh l = 0,146 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

W m độ (bảng 2-315, [ CITATION Don \l 1066 ]). r là khối lượng riêng, r= 755,067 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng 2-32, [ CITATION Don \l 1066 ]). m là độ nhớt của sản phẩm đỉnh, m= 2,3745 ×10 - 4 ổ ửữỗ ữ ỗ ữ ỗ mữ ố ứ

Cp là nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh: 131417,28 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ì ứ

- Vận tốc dòng chảy là: v D =

4 = 0,3 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s 3245324\* MERGEFORMAT (.)

3255325\* MERGEFORMAT (.) ị Re = 19937,97 > 10 4 => dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chảy rối. 3265326\* MERGEFORMAT (.)

(công thức V.35, trang 12, [CITATION Ngu06 \l 1066 ]).

(công thức V44a, trang 16, [CITATION Ngu06 \l 1066 ])

Hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đỉnh

Với a 1 và a 2 là hệ số cấp nhiệt của 2 dòng lưu chất ở hai phía của thành ống truyền nhiệt gồm nước giải nhiệt và dòng hơi sản phẩm đỉnh ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố 2 ì ứ

W m độ r 1 và r 2 là nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn ở hai phái của thành ống truyền nhiệt ổ ì ữử ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ứ m độ2

Diện tích trao đổi nhiệt

- Ta có công thức: Q K F t= × ×D (công thức 4.62, trang 287, [ CITATION Ngu \l

- Số dãy ống thực tế: N = p× × p× ×

Vậy thiết bị làm nguôi dòng sản phẩm đỉnh sẽ gồm 20 dãy ống dài 2 m, mỗi dãy sẽ có ống ngoài có đường kính 42,2 mm, dày 3,6 mm, ống trong có đường kính ngoài 26,7 mm, dày 2,9 mm.

Thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu đến nhiệt độ sôi

Chọn thiết bị gia nhiệt dạng ống lồng ống, gia nhiệt bằng hơi nước bão hòa.

- Nhiệt độ dòng nhập liệu đi vào: F t'

- Nhiệt độ dòng nhập liệu đi ra: t F = 107 o C

- Nhiệt độ hơi bão hòa: t h = 119,62 o C (p = 2 at) (bảng I.97, trang 230, [CITATION Bin06 \l 1033 ])

- Ẩn nhiệt của hơi bão hòa: r = 2213,83 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kJ kg (bảng 2-150,2-141, [ CITATION Don \l 1033 ]). ciii

- Độ chênh lệch nhiệt độ trung bình: D t tb = 39,3 o C

- Nhiệt độ trung bình của dòng nhập liệu: t tb,F

= 80,3 o C. Ống trao đổi nhiệt được chế tạo bằng ống thép đúc X18H10T:

- Ống ngoài: Đường kính ngoài: OD = d n1 = 141,3 (mm) = 0,1413 (m). Độ dày: WT =d n = 6,6 (mm) = 0,0066 (m) (STD). Đường kính trong: ID = d tr1 = 128,1 (mm) = 0,1281 (m).

- Ống trong: Đường kính ngoài: OD =d n2

= 101,6 (mm) = 0,1016 (m). Độ dày: WT =d tr

= 5,8 (mm) = 0,0058 (m) (STD). Đường kính trong: ID = d tr2 = 90 (mm) = 0,09 (m).

Suất lượng hơi bão hòa cần dùng:

- Theo định luật bảo tồn năng lượng: Q tỏa = Q thu Û Q F = G r h ×

Q F = 1.525,801,42 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kJ h r = 2213,83 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg kJ (bảng 2-150 và 2-141, [ CITATION Don \l 1033 ]).

Chọn dòng nhập liệu đi bên trong ngoài trao đổi nhiệt:

- Suất lượng dòng nhập liệu: GF = 5000 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg h = 1,39 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg s

- Thông số của dòng nhập liệu ở nhiệt độ trung bình t F,tb

Hệ số dẫn nhiệt l = 0,1171 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

- Chọn vận tốc đòng chảy: v F = rìpì ổ ử ỗ ỗ ỗố ứ ữ ữ ữ ữ

- Chuẩn số reynold: đặc trưng cho tỷ lệ giữa quán tính dòng chảy và lực nhớt Được tính toán như sau: cv

3405340\* MERGEFORMAT (.)(công thức V.36, trang 13, [CITATION Ngu06 \l

1033 ]) ị Re = 49045,78 > 10 4 => dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chày rối. 3415341\* MERGEFORMAT (.)

18,015 0,1 112,557 0,9 = 5,66 3425342\* MERGEFORMAT (.)(công thức V.35, trang 12, [CITATION Ngu06 \l

Nu = 0,008 Re Pr× 0,8 × 0,25 (công thức V44a, trang 16, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]). 3435343\* MERGEFORMAT (.) tại t = 35 o C = 308 K, chuẩn số Pranlt của nước là 4,61 (bảng 2-322, [ CITATION Don \l 1033 ]) ị Nu = 0,008 49045,78ì 0,8 ì5,6555 0,25 = 69,77

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu

- Nhiệt tải của dòng nhập liệu:

Nhiệt trở của thành ống trao đổi nhiệt và lớp cặn

- Nhiệt trở của thành ống trao đổi nhiệt gây ra: với hệ số trao đổi nhiệt của thép X18H10T là l = 16,3 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

- Tổng nhiệt tải của thành ống và lớp cặn: w1 w2 w1 w2 w n

Chọn dòng hơi bão hòa đi bên trong ống phía trong

- Hệ số cấp nhiệt của dòng hơi ngưng tụ ở ống ngoài được tính theo công thức: cvii ×l ×r a = × m×D ×

Với: r là ẩn nhiệt ngưng tụ, r = 2213,83 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ kJ kg d đường kính ngoài ống trao đổi nhiệt, d = 0,1016 (m).

Dt = t h - t w1 độ. l là hệ số dẫn nhiệt của nước: l = 0,6833 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

W m độ rlà khối lượng riêng, r= 943.02553 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m m là độ nhớt của sản phẩm đỉnh, m= 2,29781×10 - 4 ổ ửữỗ ữ ỗ ữ ỗ mữ ố ứ

- Tổng nhiệt tải của hơi đốt là:

= a × - = - 0,75 nt nt h w1 w1 q t t 1651,17 119,62 t ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứW 2 m 3515351\* MERGEFORMAT (.)

Xác định nhiệt độ vách truyền nhiệt t w 1

- Theo (5.67), (5.68), (5.71), xác định t w1 , tính t w2 theo phương pháp lặp có kiểm tra sai số.

- Chọn t w1 = 114 o C , thay t 1 w1 = 114 o C vào (5.71), tính được:

- Xem tổn thất qua thành ống trao đổi nhiệt và lớp cặn không đáng kể,q nt = q w , thay t w1 = 114 o C vào (5.68): ị qnt =qw27,24 tì -( w1 tw2 ) w2 w1 w t t q

- Hệ số cấp nhiệt của dòng hơi bão hòa:

Với a 1 và a 2 là hệ số cấp nhiệt của 2 dòng lưu chất ở hai phía của thành ống truyền nhiệt gồm dòng hơi bão hòa và dòng nhập liệu ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố 2 ì ứ

Số ống trao đổi nhiệt thực tế

F 65,78 d L 0,1016 2= 109,28 (dãy ống). ị Chọn 120 dóy ống

Vậy thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu đến nhiệt độ sôi sẽ gồm 120 dãy ống dài 2 m, mỗi dãy sẽ có ống ngoài có đường kính 141,3 mm, dày 6,6 mm, ống trong có đường kính ngoài 101,6 mm, dày 5,8 mm.

Thiết bị làm nguội dòng sản phẩm đáy

Chọn thiết bị làm nguội dạng ống lồng ống, đặt nằm ngang, giải nhiệt bằng nước.

- Nhiệt độ dòng sản phẩm đáy: t W = 130,3 o C

- Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội:

- Nhiệt độ nước giải nhiệt đầu vào: t 1 = 25 o C

- Nhiệt độ nước giải nhiệt đầu ra: t 2 = 45 o C (nhiệt độ nước ở đầu ra quá cao có thể làm xảy ra các phản ứng tạo thành muối vô cơ khó tan, bám cặn gây hư hại và cản trở hoạt động của thiết bị).

- Nhiệt độ trung bình dòng sản phẩm đỉnh: t W,tb

- Nhiệt độ trung bình dòng nước giải nhiệt: t n,tb

= 35 o C. Ống trao đổi nhiệt được chế tạo bằng ống thép đúc X18H10T:

- Ống ngoài: cxi Đường kính ngoài: OD = d n1 = 219,1 (mm) = 0,2191 (m). Độ dày: WT =d n = 8,2 (mm) = 0,0082 (m) (STD). Đường kính trong: ID = d tr1

- Ống trong: Đường kính ngoài: OD =d n2

= 88,9 (mm) = 0,0889 (m). Độ dày: WT =d tr = 5,5 (mm) = 0,0055 (m) (STD). Đường kính trong: ID = d tr2 = 77,9 (mm) = 0,0779 (m).

- Theo định luật bảo tồn năng lượng: Q tỏa = Q thu Û Q D = Gnước × (C tp × - 2 C tp × 1 )

Q D = 2.465.159,30 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kJ h p,nước

J kmol K (bảng 2-153, trang 170, [ CITATION Don \l 1033 ]) tại t 1 = 25 o C = 298 K, C p,nước = 75386,65 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ì ứ

J kmol K tại t 2 = 45 o C = 318 K, C p,nước = 75235,63 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ì ứ

75235,63 318 75386,65 298046,77 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg h = 8,45 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg s

Chọn nước đi bên trong ống trao đổi nhiệt phía trong:

- Thông số của nước ở nhiệt độ trung bình t n,tb

Hệ số dẫn nhiệt l = 0,6195 (bảng 2-315, [ CITATION Don \l 1033 ]).

- Chọn vận tốc đòng chảy: v n nước 2

= 0,31 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s 3655365\* MERGEFORMAT (.) cxiii

3665366\* MERGEFORMAT (.) (công thức V.36, trang 13, [CITATION Ngu06 \l

1033 ]) ị Re = 83927,30 > 10 4 => dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chày rối. 3675367\* MERGEFORMAT (.)

18,015 0,6195 = 5,01. 3685368\* MERGEFORMAT (.)(công thức V.35, trang 12, [CITATION Ngu06 \l 1033 ])

Nu = 0,008 Re Pr× 0,8 × 0,25 (công thức V44a, trang 16, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]). tại t = 35 o C = 308 K, chuẩn số Pranlt của nước là 4,61 (bảng 2-322, [ CITATION Don \l 1033 ]) ị Nu = 0,008 83927,30ì 0,8 ì5,005 0,25 = 104,01

Hệ số cấp nhiệt của nước

- Ta có công thức: Nu a × l d (công thức 2.112, trang 180,[ CITATION Ngu \l

Nhiệt trở của thành ống trao đổi nhiệt và lớp cặn

Chọn dòng sản phẩm đáy đi bên trong ống phía ngoài

- Suất lượng dòng sản phẩm đáy là W= 4723,29 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg h = 1,31 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứ kg s

- Thông số của sản phẩm đáy tại nhiệt độ trung bình: t W,tb

= 75,45 o C l là hệ số dẫn nhiệt của sản phẩm đáy l = 0,11732 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ì ứ

W m độ (bảng 2-315, [ CITATION Don \l 1033 ]). r là khối lượng riêng, r= 1046,8815 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng 2-32, [ CITATION Don \l 1033 ]). m là độ nhớt của sản phẩm đáy, m= 4,5178 ×10 - 4 ổ ửữỗ ữ ỗ ữ ỗ mữ ố ứ

Cp là nhiệt dung riêng của sản phẩm đáy: 169453,75 ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ì ứ

- Vận tốc dòng chảy là: v W = r ×p×

4 = 0,263 ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗố ứm s 5372\* MERGEFORMAT (.)

3735373\* MERGEFORMAT (.) ị Re = 47474,864> 10 4 => dũng chảy trong ống trao đổi nhiệt là chày rối.

3755375\* MERGEFORMAT (.)(công thức V.35, trang 12, [CITATION Ngu06 \l

3765376\* MERGEFORMAT (.) (công thức V44a, trang 16, [CITATION Ngu06 \l

Hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đáy

Với: a 1 và a 2 là hệ số cấp nhiệt của 2 dòng lưu chất ở hai phía của thành ống truyền nhiệt gồm nước giải nhiệt và dòng hơi sản phẩm đỉnh ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗ ữ ố 2 ì ứ

Diện tích trao đổi nhiệt

Vậy thiết bị làm nguội dòng sản phẩm đáy sẽ gồm 200 dãy ống dài 5 m, mỗi dãy sẽ có ống ngoài có đường kính 219,1 mm, dày 8,2 mm, ống trong có đường kính ngoài 88,9 mm, dày 5,5 mm.

Nồi đun gia nhiệt sản phẩm gia nhiệt sản phẩm đáy

Suất lượng hơi nước cần dùng

Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho đáy tháp: d =

Suất lượng hơi nước cần dùng:

Xác định bề mặt truyền nhiệt

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

K: hệ số truyền nhiệt, ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ì ứ

: nhiệt độ trung bình logarit, K.

- Xác định ∆ t log chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều nên.

V log sN 1 sN F o sN F sN F

- Xác định hệ số truyền nhiệt:

Trong đó: a w : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy, ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ì ứ

: hệ số cấp nhiệt của hơi nước, ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ì ứ

W m K ồ r t :nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn, ổ ì ữử ỗ ữ ỗ ữữ ỗố ứ m K2

- Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: a = = - - -

Với A là hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lí nước theo nhiệt độ (trang 120, [ CITATION Ngu \l 1033 ])

- Nhiệt tải phía hơi nước

- Nhiệt tải qua thành ống và lớp cặn:

Trong đó: t w2là nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (ngoài ống nhỏ) ( o C).

Hệ số dẫn nhiệt của thộp X18H10T: l = t 16,3 ổ ỗ ỗ ỗố m K W ì ử ữ ữ ữ ứ (bảng I.125, trang 127, [CITATION Bin06 \l 1033 ]) cxxi

Nhiệt trở trung bình lớp cặn trong ống r c = 1

- Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (công thức V.89, trang 24, [CITATION Ngu06 \ l 1033 ])

Nhiệt độ sôi trung bình của dòng sản phẩm ở ngoài ống:

Tại nhiệt độ sôi trung bình thì, khối lượng riêng của pha hơi trong dòng sản phẩm ở ngoài ống: r× × r = = × + h HW s

Tra cứu các thông số sau tại t s 9,46 C o của [CITATION Bin06 \l 1033 ]

- Khối lượng riờng r = 970,43 ổ ử ỗ ỗỗố ứkg 3 ữ ữ ữ m (bảng I.2, trang 9).

- Độ nhớt m= 0,00037 ổ ỗ ỗỗố ìữ 2 ử ữ ữứ

- Hệ số dẫn nhiệt l = 0,13 ổ ỗ ỗ ỗố ì ử ữ ữ ữ ứ

- Sức căng bề mặt s = 0,0074 ổ ử ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứmN ữ (bảng I.242, trang 300).

- Nhiệt hóa hơi r 339928,97 = ổ ửữ ỗ ữỗ ữ ỗ ữố ứ

Vậy suy ra a =1,77 q× 0,7 w w ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố 2 ì ứ

- Nhiệt tải phía sản phẩm đáy

Vậy q w = 0,3 1,77 (t × w2 - 129,46) ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứW 2 m 4005400\* MERGEFORMAT (.) cxxiii

Khi đó nhiệt độ trung bình

Xem nhiệt tải mất mỏt là khụng đỏng kể q t = q N = 16069,50 ổ ử ỗ ỗ ỗố ứ m W 2 ữ ữ ữ

- Bề mặt truyền nhiệt trung bình (lấy dư 10%):

Chọn số ống truyền nhiệt n = 37 ống

Chiều dài ống truyền nhiệt: ¢= × p× ×

Thiết bị nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt vỏ ống có n = 37 ống và L = 1 (m). Ống được bố trí theo hình lục giác đều (công thức V.139, trang 48, [CITATION Ngu06 \l 1033 ]). cxxv

Số ống trên một cạnh của hình 6 cạnh ngoài cùng:

Số ống trên đường chéo của hình 6 cạnh:

4095409\* MERGEFORMAT (.) Đường kính thiết bị trao đổi nhiệt (công thức V.140 trang 49 của [CITATION Ngu06 \ l 1033 ])

Chọn đường kính thiết bị trao đổi nhiệt là 0,5 m,

Bồn cao vị

5.6.1.1 Tổn thất đường ống dẫn đoạn qua thiết bị đun sôi nhập liệu:

- Chọn đường kính ống nhập liệu từ bồn cao vị đến thiết bị gia nhiệt là: Đường kính ngoài: 89 (mm) = 0,089 (m). Độ dày: d = tr 4,5 (mm) 0,0045 = (m) Đường kính trong: d tr = 80 (mm) 0,08 (m) =

. Độ nhám của ống là e= 0,2 (mm) (trang 381, [CITATION Ngu06 \l 1033 ] tra theo chất ít ăn mòn.

- Chọn chiều dài đường ống từ bồn cao vị đến thiết bị trao đổi nhiệt là 15m.

- Nhiệt độ tại t¢= F 30 C o ta tra các thông số sau ở tài liệu tham khảo [CITATION Bin06 \l 1033 ]. Độ nhớt m = Â F 0,00066 ổ ỗ ỗ ỗố N s m ìữ 2 ử ữ ữ ứ (bảng I.101, trang 92).

Khối lượng riêng r 53,23¢ ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng I.2, trang 9 của [CITATION Bin06 \l

Hệ số ma sát trong đường ống :

Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống dẫn: × ×

Chuẩn số Reynolds nhám (công thức II.62, trang 379, của [CITATION Bin06 \l

Ta thấy Regh < Ref < Ren khu vực quá độ là khu vực nằm giữa nhẵn thủy lực và khu vực nhám

0,2 0,0025 d 80 nằm trong khoảng 0,00008 đến 0,0125 nên:

Theo công thức II.64, trang 380, của [CITATION Bin06 \l 1033 ]: l = × × +e 0,25 = × × + 0,25 tr

Ta có khúc uốn cong (tài liệu tham khảo [CITATION Bin06 \l 1033 ] trang 393) ta chọn có góc uốn o , với bán kính R với tr

4165416\* MERGEFORMAT (.) Đường ống có tổng cộng 2 vị trí uốn nên x= 0,3

Ta xét tại van: Chọn vật liệu chuẩn với độ mở hoàn toàn x= 4 (trang 397, của [CITATION Bin06 \l 1033 ]), Đường ống có 1 van nên x= × = 1 4 4

4185418\* MERGEFORMAT (.) Đột thu ([CITATION Ngu06 \l 1033 ], trang 388, bảng II.16)

Có 1 chỗ đột thu nên x= 0

4205420\* MERGEFORMAT (.) Đột mở ([CITATION Ngu06 \l 1033 ], trang 387, bảng II.16)

Có 1 chỗ đột mở nên x= 0,045

Tổn thất đường ống dẫn

5.6.1.2 Tổn thất dung dịch khi đi qua thiết bị trao đổi nhiệt:

- Chọn đường kính ống trong thiết bị gia nhiệt với thông số như sau: Đường kính ngoài: d n2 = 101,6(mm) = 0,1016 (m). Độ dày: d = tr 5,8 (mm)= 0,58 (m) Đường kính trong: d tr2 = 90(mm) = 0,09 (m). cxxix Độ nhám của ống là e= 0,2(mm) (trang 381, của [CITATION Ngu06 \l 1033 ] tra theo chất ít ăn mòn).

- Chọn chiều dài đường ống trong thiết bị trao đổi nhiệt là 4 m.

- Nhiệt độ tại t tb h,5 C o ta tra các thông số sau ở tài liệu tham khảo [CITATION Bin06 \l 1033 ]. Độ nhớt m = Â F 0,00043 ổ ỗ ỗ ỗố N s m ìữ 2 ử ữ ữ ứ (bảng I.101, trang 92).

Khối lượng riêng r 10,73¢ ổ ửữ ỗ ữ ỗ ữ ỗố ứkg 3 m (bảng I.2, trang 9).

- Hệ số ma sát trong đường ống :

Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống dẫn: × ×

Chuẩn số Reynolds dòng nhập liệu trong ống dẫn: × ×r × ×

Chuẩn số Reynolds giới hạn (công thức II.60 trang 378 của [CITATION Bin06 \l 1033]) ổ ửữ ổ ửỗ ữ

Chuẩn số Reynolds nhám (công thức II.62, trang 379, [CITATION Bin06 \l 1033 ]) ổ ửữ ổ ửỗ ữ

Ta thấyRe gh

Tiêu đề	Thiết Kế Hệ Thống Chưng Cất Hỗn Hợp Acetone – Chlorobenzene Sử Dụng Tháp Mâm Chóp
Tác giả	Từ Trung Đan, Trần Quốc Huy
Người hướng dẫn	TS. Hồ Phương, TS. Huỳnh Nguyễn Anh Tuấn
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Tp. Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công Nghệ Hóa Học
Thể loại	Đồ Án Môn Học
Năm xuất bản	2023
Thành phố	Thành Phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	164
Dung lượng	3,88 MB