đề tài thiết kế hệ thống chưng cất tháp mâm xuyên lỗ cho hệ acetone benzene

TỔNG QUAN

Giới thiệu đồ án

Thiết kế tháp mâm xuyên lỗ hoạt động liên tục để chưng cất hỗn hợp Acetone - Benzene ở áp suất thường với yêu cầu công nghệ như sau:

 Năng suất nguyên liệu: 4500 kg/h

 Nồng độ đầu nhập liệu (theo tỉ lệ Acetone): 35% mol/mol

 Nồng độ sản phẩm đỉnh (theo tỉ lệ Acetone): 85% mol/mol

 Tỷ lệ thu hồi Acetone là 95%

Tổng quan về Acetone-Benzene

Acetone 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.

 Công thức cấu tạo: CH3COCH3

 Khối lượng riêng xét tại 20 o C: 791 kg/m 3 (tài liệu tham khảo [2] trang 9)

 Độ nhớt xét tại 20 o C: 0,322.10 3 N.s/m 2 (tài liệu tham khảo [2] trang 91)

Tương tự như andehyde, Acetone tham gia phản ứng cộng hydro(H2), natri hydro sulfite(NaHSO3), nhưng khác ở chỗ không bị oxi hóa bởi dung dịch AgNO3(không tráng gương) và Cu(OH)2 nhưng khi gặp các chất oxh mạnh như KMnO4/ H2SO4;

K2Cr2O7/ H2SO4, … thì aceton có thể bị cắt mạch cacbon cạnh nhóm cacbonyl để tạo axit hữu cơ.

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

Acetone 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, nitroxenluloz, nhựa phenol fomandehyt, 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 ceten, sumfomat (thuốc ngủ), các holofom.

Benzene là một hợp chất hữu cơ mạch vòng có công thức hóa học C6H6.Benzene là một hydrocarbon thơm, trong điều kiện thường là một chất lỏng không màu, mùi dịu ngọt, dễ chịu, dễ cháy Benzen không phân cực,vì vậy tan tốt trong các dung môi hữu cơ không phân cực và tan rất ít trong nước.

 Khối lượng phân tử: 78,11 g/mol

CH4 được đưa lên nhiệt độ 1500 O C sau đó làm lạnh nhanh tạo C2H2 Từ C2H2 thực hiện phản ứng tam hợp ở 600 O C

CH4  C2H2  C6H6 Đi từ khí thiên nhiên: Thu hồi bằng phương pháp chưng cất than đá hay dầu mỡ Đóng vòng và đề hydro hóa ankane ở nhiệt độ cao có xúc tác Cr2O3 hoặc các kim loại Pt

Dùng điều chế nitrobenzene, anilin, tổng hợp phẩm nhuộm, dược phẩm,…Clobenzen là dung môi tổng hợp DDT, hexacloaran (thuốc trừ sâu), stirene (monome để tổng hợp chất dẻo) và nhiều sản phẩm quan trọng khác,…

Benzene còn dùng làm dung môi, sản xuất dược liệu trong y học, dược học Ngay tờ báo bạn đang cầm trên tay cũng có sự hiện diện của Benzen.

Bảng 1 1.Thành phần cân bằng lỏng hơi hệ Acetone-Benzene (Theo IX.2a/146,[2]) x 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y 0 14 24,3 40 51,2 59,4 65,5 73 79,5 86,3 93,2 100 t 80,1 78,3 76,4 72,8 69,6 66,7 64,3 62,4 60,7 59,6 58,8 56,1

Hình 1 1 Đồ thị cân bằng hệ Acetone-Benzen

ACETONE-BENZENE x- phân mol acetone trong pha lỏng y- p h â n m o l a ce to n e t ro n g p h a h ơ i

Tổng quan về chưng cất và thiết bị chưng cất

Chưng cất là quá trình dùng để tách các cấu tử của cùng một hỗn hợp lỏng cũng như hỗn hợp khí - lỏng thành các cấu tử riêng biệt dựa vào độ bay hơi khác nhau của các cấu tử trong hỗn hợp (nghĩa là khi ở cùng một nhiệt độ, áp suất hơi bão hòa của các cấu tử khác nhau) Được lặp đi lặp lại nhiều lần quá trình bay hơi - ngưng tụ Trong đó vật chất đi từ pha lỏng vào pha hơi hoặc ngược lại.

Khác với cô đặc, chưng cất là quá trình trong đó cả dung môi và chất lỏng hòa tan đều bay hơi, còn cô đặc là quá trình trong đó chỉ có dung môi bay hơi.

Khi chưng cất, ta thu được nhiều sản phẩm và thường thì bao nhiêu cấu tử sẽ thu được bấy nhiêu sản phẩm.

Khi chưng cất ta thu được nhiều cấu tử và thường có bao nhiêu cấu tử sẽ thu được bấy nhiêu sản phẩm Nếu xét hệ đơn giản chỉ có 2 hệ cấu tử thì ta thu được 2 sản phẩm: Sản phẩm đỉnh chủ yếu gồm cấu tử có áp suất hơi bão hòa lớn (nhiệt độ sôi nhỏ), sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có áp suất hơi bão hòa nhỏ (nhiệt độ sôi lớn).

1.3.2 Các phương pháp chưng cất

Dùng để tách các hỗn hợp gồm các cấu tử có độ bay hơi rất khác nhau Phương pháp này thường dùng để tách sơ bộ hoặc làm sạch các cấu tử khỏi tạp chất.

1.3.2.2 Chưng bằng hơi nước trực tiếp

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 là phương pháp phổ biến nhất dùng để tách hoàn toàn hỗn hợp các cấu tử dễ bay hơi có tính chất hòa tan một phần hoặc hòa tan hoàn toàn vào nhau Ngoài ra trong trường hợp các cấu tử của hỗn hợp dễ bị phân hủy ở nhiệt độ cao hoặc hỗn hợp có nhiệt độ sôi quá cao chưng cất được thực hiện ở áp suất thấp Nếu các cấu tử của hỗn hợp không hóa lỏng ở áp suất thường, chưng cất được thực hiện ở áp suất cao

1.3.2.4 Phương pháp cấp nhiệt ở đáy tháp

Sử dụng hơi nước để cấp nhiệt trực tiếp cho đáy tháp: Khi chưng cất hỗn hợp nhập liệu thu được nước ở đáy tháp chưng cất, cấu tử còn lại dễ bay hơi thì ta có thể sử dụng hơi nước để cấp nhiệt trực tiếp cho đáy tháp.

Sử dụng nồi đun để cấp nhiệt cho tháp chưng cất: Nồi đun cho tháp chưng cất là thiết bị trao đổi nhiệt được đặt ở đáy tháp, để cung cấp nhiệt cho hệ thống Có các loại nồi đun cho tháp chưng cất:

 Thiết bị trao đổi nhiệt loại hai vỏ: Dùng cho tháp chưng cất năng suất nhỏ.

 Thiết bị trao đổi nhiệt dạng ốm chùm: Nồi đun đặt ngoài Chất tải nhiệt nóng đi trong ống, hơi đi vào tháp cân bằng với dòng sản phẩm đáy, do đó nồi đun được xem làm một mâm lý thuyết Dùng cho tháp chưng cất năng suất cao

 Thiết bị trao đổi nhiệt đặt đứng Chất tải nhiệt đi ngoài ống, bốc hơi hoàn toàn phần lỏng đi vào nồi đun Do đó, hơi có cùng thành phần với dòng sản phẩm đáy

 Thiết bị trao đổi nhiệt nhận dòng lỏng từ mâm đáy và nó chỉ bốc hơi một phần. 1.3.3 Các thiết bị chưng cất

Trong sản xuất thường dùng nhiều loại thiết bị khác nhau để tiến hành chưng cất Tuy nhiên yêu cầu cơ bản chung của các thiết bị vẫn giống nhau là diện tích bề mặt tiếp xúc pha phải lớn, điều này phụ thuộc vào mức độ phân tán của một lưu chất này vào lưu chất kia Nếu pha khí phân tán vào pha lỏng ta có các loại tháp mâm, nếu pha lỏng phân tán vào pha khí thì ta có tháp chêm., tháp phun,…

 Tháp mâm: Thân tháp hình trụ, thẳng đứng phía trong có gắn các mâm có cấu tạo khác nhau, trên đó pha lỏng và pha hơi được cho tiếp xúc với nhau Tuỳ theo cấu tạo của đĩa, ta có:

+ Tháp mâm chóp: Trên mâm bố trí có chóp dạng tròn, xupap, chữ S….

+ Tháp mâm xuyên lỗ: Trên mâm có nhiều lỗ hay rãnh

 Tháp chêm (tháp đệm): Tháp hình trụ, gồm nhiều bậc nối tiếp nhau bằng mặt bích hay hàn.Vật chêm được cho vào tháp theo một trong hai phương pháp sau: Xếp ngẫu nhiên hay xếp thứ tự.

Tháp chêm Tháp mâm xuyên lỗ Tháp mâm chóp Ưu điểm

 Cấu tạo khá đơn giản

 Trở lực thấp hơn tháp chóp

 Ít tốn kim loại hơn tháp chóp.

 Hiệu suất cao truyền khối cao, ổn định.

 Ít tiêu hao năng lượng hơn nên có ít số mâm hơn.

 Hiệu suất thấp, kém ổn định.

 Khó chế tạo được kích thước lớn, quy mô công nghiệp.

 Khó kiểm soát quá trình chưng cất theo không gian tháp.

 Kết cấu khá phức tạp

 Tiêu tốn nhiều vật tư, kết cấu phức tạp

Bảng 1 2 So sánh ưu nhược điểm của các loại tháp

Từ các ưu nhược điểm trên Ta nhận thấy, tháp chưng cất mâm xuyên lỗ phù hợp để phân tách hệ Acetone – Benzene Ngoài ra, chọn tháp mâm xuyên lỗ và tiến hành tính toán thiết kế cho đồ án vì tháp mâm xuyên lỗ thích hợp cho thiết bị hoạt động dài lâu và độ ổn định cao.

QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ

Thuyết minh quy trình công nghệ

Hỗn hợp Acetone – Benzene có nồng độ nhập liệu Acetone 35% theo số mol, nhiệt độ khoảng 25 0 C tại bình chứa nguyên liệu (1) được bơm (2) bơm lên bồn cao vị (3) Sau đó hỗn hợp được gia nhiệt ở thiết bị ngưng tụ (4) rồi chuyển vào đun sôi đến nhiệt độ sôi trong thiết bị gia nhiệt (5), hỗn hợp được đưa vào tháp chưng cất (6) ở đĩa nhập liệu.

Trong đĩa nhập liệu, chất lỏng được trộn với phần lỏng từ đoạn luyện của tháp chảy xuống Trong tháp, hơi đi từ dưới lên gặp chất lỏng đi từ trên xuống Ở đây, có sự tiếp xúc và trao đổi giửa hai pha với nhau Pha lỏng chuyển động trong phần chưng cất càng xuống dưới càng giảm nồng độ các cấu tử dễ bay hơi vì đã bị pha hơi tạo nên từ nồi đun (7) lôi cuốn cấu tử dễ bay hơi Nhiệt độ càng lên trên càng thấp nên khi hơi đi qua các đĩa từ dưới lên thì cấu tử có nhiệt độ sôi cao là Benzene sẽ ngưng tụ lại, cuối cùng trên đỉnh tháp ta thu được hỗn hợp có cấu tử Acetone chiếm nhiều nhất (có nồng độ đỉnh là 95% mol Acetone) Hơi này đi vào thiếp bị ngưng tụ (8) và được ngưng tụ hoàn toàn Một phần chất lỏng ngưng tụ được làm nguội đến 35 0 C, rồi đưa về bình chứa sản phẩm đỉnh Phần còn lại được hoàn lưu về tháp ở đĩa trên cùng.

Một phần cấu tử có nhiệt độ sôi thấp được bốc hơi, còn lại cấu tử có nhiệt độ sôi cao trong chất lỏng ngày càng tăng Cuối cùng, ở đáy tháp ta thu được hỗn hợp lỏng hầu hết là các cấu tử khó bay hơi (Benzene) Hỗn hợp lỏng ở đáy tháp có nồng độ Acetone là 0,49 % mol Acetone, còn lại là Benzene Dung dịch lỏng ở đáy tháp đi vào nồi đun(7) Trong thiết bị trao đổi nhiệt dung dịch lỏng một phần sẽ bốc hơi cung cấp lại cho tháp để làm việc liên tục, phần còn lại ra khỏi thiết bị vào thiết bị làm nguội sản phẩm đáy (4) Sau đó, được đưa vào bồn chứa sản phẩm đáy (13) Tỷ lệ thu hồi Acetone là 95%.

Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đỉnh là Acetone Sản phẩm đáy là nước sau khi trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu được thải bỏ ớ nhiệt độ 60 0 C.

TÍNH TOÁN CÂN BẰNG VẬT CHẤT VÀ NĂNG LƯỢNG

Các thông số đầu vào

Chọn loại tháp là tháp mâm xuyên lỗ Thiết bị hoạt động liên tục.

Dung dịch có cấu tử dễ bay hơi là Acetone, cấu tử ít bay hơi là Benzene.

Các thông số đầu vào:

 Năng suất nhập liệu F E00 kg/h

 Nồng độ nhập liệu (tính theo Acetone): xF = 0,35 (mol/mol)

 Nồng độ sản phẩm đỉnh (tính theo Acetone): xD = 0,85 (mol/mol)

 Tỉ lệ thu hồi Acetone : 0,95

Chọn các thông số khác:

 Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội: t’D = 30 0 C

 Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt: t’W = 60 0 C

 Trạng thái nhập liệu lỏng sôi ở áp suất thường.

 Khối lượng riêng của Benzene: 0,8786 g/cm 3

 Khối lượng riêng của Acetone: 784,5 kg/m 3

 Khối lượng phân tử Benzene: 78

 Khối lượng phân tử Acetone: 58

Cân bằng vật chất

3.2.1 Xác định suất lượng sản phẩm đỉnh và đáy

Phương trình cân bằng vật chất và năng lượng cho toàn tháp: F = D + W (3.1) Đối với cấu tử dễ bay hơi (Acetone): F.xF = D.xD + W.xW (3.2)

Với xF = 0,35 (mol/mol), suy ra phần khối lượng dòng nhập liệu:

0, 29( / ) (1 ) 0,35.58 (1 0,35).78 x MF A xF x MF A xF MB kg kg

Khối lượng phân tử trung bình dòng nhập liệu:

MF  xF   xF  kg kmol

Với xD = 0,85 (mol/mol), suy ra phần khối lượng dòng sản phẩm đỉnh:

0,81( / ) (1 ) 0,85.58 (1 0,85).78 x MD A xD x MD A xD MB kg kg

Khối lượng phân tử trung bình dòng sản phẩm đỉnh:

MD  xD  xD  kg kmol

Tỷ lệ thu hồi Acetone là 95%, ta có:

Giải hệ phương trình (3.1) và (3.2) ta có:

Với: xW = 0,0224(mol/mol), suy ra phần khối lượng dòng sản phẩm đáy:

0,0168( / ) (1 ) 0,0224.58 (1 0, 0224).78 xW MA xW xW MA xW MB kg kg

Khối lượng phân tử trung bình dòng sản phẩm đỉnh:

MW  xW   xW  kg kmol

Các số liệu tính toán được tổng hợp ở bảng 3 như sau:

Bảng 3 1 Suất lượng nhập liệu, đỉnh, đáy

Năng suất nguyên liệu (kg/h)

Phân tử lượng trung bình Mtb (kg/ kmol)

Phân khối lượng (kg/kg)

3.2.2 Xác định chỉ số hoàn lưu thích hợp

3.2.2.1 Xác định tỷ số hoàn lưu tối thiểu

Tỷ số hoàn lưu tối thiểu là tỷ số hoàn lưu ứng với lượng hoàn lưu nhỏ nhất mà có thể đảm bảo được năng suất và hiệu suất của thiết bị lí tưởng

Với hệ Acetone-Benzene, đường cân bằng có khoảng lõm, nên ta xác định Rmin bằng cách:

 Từ điểm (xD;xD), vẽ đường tiếp tuyến với đường cân bằng.

R min là giá trị tung độ của giao điểm giữa trục tung và đường tiếp tuyến.

ACETONE-BENZENE x- phân mol acetone trong pha lỏng y- p h â n m o l a ce to n e t ro n g p h a h ơ i

Hình 3 1 Đồ thị xác định tỷ số hoàn lưu

Từ đồ thị ta thấy giao điểm giữa tiếp tuyến và trục tung có tung độ ≈ 0.30

Chỉ số hồi lưu tối thiểu của tháp chưng cất:

Trong đó: yF * là nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong pha hơi cân bằng với nồng độ trong pha lỏng xF của hỗn hợp ban đầu.

Dựa vào đồ thị cân bằng lỏng hơi ta có: xF = 0,35 mol/mol => y F ¿ = 0,553 (mol/mol)

3.2.2.2 Xác định tỷ số hoàn lưu thích hợp

Ta có: R  1,3 R min  0,3 (Công thức IX.25b/159, [2])

Chỉ số hoàn lưu thích hợp tính gần đúng:

Kiểm tra lại điều kiện: R = 2,2= 1,5.Rmin (Thỏa mãn điều kiện trên) 3.2.3 Phương trình đường làm việc

Phương trình đoạn cất có dạng:

Phương trình dạng chưng có dạng:

3.2.4 Xác định số mâm lý thuyết và mâm thực tế

3.2.4.1 Xác định số mâm lý thuyết

Acetone- Benzene x- phân mol acetone trong pha lỏng y- p h â n m o l a ce to n e t ro ng p h a h ơ i

Hình 3 2 Đồ thị xác định số mâm lý thuyết hệ Acetone – Benzene

Từ đồ thị ta có 17 mâm lý thuyết, trong đó:

 10 mâm cất (kể cả mâm nhập liệu)

3.2.4.2 Xác định số mâm thực tế

Có nhiều phương pháp xác định số mâm thực tế của tháp, ngoại trừ các ảnh hưởng của thiết kế cơ khí tháp thì ta có thể xác định số mâm thực tế dựa vào hiệu suất trung bình:

+ Ntt – số đĩa thực tế

+ Nlt - số đĩa lý thuyết

+ 𝜂tb – hiệu suất trung bình của thiết bị

Trong trường hợp này ta tính:

Với 𝜂D, 𝜂F , 𝜂W - lần lượt là hiệu suất ở đĩa trên cùng, hiệu suất ở đĩa nhập liệu và hiệu suất ở đĩa dưới cùng. Độ bay hơi tương đối của cấu tử dễ bay hơi:

+ x - phần mol của acetone trong pha lỏng

+ y* - phần mol của acetone trong pha hơi cân bằng với pha lỏng

Xác định η F , xét tại mâm nhập liệu ta có:

Với xF = 0,35 ; tra đồ thị cân bằng của hệ, ta có: y F ¿ = 0,533 ; tF = 68,15 0 C Suy ra:

Từ tF = 68,15 0 C, tra bảng I.101/91 [1], ta có:

 Độ nhớt Benzene 𝜇𝐵 =0,3598.10  3N.s/m2 Độ nhớt của hỗn hợp:

Xác định η W , xét tại mâm nhập đáy ta có:

Với xW = 0,0224 tra đồ thị cân bằng của hệ, ta có: y W ¿= 0,0627, tW = 79,29 0 C

Từ tW = 79,29 0 C, tra bảng I.101 [1], ta có:

 Độ nhớt Benzene 𝜇𝐵 =0,3186.10  3N.s/m2 Độ nhớt của hỗn hợp:

Xác định η D , xét tại mâm nhập đỉnh ta có:

Với xD = 0,85 tra đồ thị cân bằng của hệ, ta có: y D ¿= 0,8975 , tD = 59,2 0 C

Từ tD = 59,2 0 C, tra bảng I.101/91 [1] ta có:

 Độ nhớt Benzene 𝜇𝐵 =0,3937.10  3N.s/m2 Độ nhớt của hỗn hợp:

Hiệu suất trung bình của tháp:

Vậy số mâm thực tế là:

Như vậy, thực tế có 30 mâm, trong đó:

Cân bằng năng lượng

1 – Đoạn chưng; 2 – Thiết bị đun nóng; 3 – Đoạn luyện; 4 – Bồn cao vị

5 – Thiết bị ngưng tụ hồi lưu;

Hình 3 3 Sơ đồ thiết bị chưng luyện

7 – Bồn chưa sản phẩm đỉnh;

8 – Bồn chứa sản phẩm đáy;

3.3.1 Cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện

Cân bằng nhiệt lượng trao đổi toàn tháp là:

3.3.1.1 Nhiệt lượng do dòng nhập liệu mang vào tháp

Nhiệt lượng dòng nhập liệu mang vào tháp là:

Tại nhiệt độ dòng nhập liệu t F h,15 0 C, ta có công thức tính nhiệt dung riêng cùa hỗn hợp:

CpF x CF pA  xF CpB

Tạit F h,15 0 C, tra bảng I.154/171 [1], ta có:

 C pA  2331, 488( / J kg do ) 2,331(  kJ kg do / )

 C pB  1972, 788( / J kg do ) 1,973(  kJ kg do / )

CpF x CF pA xF CpB kJ kg do

Vậy nhiệt lượng dòng nhập liệu mang vào tháp là:

3.3.1.2 Nhiệt lượng do dòng hồi lưu mang vào tháp

Tại t D Y,2 0 C, ta có công thức tính nhiệt dung riêng cùa hỗn hợp:

Tạit D Y,2 0 C, tra bảng I.154/171 [1], ta có:

 CpA2302, 4( / ) 2,302(J kg do  kJ kg do/ )

 CpB 1925,8( / ) 1,926(J kg do  kJ kg do/ )

CpR x CD pA xD CpB kJ kg do

Do dó ta có nhiệt lượng dòng hồi lưu mang vào tháp là:

3.3.1.3 Nhiệt lượng do dòng sản phẩm đỉnh mang ra khỏi tháp

Tại t D Y,2 0 C, ta có công thức tính nhiệt lượng riêng cùa hỗn hợp hơi:

CpA J kg do kJ kg do

CpB J kg do kJ kg do

97, 63( / ) 408,757( / ) r A kCal kg kJ kg r B kCal kg kJ kg

Vậy nhiệt lượng dòng sản phẩm đỉnh mang ra khỏi tháp là:

3.3.1.4 Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra khỏi tháp

Tại t W y,29 0 C, tra bảng I.154/171 [1], ta có:

 C pA  2367,7( / J kg do ) 2,37(  kJ kg do / )

 C pB  2031,3( / J kg do ) 2,03(  kJ kg do / )

CpW x CW A xW CB kJ kg do

Vậy nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra khỏi tháp:

3.3.1.5 Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra Q ng2

Ta lấy sản phẩm là hơi lỏng sôi (không lấy hơi lỏng nguội) nên Qng2 = 0

Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào tháp

QD2 QDQW Qxq QF  QR

Ta chọn: Q xq  0,05 Q D 2 (Công thức IX.162/198, [3])

QD QD Q QF QR kJ h

Mặc khác theo công thức IX.157/197 [1], ta có:

Chọn hơi đốt là hơi nước bão hòa tại áp suất: p = 2 (at)

Tra bảng I.251/314 [1], có các giá trị sau:

 Ẩn nhiệt hóa hơi: r = r2 = 2208 (kJ/kg)

Tra bảng I.148/166 [1], ta có nhiệt dung riêng của nước tại áp suất p = 2 (at):

C2 kCal kg do  kJ kg do

Do đó ta có lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi dung dịch trong đáy tháp là:

3.3.1.6 Nhiệt lượng của dòng hồi lưu mang vào tháp

Ta chọn: Qxq 0, 05 QD2 0,05.2934,974.103146, 49.10 (3 kJ h/ )

3.3.2 Cân bằng năng lượng cho các thiết bị truyền nhiệt

3.3.2.1 Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị ngưng tụ

Chọn ngưng tụ hoàn toàn thì ta có (Công thức IX.165/198[3]):

Tại tD = 59,2 o C, tra bảng I.212/254 [1], ta có:

 rB = 97,63 kcal/kg = 408,757 kJ/kg

 rA = 124,16 kcal/kg = 519,833 kJ/kg

Suy ra: rD = x ´ D rA + (1 - x ´ D ) rB = 0,81.519,833+(1 – 0,81).408,757 = 498,728 kJ/kg

Chọn nhiệt độ vào của nước lạnh là: t1 = 25 o

Chọn nhiệt độ ra của nước lạnh là: t2 = 40 o C

Nhiệt dung riêng của nước làm lạnh ở nhiệt độ trung bình:

Nhiệt dung riêng của nước ở nhiệt độ trung bình Cn = 4176,9 (J/Kg.độ )

Lượng nước lạnh tiếu tốn là:

Nhiệt lượng để thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là:

3.3.2.2 Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Vì dòng sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ hoàn toàn trong thiết bị ngưng tụ nên ta có công thức IX.167/198 [2]

Nhiệt độ sản phẩm đỉnh vào thiết bị làm nguội bằng nhiệt độ sản phẩm đỉnh ra khỏi thiết bị ngưng tụ, mà như ta đã chọn ở trên là: t’1 = tD = 59,2 o C

Chọn nhiệt độ ra của sản phẩm đỉnh ra khỏi thiết bị làm lạnh là: t’2 = 35 o C

Nhiệt dung riêng của dòng nóng ở nhiệt độ trung bình:

Tại t’tb = 47,1 o C tra bảng I.153/171 [1], ta có:

Chọn nhiệt độ vào của nước lạnh là t1 = 25 o C

Chọn nhiệt độ ra của nước lạnh là t2 = 40 o C

Nhiệt độ trung bình của nước làm lạnh:

Tại ttb = 32,5 o C, tra bảng I.249/310 [1] ở p = 1 (at) ta có giá trị nhiệt dung riêng của nước làm lạnh là: Cn = 4,176 (kJ/kg.độ)

Vậy nhiệt lượng cung cấp cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là:

Lượng nước lạnh cần dùng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh:

3.3.2.3 Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị làm nguội sản phẩm đáy

Vì dòng sản phẩm đáy đã ngưng tụ hoàn toàn trong thiết bị chưng cất nên ta có công thức IX.167/198 [2]

Nhiệt độ sản phẩm đáy vào thiết bị làm nguội bằng nhiệt độ sản phẩm đáy ra khỏi thiết

Chọn nhiệt độ ra của sản phẩm đỉnh ra khỏi thiết bị làm lạnh là: t’2 = 35 o C

Nhiệt dung riêng của dòng nóng ở nhiệt độ trung bình:

Tại t’tb = 57,145 o C tra bảng I.153/171 [1], ta có:

Chọn nhiệt độ vào của nước lạnh là t1 = 30 o C

Chọn nhiệt độ ra của nước lạnh là t2 = 40 o C

Nhiệt độ trung bình của nước làm lạnh:

Tại ttb = 35 o C, tra bảng I.249/310 [1] ở p = 1 (at) ta có giá trị nhiệt dung riêng của nước làm lạnh là: Cn = 4,176 (kJ/kg.độ)

Vậy nhiệt lượng cung cấp cho thiết bị làm nguội sản phẩm đáy là:

Lượng nước làm lạnh cần cung cấp cho thiết bị làm nguội sản phẩm đáy là

3.3.2.4 Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị đun sôi dòng nhập liệu

Từ công thức IX.149/196[2], ta có:

QD Qf QF Qng Qxq kJ h

Ta có Q ng 1  Q D 1 và Q xq 1  0,05 Q D 1

Nhiệt lượng do dòng nhập liệu ban đầu mang vào thiết bị gia nhiệt là:

Chọn t f 0℃, tra bảng I.154/171 [1], ta có:

 CA = 2210 (J/kg.độ) = 2,21 (kJ/kg.độ)

 CB = 1777,5 (J/kg.độ) = 1,778 (kJ/kg.độ)

Cf C xA F CB xF kJ kg do

Nhiệt lượng do dòng nhập liệu ban đầu mang vào thiết bị gia nhiệt là:

Ta có nhiệt độ dòng nhập liệu ra khỏi thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu bằng nhiệt độ dòng nhập liệu đưa vào tháp chưng cất.

Do dó ta có nhiệt lượng dòng nhập liệu ra khỏi thiết bị gia nhiệt là:

Vậy nhiệt lượng do hơi đốt mang vào thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu ban đầu là:

Có hơi đốt là hơi nước ở áp suất p = 2 (at), tra bảng I.251/314 [1], có giá trị ẩn nhiệt hóa hơi của nước là: rn=r1"08 (kJ/kg)

Lượng hơi đốt cần thiết cho quá trình gia nhiệt dòng nhập liệu ban đầu của thiết bị là:

TÍNH TOÁN THIẾT BỊ CHÍNH

Đường kính tháp chưng cất

+ Vtb – lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp (m 3 /h)

+ ω tb – tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp (m/h)

+ gtb – lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp (kg/h)

+ ( ρ y ω y ) tb – tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp (kg/m 2 s)

Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng và đoạn cất là khác nhau Do đó, đường kính đoạn chưng và đoạn cất cũng khác nhau Vì lượng hơi và lượng lỏng thay đổi theo chiều cao của tháp và khác nhau trong mỗi đoạn cho nên ta phải tính lượng hơi trung bình riêng cho từng đoạn.

4.1.1.1 Lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất

+ gd – lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp (kg/h)

+ g1 – lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất (kg/h)

Khối lượng mol trung bình của dòng đỉnh:

Lượng hơi ra khỏi đỉnh tháp:

+ G1 – lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất (kmol/h hoặc kg/h)

+ r1 – ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất (kJ/kmol hoặc kJ/kg)

+ rd – ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi ra khỏi đỉnh tháp (kJ/kmol hoặc kJ/kg)

Ta có t1 = tF = 68,15 0 C, tra bảng I.212/254 [1]:

0,867( / ) (1 ) 0,8975.58 (1 0,8975).78 y MD A yD y MD A yD MB kg kg

1 1 rd rA yD  yD rB     kJ kg

Thay số vào hệ phương trình (3), ta được:

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

Tích số tốc độ hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền:

+ 𝜌xtb, 𝜌ytb – khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha khí (kg/m 3 )

+ ω gh - tốc độ giới hạn trên (m/s)

Nồng độ phần mol trung bình:

Nhiệt độ trung bình đoạn cất:

Nồng độ phần mol trung bình:

Ta có ttb = 63,675 0 C, tra bảng I.2/9 [1]:

(Tài liệu tham khảo [2] trang 183 bảng IX.104a)

781, 48 741,04 832,14 xtb xtb xtb tbA tbB

(kg/m 2 s) Để tránh bọt khí, ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp:

4.1.3 Lượng hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn chưng

+ g ’ n – lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (kg/h)

+ g ’ 1 – lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg/h)

+ G ’ 1 – lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng (kmol/h hoặc kg/h)

+ r ’ 1 – ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng (kJ/kmol hoặc kJ/kg)

Ta có, t1 = tW = 79,29 0 C, tra bảng I.212/254 [1]:

Ta có: y ´ W = 0,0474 (kg/kg) ; x ´ w =0, 0168 (kg/kg)

Thay số vào hệ phương trình (4), ta được:

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

Tích số tốc độ hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền:

+ 𝜌’xtb, 𝜌’ytb – khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha khí, kg/m 3

+ ω' gh - tốc độ giới hạn trên, m/s

Nồng độ phần mol trung bình:

Nhiệt độ trung bình đoạn chưng:

Nồng độ phần mol trung bình:

Ta có ttb = 73,72 0 C, tra bảng I.2/9 [1]:

' ' 727,478 821,594 xtb xtb xtb tbA tbB

(kg/m 2 s) Để tránh bọt khí, ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp:

Qua tính toán, ta xác định được đường kính đoạn cất 1,04 m và đoạn chưng là 1,065 m Vậy ta chọn đường kính của toàn tháp là: Dt = 1,2 (m) (Tra bảng IX.4a/169,[2])

Khi đó tốc độ làm việc thực ở:

Chiều cao tháp

Áp dụng công thức: H  N tt ( H d ) (0,8 1) 

+ Ntt: số mâm thực tế (30 mâm)

+ Hd là khoảng cách giữa 2 mâm

Tra bảng IX.4a/169 [2], ta được:

 (0,8÷1) là khoảng cách cho phép ở đỉnh và đáy tháp, chọn 0,9

Vậy chiều cao của thân tháp chưng cất là 14 (m)

Dựa vào Dt = 1,2m, tra bảng XIII.10/382, [2] ta được: ht00mm

Vậy chiều cao toàn thiết bị là: H + Hđtn = 14 +0,65 ,65 m

Mâm lỗ - trở lực của mâm

Chọn tháp mâm xuyên lỗ có ống chảy truyền:

 Tiết diện tự do bằng 8% diện tích mâm

 Chiều cao gờ chảy tràn : hgờ = 25 mm = 0,025 (m)

 Diện tích của 2 bán nguyệt bằng 20% diện tích mâm

 Lỗ bố trí theo hình lục giác đều

 Khoảng cách giữa 2 tâm lỗ bằng 15 mm

 Mâm được làm bằng thép không rỉ

Gọi a là số lỗ trên mỗi cạnh của hình lục giác

Số lỗ trên đường chéo: b = 2a – 1 = 2.66 – 1 = 131 lỗ

4.3.2 Trở lực của đĩa khô

+ ω o : tốc độ hơi qua lỗ (m/s)

+ ρ H : khối lượng riêng trung bình của pha khí (hơi) (kg/m 3 )

+ ξ : hệ số trở lực – ξ=1,82 (diện tích lỗ từ 7% - 10% diện tích tháp) ξ=1,45 (diện tích lỗ từ 15% - 20% diện tích tháp)

Vận tốc hơi qua lỗ:

Vận tốc hơi qua lỗ:

4.3.3 Trở lực do sức căng bề mặt

Do đĩa có đường kính lỗ lớn hơn 1mm nên ta áp dụng công thức:

Tại nhiệt độ trung bình của pha lỏng trong phần luyện là T = 68,15 o C tra bảng I.242/300 và I.249/311, tài liệu tham khảo [1] thu được:

 Sức căng bề mặt của Acetone:   A 0,0176 (N/m)

 Sức căng bề mặt của Benzene:   B 0,023 (N/m) Áp dụng công thức I.76/300, [1] ta có :

Tại nhiệt độ trung bình của pha lỏng trong phần luyện là T y,29 0 C tra bảng I.242/300 và I.249/311, tài liệu tham khảo [1] thu được:

 Sức căng bề mặt của nước:  A 0,0163

 Sức căng bề mặt của rượu:  B 0,0214

(N/m) Áp dụng công thức I.76/300, tài liệu tham khảo [1] ta có :

4.3.4 Trở lực thuỷ tĩnh do chất lỏng trên đĩa tạo ra

+ hb : chiều cao ống chảy chuyền nhô lên trên đĩa (m)

+ ρ x : khối lượng riêng của chất lỏng

+ K=0,5 : tỉ số giữa khối lượng riêng chất lỏng bọt và khối lượng riêng chất lỏng

Tính chiều cao ống chảy truyền hc: h c  h go   h l

+ Lgờ: Chiều dài của gờ chảy tràn, m

: Suất lượng thể tích của pha lỏng, m3/s

Tính chiều dài của gờ chảy tràn:

Nồng độ mol trung bình của phần cất:

Khối lượng mol trung bình của phần cất:

Suất lượng thể tích của pha lỏng trong phần cất là:

Ta có các thông số:

Nồng độ mol trung bình của phần chưng:

Khối lượng mol trung bình của phần chưng:

Suất lượng thể tích của pha lỏng trong phần chưng là:

Tra bảng thu được các thông số:

4.3.5 Tổng trở thuỷ lực của tháp ở phần cất và phần chưng

4.3.6 Kiểm tra hoạt động của mâm

Kiểm tra lại khoảng cách mâm hmâm = 0,41 m đảm bảo cho điều kiện hoạt động bình thường của tháp

Với các mâm trong phần chưng trở lực thuỷ lực quá 1 mâm lớn hơn trở lực thuỷ lực của mâm trong phần cất:

Vậy, điều kiện trên được thoả

Kiểm tra tính đồng nhất của hoạt động mâm

Từ công thức trang 70 sách truyền khối, ta có vận tốc tối thiếu qua lỗ của pha hơi Vmin đủ để cho các lỗ trên mâm đều hoạt động:

Vậy, các lỗ trên mâm hoạt động bình thường

Kết luận : Tổng trở lực thuỷ lực của tháp

Kiểm tra ngập lụt khi tháp hoạt động

Khoảng cách giữa 2 mâm: ∆h = 400 (mm)

Bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền, chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ được xác định theo biểu thức: hd = hgờ + ∆h1 + ∆P + hd’ (mm.chất lỏng)

+ hgờ: chiều cao gờ chảy tràn (mm).

+ ∆h1: chiều cao lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn (mm).

+ ∆P: tổng trở lực của 1 mâm (mm.chất lỏng).

+ Hd’: tổn thất thủy lực do dòng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm, được xác định theo biểu thức 5.10/115, [3]):

+ QL: lưu lượng của chất lỏng (m 3 /h).

+ Sd: tiết diện giữa ống chảy chuyền và mâm.

(m 2 ) Để tháp không bị ngập lụt khi hoạt động thì:

QLcat hd cat hd L Sd mm chatlong

Nên: hdcất = hdL = 25 + 13 + 38,978 + 2,103.10 -4 = 76,978 (mm) < 200 (mm)

Vậy, khi hoạt động thì mâm ở phần cất sẽ không bị ngập lụt.

' ' 100 100.0,905 hd chung hd L QLCSd mm chatlong

Nên: hdchưng =hdC = 25 + 9 + 46,141 + 9,397.10 -4 = 80,142 (mm) < 200(mm)

Vậy, khi hoạt động thì mâm ở phần chưng sẽ không bị ngập lụt.

 Kết luận: Khi hoạt động tháp sẽ không bị ngập lụt.

Bảng 4 1 Tóm tắt một số các đại lượng trong tính toán thiết bị chính

T Ký hiệu Ý nghĩa Giá trị Thứ nguyên

Khối lượng riêng trung bình pha lỏng ở đoạn cất 2,34 kg/m 3

Khối lượng riêng trung bình pha hơi ở đoạn cất 781,34 kg/m 3

Khối lượng riêng trung bình pha lỏng ở đoạn chưng

4 ’ ytb Khối lượng riêng trung bình pha hơi ở đoạn

5 Dt Đường kính trong của thân tháp 1,2 m

Tốc độ làm việc ở phần cất 0,546 m/s

Tốc độ làm việc ở phần chưng 0,558 m/s

8 Hgờ Chiều cao gờ chảy tràn 25 mm

10 H + Hđtn Chiều cao toàn thiết bị 14,65 m

11 N Số lỗ trên mâm 12800 lỗ

Tổng trở thủy lực của tháp ở phần cất 298,767 N/m 2

Tổng trở thủy lực của tháp ở phần chưng 365,173 N/m 2

16 P Tổng trở thủy lực của tháp 9759,882 N/m 2

TÍNH TOÁN CƠ KHÍ

Bề dày tháp

Vì thân tháp hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế than hình trụ bằng phương pháp hàn hồ quang điện, kiểu hàn giáp nối 2 phía Thân tháp được ghép với nhau bằng các mối ghép bích Để đảm bảo chất lượng của sản phẩm ta chọn thiết bị thân tháp là thép không gỉ mã X18H10

Các thông số cần tra và chọn phục vụ cho tính toán:

 Nhiệt độ tính toán: t = tmax = 100 0 C

 Áp suất tính toán, vì tháp hoạt động ở áp suất thường nên:

 Khối lượng riêng trung bình của pha lỏng trong toàn tháp:

 Hệ số bổ sung do ăn mòn hoá học của môi trường: Vì môi trường có tính ăn mòn và thời gian sử dụng thiết bị là 20 năm → Ca = 2 mm

 Ứng suất cho phép tiêu chuẩn, vì vật liệu là X18H10T, nên:

 Hệ số hiệu chỉnh: Vì thiết bị không bọc lớp cách nhiệt nên η=1

 Ứng suất cho phép:         *  142( / N mm 2 )

 Hệ số bền mối hàn

 Vì sử dụng phương pháp hàn hồ quang điện, kiểu hàn giáp nối 2 phía nên : h 0,9

Suy ra bề dày thực của thân: St = S’ + C

Trong đó: C = Ca + Cb + CC + C0 ( công thức XIII.17/363, [2])

+ Ca là hệ số bổ sung bề dày

+ Cb là hệ số bổ sung do bào mòn cơ học (Cb = 0)

+ Cc là hệ số bổ sung khi sai lệch do chế tạo (Cc = 0)

+ C0 là hệ số bổ sung quy tròn (C0 = 1,94)

Quy tròn theo quy chuẩn St = 5 mm (tra bảng XIII.9/364, [2])

Kiểm tra độ bền với St = 5 mm Điều kiện:

Kiểm tra áp suất tính toán cho phép:

St Ca Ptt Dt hSt Ca

Kết luận: Bề dày thực của thân là St = 5 mm.

5.1.2 Bề dày đáy và nắp thiết bị

Chọn đáy và nắp có dạng là elip tiêu chuẩn, có gờ bằng thép X18H10T

Hình 5 1 Nắp và đáy thiết bị

Nhận thấy công thức tính toán bề dày thân, đáy và nắp chịu áp suất trong là như nhau. Nên ta chọn bề dày của đáy và nắp là Sđ = Sn = 5 (mm).

Dựa vào Bảng XIII.10/382, [2] các kích thước của đáy và nắp elip tiêu chuẩn, có gờ:

 Đường kính trong: Dt = 1200 (mm)

 Diện tích mặt trong đáy: Sđáy = 1,16 (m 2 )

5.1.2.1 Kiểm tra độ bền với S đáy = 5 mm

Bề dày thành đáy (nắp) thỏa mãn điều kiện sau:

5.1.2.2 Kiểm tra ứng suất cho phép: (công thức 6-10/126, [2])

Với đáy (nắp) elip tiêu chuẩn có:

Dt  do đó Rt = Dt

Kết luận: Sđáy = Snắp = 5 mm

Các thông số cần tra và chọn phục vụ cho quá trình tính toán:

 Nhiệt độ tính toán: t = tw = 79,29 o C

 Áp suất tính toán: P = Pthủy tĩnh + Pgờ

 Chọn bề dày gờ chảy tràn là 3mm.

Thể tích của gờ chảy tràn: V = Lgờ.hgờ.0,003

Ta có khối lượng riêng của thép X18H10T là:

Khối lượng gờ chảy tràn: m = V ρX18H10T = 5,475.10 -5 7900 = 0,433 (kg) Áp suất do gờ chảy tràn tác dụng lên mâm tròn:

 Khối lượng riêng của chất lỏng tại đáy tháp

Có: x w =0,0224, tw = 79,29 o C Tra bảng I.2/9 [1] ta được:

 Áp dụng công thức IX.104a/183,[2] :

 Hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học của môi trường: Vì môi trường có tính ăn mòn và thời gian sử dụng thiết bị là 20 năm ⇒ Ca = 2 mm

 Ứng suất cho phép tiêu chuẩn:

Vì vật liệu là X18H10T ⇒ [σ]* = 142 (N/mm 2 ) ( hình 1.2/16, [4])

Vì thiết bị không bọc lớp cách nhiệt nên η = 1 ([4], tr.17) Ứng suất cho phép: [σ] = η [σ]* = 142 (N/mm 2 )

Mô đun đàn hồi: E = 2,1.10 5 (N/cm 2 ) (tra bảng 2.29/45, [4])

Hệ số Poatxông: μ = 0,33 (tra bảng XII.7/313, [2])

Hệ số điều chỉnh: b = 0,571 Ứng suất cực đại ở vòng chu vi:

 Đối với bản tròn đặc ngầm kẹp chặt theo chu vi:

 Đối với bản đục lỗ:

Kiểm tra điều kiện bền:

 Độ võng cực đại ở tâm:

 Đối với bản đục lỗ:

    Để đảm bảo điều kiện bền thỡ: Wlỗ < ẵ S ⇒ Wlỗ < ẵ 4 = 2

⇒ Bề dày S đã chọn thỏa điều kiện.

Bích ghép thân, đáy và nắp

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

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

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

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

Chọn bích ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép X18H10T, cấu tạo của bích là bích liền không cổ Loại bích này dùng cho thiết bị làm việc với áp suất thấp và áp suất trung bình.

Hình 5 2 Mối hàn dưới bích ghép thân – đáy – nắp

Theo bảng XIII.27/422, [2] ; với Dt = 1200 (mm) và áp suất tính toán Ptt = 0,116 (N/mm 2 ) ta chọn bích có các thông số sau:

Bảng 5 1 Kích thước kỹ thuật và loại bulông của bích ghép thân, đáy và nắp

2 8 Tra bảng IX.5/170, [2]; với Dt = 1200mm, ∆h = 400 mm, suy ra:

 Chọn số mâm giữa 2 mặt bích là: 5 mâm

 Khoảng cách giữa hai mặt nối bích là 2000 mm

⇒ Số mặt bích cần dùng để ghép là: 30 5 +2 ≈ 8 (bích) Độ kín của mối ghép bích chủ yếu do vật đệm quyết định Đệm làm bằng các vật liệu mềm hơn so với vật liệu bích Khi xiết bu lông, đệm bị biến dạng và điền đầy lên các chỗ gồ ghề trên bề mặt của bích Vậy, để đảm bảo độ kín cho thiết bị ta chọn đệm là dây amiăng, có bề dày là 3(mm).

Đường kính các ống dẫn – bích ghép ống dẫn

Bích được làm bằng thép CT3, cấu tạo của bích là bích liền không cổ.

Hình 5 3 Mối hàn dưới bích ghép ống dẫn

5.3.1 Ống nhập liệu Ở tF = 68,15 o C và x F =0, 29; tra bảng I.2/9, [1]; ta được:

Chọn vận tốc chất lỏng trong ống nối là: vF = 0,25 (m/s) (tra bảng II.2/370, [1]) Đường kính ống nhập liệu:

Chọn ống có: Dy = 100 (mm) ⇒ lF = 120 (mm) (tra bảng XIII.32/434, [2])

Tra bảng XIII.26/414, tài liệu tham khảo [2], các thông số của ống tương ứng với P 0,116 N/mm 2 được trình bày ở bảng sau:

Bảng 5 2 Kích thước kỹ thuật và loại bulông của ống nhập liệu

Nồng độ trung bình của pha hơi ở đỉnh tháp: yD = 0,8975 và tD = 59,2 0 C

Khối lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp được tính theo công thức:

Thay số vào, ta được:

Chọn vận tốc hơi ở đỉnh tháp: vh = 15 (m/s) (tra bảng II.2/370, [1]) Đường kính trong của ống dẫn hơi:

Chọn ống có: Dy = 150 mm ⇒ l = 120 (mm) (tra bảng XIII.32/434, [2])

Tra bảng XIII.26/414, tài liệu tham khảo [2], các thông số của ống tương ứng với P 0,116 N/mm 2 được trình bày ở bảng sau:

Bảng 5 3 Kích thước kỹ thuật và loại bulông của ống hơi ở đỉnh tháp

5.3.3 Ống hoàn lưu Ở tD = 59,2 o C và x D =0, 81; Tra bảng I.2/9, [2]; ta được:

Chọn vận tốc chất lỏng trong ống hoàn lưu là: vF = 0,2 (m/s) (tra bảng II.2/370, [1]) Đường kính ống hoàn lưu:

Chọn ống có Dy = 80 (mm) ⇒ lF = 110 (mm) (tra bảng XIII.32/434, [2])

Tra bảng XIII.26/414, tài liệu tham khảo [2], các thông số của ống tương ứng với P 0,116 N/mm 2 được trình bày ở bảng sau:

Bảng 5 4 Kích thước kỹ thuật và loại bulông của ống hoàn lưu

5.3.4 Ống dẫn hơi ở đáy tháp

Nồng độ trung bình của pha hơi ở đáy tháp: yW = 0,0627 và tW = 79,29 0 C

Khối lượng riêng của hơi ở đáy tháp được tính theo công thức:

Thay số vào, ta dược:

22, 4.( 273) yW yW hd ytb tD

Chọn vận tốc hơi ở đáy tháp: vh = 15 (m/s) (tra bảng II.2/370, [1]) Đường kính trong của ống dẫn hơi:

Chọn ống có: Dy = 200 (mm) ⇒ l = 130 (mm) (tra bảng XIII.32/434, [2])

Tra bảng XIII.26, trang 414, tài liệu tham khảo [2], các thông số của ống tương ứng với P = 0,116 N/mm 2 được trình bày ở bảng sau:

Bảng 5 5 Kích thước kỹ thuật và loại bulông của ống hơi ở đáy tháp

5.3.5 Ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp Ở tW = 79,29 o C và x W =0,0168;Tra bảng I.2/9, [2]; ta được:

Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun là: vF = 0,15 (m/s) (tra bảng II.2/370, [1]) Đường kính ống dẫn lõng ra khỏi đáy tháp:

Chọn ống có: Dy = 100 (m) ⇒ lF = 120 (mm) (tra bảng XIII.32/434,[2])

Tra bảng XIII.26, trang 414, tài liệu tham khảo [2], các thông số của ống tương ứng với P = 0,116 N/mm 2 được trình bày ở bảng sau:

Bảng 5 6 Kích thước kỹ thuật và loại bulông của ống dẫn lỏng ở đáy tháp

Chân đỡ

5.4.1 Trọng lượng của toàn tháp

Tra bảng XII.7, trang 313, tài liệu tham khảo [2]:

 Khối lượng của một bích ghép thân (thép CT3, ρCT3 = 7850 (kg/m 3 )):

 Khối lượng bích nối ống dẫn:

 Khối lượng của một mâm (ρX18H10T = 7900 (kg/m 3 ):

 Khối lượng của thân tháp

 Khối lượng của đáy (nắp) tháp:

 Khối lượng lỏng trong tháp

 Khối lượng của toàn tháp:

Vậy trọng lượng của toàn tháp: P = m.g = 4669,28 9,81 = 45805,64 (N) 5.4.2 Chân đỡ tháp

Chọn chân đỡ: Tháp được đỡ trên bốn chân

Vật liệu làm chân đỡ tháp là thép CT3

Tải trọng cho phép trên một chân:

G C  P   N Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: GC = 2,5.10 4 (N)

Tra bảng XIII.35/437, [2] Ta được bảng sau:

Bảng 5 7 Kích thước kỹ thuật của chân đỡ tháp

Thể tích một chân đỡ:

Khối lượng một chân đỡ:

Chọn tai treo: Tai treo được gắn trên thân tháp để giữ cho tháp khỏi bị dao động trong điều kiện ngoại cảnh.

Chọn vật liệu làm tai treo là thép CT3

Ta chọn bốn tai treo, tải trọng cho phép trên một tai teo: Gt = Gc = 2,5.10 4 (N).

Tra bảng XIII.36/438, [2] thu được các thông số sau:

Bảng 5 8 Kích thước kỹ thuật của tai treo

Khối lượng một tai treo: mtai treo = 3,48(kg) (Tra bảng XIII.37/439, [2])

Tra bảng XIII.37/439, [2] Chọn tấm lót tai treo bằng thép CT3 có các thông số sau:

 Chiều dài tấm lót: H = 260 (mm)

 Chiều rộng tấm lót: B = 140 (mm)

 Bề dày tấm lót: SH = 6 (mm)

Thể tích một tấm lót tai treo: Vtấm lót = 260 140 6 10 -9 = 2,184.10 -4 (m 3 )

Khối lượng một tấm lót tai treo: mtấm lót = Vtấm lót ρCT3 = 1,7144 (kg)

CÁC THIẾT BỊ PHỤ

Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ - ống loại nằm ngang

Chọn đường kính ngoài của ống: dn = 0,038 (m), loại 38x2 mm Ống truyền nhiệt được làm bằng: Thép X18H10T Đường kính ngoài: dn = 38 mm = 0,038 m

Bề dày ống: t = 2 mm = 0,002 m Đường kính trong: dtr = 0,032 m

Chọn nước làm lạnh đi trong ống với nhiệt độ đầu: t1 = 25 o C, nhiệt độ cuối: t2@ o C

Các tính chất lý học của nước làm lạnh tại nhiệt độ ttbN = 32,5 0 C:

 Nhiệt dung riêng: cN = 4176,9 (J/kg.độ) ( tra bảng I.153/172, [1])

 Khối lượng riêng: ρN = 994,25 (kg/m 3 ) ( tra bảng I.2/9, [1])

 Độ nhớ động lực: μN = 0,76.10 -3 (N.s/m 2 ) ( tra bảng I.101/92, [1])

 Hệ số dẫn nhiệt: 𝜆N = 0,624 (W/m.K) ( tra bảng I.130/135, [1])

 Chuẩn số Prandtl: PrN = 5 ( tra hình V.12/12, [2])

Dòng hơi tại đỉnh đi ngoài ống với nhiệt độ tDY,2 0 C

6.1.1 Xác định hệ số truyền nhiệt

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

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều; công thức 3.15/106, [3] nên:

6.1.1.2 Xác định hệ số truyền nhiệt K

Với: α N : hệ số cấp nhiệt của dòng nước lạnh (W/m 2 o K). α nt : hệ số cấp nhiệt của dòng hơi ngưng tụ (W/m 2 o K).

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

Vận tốc chất lỏng tự chảy nên chọn vận tốc nước đi trong ống: vN = 0,5m/s (tra bảng II.2/370, [1])

Số ống trong một đường nước:

Tra bảng V.II/48, tài liệu tham khảo [2] ⇒ Chọn nN = 37 (ống)

Vận tốc thực tế của nước trong ống:

Xác định chuẩn số Nusselt:

+ ε 1 : Hệ số tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt phụ thuộc theo tỷ lệ giữa chiều dài L với đường kính d của ống; dựa vào bảng 3.1/110, [3]:

+ PrN: chuẩn số Prandtl của nước ở 32,5 o C, nên PrN = 5

+ Prw: chuẩn số Prandtl của nước ở nhiệt độ trung bình của vách.

 Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống:

Nhiệt tải phía nước làm lạnh:

3177,915 ( 2 ) Pr0,25 ( 2 32,5) qN N Wt ttbN tW

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cặn:

Trong đó: tw1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi ngưng tụ, 0 C (ngoài ống). tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước lạnh (trong ống). rt t rc t

Hệ số dẫn nhiệt của thép không rỉ: λt= 17,5(W/m o K) (bảng 28/417, [3])

Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch:

 Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ: Điều kiện:

+ Ngưng tụ hơi bão hòa

+ Không chứa không khí không ngưng

+ Hơi ngưng tụ ở mặt ngoài ống

+ Màng chất ngưng tụ chảy tầng

Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của Acetone khi có kể đến sự ảnh hưởng của sự sắp xếp, bố trí ống Chọn cách xếp ống thẳng hàng, bố trí theo dạng lục giác đều, vậy với 37 ống thì ta có: n = 3a(a – 1) + 1 = 37 suy ra a = 4

Số ống trên đường chéo của đường 6 cạnh: b = 2a – 1 = 7 ống (công thức V.139/48, [2]) Ẩn nhiệt ngưng tụ: rA = rD = 504,912 (kJ/kg)

Nhiệt tải ngoài thành ống: q A   nt (59, 2  t w 1 )  A (59, 2  t w 1 ) 0,75 (6.5)

Từ (6.3), (6.4), (6.5) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2.

Các tính chất lý học của Acetone ngưng tụ ứng với nhiệt độ trung bình:

Khối lượng riêng của của Acetone: A = 754,58 (kg/m 3 ) (tra bảng I.2/9, [1])

Khối lượng riêng của Benzene: B = 844,58 (kg/m 3 ) (tra bảng I.2/9, [1])

Khối lượng riêng của hỗn hợp:

(kg/m 3 ) Độ nhớt của của Acetone: A = 0,242.10 –3 (N.s/m 2 ) (tra bảng I.101/91, [1]) Độ nhớt của Benzene: B = 0,426.10 –3 (N.s/m 2 ) (tra bảng I.101/91, [1]) log x lD ogA (1 xD) ogl B nt 0, 263.103

Hệ số dẫn nhiệt Acetone: A = 0,165 (W/m.K) (tra bảng I.130/134, [1])

Hệ số dẫn nhiệt của Benzene: B = 0,138 (W/m.K) (tra bảng I.130/134, [1]) Áp dụng công thức I.33/124, tài liệu tham khảo [1] Nên:

Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qA = 17465,72 (W/m 2 )

Dựa vào bảng I.249/311, tài liệu tham khảo [1]; suy ra: Prw=3,805

Kiểm tra sai số: ε=| q B −q A | q A =1,15 % < 5%: Thỏa

6.1.1 Xác định bề mặt truyền nhiệt và cấu tạo thiết bị

Từ (6.1), bề mặt truyền nhiệt trung bình:

Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt:

So với L = 2,5 m thì số đường nước là:

Khi đó số ống tăng lên 4 lần: n = 5.37 = 185 (ống)

Chọn n = 185 (ống) (bảng V.11/48, tài liệu tham khảo [2])

Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của Acetone khi có kể đến sự ảnh hưởng của sự sắp xếp, bố trí ống Chọn cách xếp ống thẳng hàng, bố trí theo dạng lục giác đều, vậy với 185 ống thì ta xếp được 7 hình lục giác.

Khi đó chiều dài ống truyền nhiệt:

Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt vỏ-ống có n5 ống vàL=2,5m

Số ống trên một cạnh của hình lục giác ngoài cùng (V.139/48, tài liệu tham khảo [1]) n = 3.a.(a – 1) + 1= 185 suy ra a = 9 (ống)

Số ống trên đường chéo b = 2.a – 1= 2.9-1 (ống)

Chọn bước ống: t = 1,4.dng = 1,4.0,038 = 0,0532 (m) Áp dụng công thức V.140/49, tài liệu tham khảo [2] Đường kính thiết bị trao đổi nhiệt:

Bảng 6 1 Kết quả tính toán thiết bị ngưng tụ

Nội dung Công thức Kết quả tính

Diện tích bề mặt truyền nhiệt F (m 2 )

K ∆ t log (V 1/3[1]) 40,618 Đường kính thiết bị D

Chiều dài ống truyền nhiệt L (m)

Số ống truyền nhiệt (ống)

Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị làm nguội sản đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống Ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong: 16x2, kích thước ống ngoài: 57x3.

 Ống trong: Đường kính ngoài dn = 0,016 m

Bề dày ống t = 0,002m Đường kính trong dtr = 0,012 m

 Ống ngoài: Đường kính ngoài Dn = 0,025 m

Bề dày ống t = 0,003 m Đường kính trong Dtr = 0,021 m

Nước làm lạnh đi trong ống 16x2 (ống trong) với nhiệt độ đầu: t1 = 25 o C, nhiệt độ cuối t2 = 40 o C.

Sản phẩm đỉnh đi trong ống 25x3 (ống ngoài) với nhiệt độ đầu tD = 59,2 o C, nhiệt độ cuối t’D = 30 o C.

Các tính chất lý học của nước làm lạnh ứng với nhiệt độ trung bình:

+ Nhiệt dung riêng: cN = 4176,9 (J/kg.độ) (tra bảng I.135/172, [1])

+ Khối lượng riêng: ρN = 994,25 (kg/m 3 ) (tra bảng I.2/9, [1])

+ Độ nhớ động lực: μN = 0,76.10 -3 (N.s/m 2 ) (tra bảng I.101/91, [1])

+ Hệ số dẫn nhiệt: 𝜆N = 0,624 (W/m.K) (tra bảng I.130/135,

+ Chuẩn số Prandtl: PrN = 5 (hình V.12/12, [2])

Dòng hơi tại đỉnh đi ngoài ống với nhiệt độ: tDY,2 0 C

Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh tại nhiệt độ trung bình:

+ Nhiệt dung riêng: cD = 2254,95 (J/kg.độ) (tra bảng

+ Khối lượng riêng: ρD = 762,94 (kg/m 3 ) (tra bảng I.2/10, [1])

+ Độ nhớ động lực: μD = 0,258.10 -3 (N.s/m 2 ) (tra bảng I.101/91, [1])

+ Hệ số dẫn nhiệt: 𝜆D = 0,165 (W/m.K) (tra bảng I.130/134,

Suất lượng sản phẩm đỉnh: D30 ´ , 55 ( kg h )

Suất lượng nước cần dùng: GN = 1026 (kg/h)

6.2.1 Xác định hệ số truyền nhiệt

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

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều; công thức 3.15/106, [5]) nên:

6.2.1.2 Xác định hệ số truyền nhiệt K

(W/m 2 o K) (công thức 3.11/105, [3] (6.7) Với: αN: hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m 2 o K). αD: hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh (W/m 2 o K).

rt: nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.

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

Vận tốc của sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài:

  Đường kính tương đương: dtd = Dtr – dng = 0,021 – 0,016 = 0,005(m)

Công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng:

+ 1: Hệ số tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt phụ thuộc theo tỷ lệ giữa chiều dài L với đường kính d của ống khi Re >10000, dựa vào bảng 3.1/110 tài liệu tham khảo [3] Chọn 1 = 1.

+ PrD: chuẩn số Prandtl của sản phẩm đỉnh ở 61,675 o C, nên:

+ Prw1: chuẩn số Prandtl của sản phẩm đỉnh ở nhiệt độ trung bình của vách.

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống ngoài:

Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh:

10370,32 ( 1) 0,25 (44,6 1) qD D ttbD tw Pr 1 tw w

Với tw1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh ( o C)

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

Vận tốc nước đi trong ống:

Công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng:

+ 1: hệ số tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt phụ thuộc theo tỷ lệ giữa chiều dài L với đường kính d của ống khi Re >10000, dựa vào bảng 3.1/110, [3]):

+ PrN: chuẩn số Prandtl của nước ở 32,5 o C nên PrN = 5 ( hình V.12/12, [2]).

+ Prw2: Chuẩn số Prandtl của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách.

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống:

Nhiệt tải phía nước làm lạnh:

15604,784 ( 2 ) Pr0,25 ( 2 32,5) qN N Wt ttbN tW

 Nhiệt tải qua thành ống và lớp cặn

+ tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ) ( o C)

Bề dày thành ống: t = 2 (mm)

Hệ số dẫn nhiệt của thép không rỉ: λt = 17,5 (W/m o K) (bảng 28/417, [3])

Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r1 = 1/5000 (m 2 o K/W) (bảng 31/419, [3])

Nhiệt trở lớp cặn phía sản phẩm đỉnh: r2 = 1/5000 (m 2 o K/W) (bảng 31/419, [5])

Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh ứng với nhiệt độ sản phẩm đỉnh tại 42,4 o C:

Nhiệt dung riêng: c D "47,8(J/kg độ) (tra bảng I.153/171, [1]) Độ nhớt động lực: μ D = 0,263.10 −3 ( N s m 2 ) (tra bảng I.101/91, [1])

Hệ số dẫn nhiệt: λ D =0,165 (W/m.K) (tra bảng I.130/134, [1])

Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qD = 16586,09 (W/m 2 )

Dựa vào bảng I.249/310, [1], suy ra: Prw2 =4,5

Từ (6.7), hệ số truyền nhiệt:

6.2.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt

Từ (5.6), bề mặt truyền nhiệt trung bình:

Chiều dài ống truyền nhiệt (lấy dư 10%) là:

Vậy thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 120 (m), chia thành 10 dãy, mỗi dãy dài 12m.

Bảng 6 2 Kết quả tính toán thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Nội dung Công thức Kết quả tính

Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Diện tích bề mặt truyền nhiệt F (m 2 )

Chiều dài ống truyền nhiệt L (m)

Thiết bị nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy

Chọn nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là nồi đun Kettle, ống truyền nhiệt dạng ống chùm được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống 25x2.

Hơi đốt là hơi nước ở 2 at đi trong ống 25x2 Tra bảng I.251/314, [1]; ta có:

+ Ẩn nhiệt ngưng tụ: rN = 2208 (kJ/kg)

Sản phẩm đáy trước khi vào nồi đun(lỏng) có nhiệt độ là tW = 79,29 o C, sản phẩm ra khỏi nồi đun(hơi) có nhiệt độ là tw = 80,91 o C

Suy ra nhiệt độ trung bình của dòng sản phẩm đáy là ttbW = 80,1 o C

Từ dữ liệu chương 3 cân bằng năng lượng, ta có suất lượng sản phẩm đáy là

Lượng hơi đốt cần thiết để thực hiện quá trình đun sôi sản phẩm đáy là

Nhiệt lượng cần cung cấp cho thiết bị đun sôi sản phẩm đỉnh là

6.3.1 Xác định hệ số truyền nhiệt

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

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều; công thức 3.15/106, [3] nên:

6.3.1.2 Xác định hệ số truyền nhiệt K

Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức:

Với: N: hệ số cấp nhiệt của hơi nước (W/m 2 K).

D: hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m 2 K).

rt: nhiệt trở của thành ống và lớp cáu.

 Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước

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

Với: tw1: nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước(trong ống).

A: hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ ([2]/29)

Nhiệt tải phía hơi: q N =❑ N ( t aN −t W 1 )s,415 A ¿ (W/m2) (6.13)

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cặn:

Trong đó tw2: nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống)

Bề dày thành ống: t = 0,002 (mm).

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 (W/m.K)

Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r1 = 1/5000 (m 2 K/W).

Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đáy: r 2 =1/5000(m 2 K/W).

 Xác định hệ số cấp nhiệt của 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 là áp suất để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, khi đó: p = 2at = 2.10 5 (N/m 2 )

Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: q W =❑ W ¿(W/m2) (6.15)

Nhiệt độ trung bình nước là: t tbN 2,4+119,6

Suy ra tại t tbN 6℃ có A6,2 (trang 29 [ CITATION Ngudc \l 1033 ])

Hệ số cấp nhiệt của hơi đốt trong ống: α N = 73,415.136,2

Vậy nhiệt tải của dòng hơi đốt trong ống: q N =α N (t sN −t w 1)45,096.(119,6−112,4)`084,694(W/m 2 )

Giả sử nhiệt tải mất mát không đáng kể q t =q N `084,694(W/m 2 )

Nhiệt độ của vách tiếp xúc với nhập liệu (trong ống trong): t w 1=t w 2 −q t ∑ r t

Hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đáy ở ngoài ống là α W 284,267.(81,5−80,1) 2,33 D426(W¿¿m 2 K)¿

Nhiệt tải của dòng sản phẩm đáy là q W =α W (t w1−t tbW )D426.(81,5−80,1)b196,4(W/m 2 )

Vậy hệ số truyền nhiệt K:

6.3.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt:

Chọn số ống truyền nhiệt là n = 37 (ống), chiều dài ống truyền nhiệt (lấy dư 10%) là:

Số ống trên một cạnh của hình lục giác ngoài cùng: n = 3.a.(a – 1) + 1= 37 suy ra a = 4 (ống) (V.139/48, [2])

Số ống trên đường cheo: b = 2.a – 1= 7 (ống) (V.139/48, [2])

Bước ống: t=1,2 d n = 1,2.0,025 = 0,03 (m) (trang 49, [2]), t=1,4.dn Đường kính thiết bị (V.140/49, [2]):

Vậy thiết bị nồi đun sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt dạng ống chùm với số ống n = 37 (ống), chiều dài ống truyền nhiệt L=6(m), đường kính thiết bị D = 0,28 (m)

Thiết bị gia nhiệt nhập liệu

Chọn thiết bị gia nhiệt nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống Ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T.

Chọn hơi đốt là hơi nước 2 (at) đi trong ống ngoài, kích thước ống ngoài 140x4

Nhiệt độ sôi hơi nước 2 (at) t sN 9,6℃ (bảng I.251/314 [1]) Ẩn nhiệt hóa hơi r hh "08(kJ/kg)(bảng I.251/314 [1])

Dòng nhập liệu đi trong ống trong (ống nhỏ) có kích thước 100x4, có nhiệt độ đầu vào t f 0℃, nhiệt độ đầu ra t F h,15℃

Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra bảng I.249/310 [1] ứng với nhiệt độ trung bình là: t tbF =t f +t F

+ Tra bảng I.153/171 [1], nhiệt dung riêng hỗn hợp: CF = 2181,67(J/kg.độ)

+ Tra bảng I.2/9 [1], khối lượng riêng hỗn hợp: F = 773,612 (kg/m 3 )

+ Tra bảng I.101/91 [1],độ nhớt động lực hỗn hợp:F = 2,705.10-4 (N.s/m 2 )

+ Tra bảng I.130/134 [2], hệ số dẫn nhiệt: F = 0,159 (W/m.K)

Từ dữ liệu chương 3 cân bằng năng lượng, ta có suất lượng dòng nhập liệu là

Lượng hơi đốt cần thiết để thực hiện quá trình gia nhiệt dòng nhập liệu là

Nhiệt lượng cần cung cấp cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là

6.4.1 Xác định hệ số truyền nhiệt thiết bị gia nhiệt nhập liệu

Bề mặt truyền nhiệt được xác định:

6.4.1.1 Xác định nhiệt độ trung bình tlog

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều; công thức 3.15/106, [3] nên:

6.4.1.2 Xác định hệ số truyền nhiệt K

+ N: Hệ số cấp nhiệt của hơi nước (W/m 2 K)

+ F: Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu (W/m 2 K)

+rt: Nhiệt trở của thành ống và lớp cặn

 Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu đi trong ống trong (ống nhỏ)

Vận tốc của dòng nhập liệu đi trong ống trong:

Xác định chuẩn số Nusselt:

+ : Hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReF và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống Dựa vào bảng 3.1/110 tài liệu tham khảo [3] Chọn  = 1

+ PrF: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 49,08 o C

+ Prt: chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở nhiệt độ trung bình của vách

Vậy hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống trong:

Nhiệt tải của dòng nhập liệu:

619,102 ( 2 ) Pr0,25 ( 2 49, 08) qF F Wt ttbF tW t

(W/m 2 ) t w 2 : Nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập nhập liệu trong ống nhỏ (ống trong)

 Xác định nhiệt trở của ống và lớp cặn

Ta có nhiệt tải của ống và lớp cặn:

+t w 1 : là nhiệt độ của vách ống trong tiếp xúc với hơi đốt

+∑ r t : nhiệt trở của ống và lớp cặn r t t rc t

Biết bề dày thành ống δ t =0,004(m)

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t =¿ 17,5 (W/m.K) (bảng 28/417, [3])

Nhiệt trở lớp cặn trong ống (Bảng 31/419, [3]): Chọnr c = 1

Nhiệt tải của ống và lớp cặn q t =t w 1 −t w 2

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi dốt đi trong ống ngoài Đường kính tương đương: d td =D tr −d ng =0,132−0,092=0,04(m)

Vậy hệ số cấp nhiệt của hơi đốt trong ống ngoài: α N =0,725.A ( ( t sN −t r w N 1 ) d td ) 0,25 (3.66/ 120 [ 3 ] ) α N =0,725.A ( 2208.1000

Nhiệt tải của dòng hơi đốt trong ống ngoài: q N =α N ( t sN −t w 1 )b,49 A (119,6−t w 1 ) 0,75 (W/m 2 )(3)

Từ (1), (2), (3) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2

Nhiệt độ trung bình nước: t tbN 6,8+119,6

Suy ra tại t tbN 8,2℃ có A7,19 (trang 29 [ CITATION Ngudc \l 1033 ])

Hệ số cấp nhiệt của hơi đốt trong ống ngoài: α N = 62,49.187,19

Vậy nhiệt tải của dòng hơi đốt trong ống ngoài: q N =α N ( t sN −t w 1 )b,49.187,19.(119,6−116,8) 0,75 q N %319,883(W/m 2 )

Giả sử nhiệt tải mất mát không đáng kể: q t =q N %319,883(W/m 2 )

Nhiệt độ của vách tiếp xúc với nhập liệu (trong ống trong): t w 2=t w 1 −q t ∑ r t t w 2 6,8−25319,883.4,286.10 −4 3,948℃

Tại t wtb 0,374℃, ở tài liệu tham khảo [2]

+ Độ nhớt hỗn hợp nhập liệu μ ' F =0,167.10 −3 (N s/m 2 )

+ Hệ số dẫn nhiệt của hỗn hợp nhập liệu λ F ' =0,144(W¿¿m K)¿

+Nhiệt dung riêng của hỗn hợp nhập liệu C F '

Ta có chuẩn số Prandlt của nhập liệu tại nhiệt độ vách (V.35/12 [ CITATION Ngudc \l

Vậy hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu đi trong ống trong: α F =Nu F λ F d tr 58,222.0,159

Nhiệt tải của dòng nhập liệu là q F =α F (t w 2−t tbF )=479,2.(103,948−49,08)&292,746(W/m 2 )

Vậy hệ số truyển nhiệt K bằng

6.4.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt

Chiều dài ống truyền nhiệt (lấy dư 10%) là:

Suy ra ε =1thỏa điều kiện chọn

Vậy thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 14 (m), chia thành 7 dãy, mỗi dãy dài 2 (m).

Thiết bị làm nguội sản phẩm đáy

Chọn thiết bị làm nguội sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống Ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong (ống nhỏ): 16x2

Chọn: Nước làm lạnh đi trong ống 16x2 (ống trong) với nhiệt độ đầu t1 = 25 o C, nhiệt độ cuối t2 = 40 o C.

Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra bảng I.249/310, [1] ứng với nhiệt độ trung bình là:

+ Nhiệt dung riêng: CN = 4,178 (kJ/kg.K)

Sản phẩm đáy đi trong ống 25x2 (ống ngoài) với nhiệt độ đầu: tW = 79,29 o C, nhiệt độ cuối: t’W = 40 o C, t tbW Y,645℃

Các tính chất lý học của dòng sản phẩm đáy được làm lạnh ứng với t tbW Y,645℃

+ Tra bảng I.153/171 [1], Nhiệt dung riêng hỗn hợp: cw = 2,304 (kJ/kg.độ)

+ Tra bảng I.2/9 [1], Khối lượng riêng hỗn hợp: W = 746,39 (Kg/m 3 )

+ Tra bảng I.101/91[1], Độ nhớt động lực hỗn hợp: W = 2,3.10 -4 (N.s/ m 2 )

+ Tra bảng I.130/134 [1], Hệ số dẫn nhiệt: W = 0,165 (W/m o K)

Từ dữ liệu chương 3 cân bằng năng lượng, ta có lượng nước lạnh cần thiết để thực hiện quá trình làm nguội dòng sản phẩm đáy là G nW S66,834¿ ¿

Suất lượng sản phẩm đáy G W )69,4¿ ¿

Nhiệt lượng cần cung cấp cho thiết bị làm nguội sản phẩm đáy là

6.5.1 Xác định hệ số truyền nhiệt thiết bị làm nguội sản phẩm đáy

Bề mặt truyền nhiệt được xác định:

6.5.1.1 Xác định nhiệt độ trung bình t log

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều; công thức 3.15/106, [3] nên:

6.5.1.2 Xác định hệ số truyền nhiệt K

+ N: Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m 2 K)

+ W: hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m 2 K)

+ rt: nhiệt trở của thành ống và lớp cặn

 X ác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy đi trong ống ngoài

Vận tốc của sản phẩm đáy đi trong ống ngoài

  Đường kính tương đương: d td =d tr −d ng =0,021−0,016=0,005(m)

Xác định chuẩn số Nusselt:

+ : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReW và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống Chọn l =1 (Bảng V.2/15, [2])

+ PrW: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy ở 59,645 o C (V.35/12, [2])

+ Prt: chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy ở nhiệt độ của vách.

Vậy hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy trong ống ngoài:

Nhiệt tải của sản phẩm đáy chảy trong ống ngoài:

18130,844 ( 1) Pr0,25 (59, 645 1) qD D ttbD tW tW t

Với t w 1 là nhiệt độ của vách ống trong tiếp xúc với sản phẩm đáy

 Xác định nhiệt trở của ống và lớp cặn

Ta có nhiệt tải của ống và lớp cặn:

+ t w 2: Nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước trong ống nhỏ (ống trong)

+ ∑ r t : nhiệt trở của ống và lớp cặn r t t rc t

Biết bề dày thành ống δ t =0,002(m)

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λ t =¿ 17,5 (W/m.K) (bảng I.125/127 [1])

Nhiệt trở lớp cặn trong ống (Bảng 31/419, [3]):

Nhiệt tải của ống và lớp cặn là q t =t w 1 −t w 2

 Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ

Vận tốc của nước đi trong ống nhỏ (ống trong) ν n = 4.G n π ρ n d tr 2 = 4.5366,834

Suy ra chế độ chảy rối Áp dụng công thức V.40/14 [ CITATION Ngudc \l 1033 ], chuẩn số Nusselt có dạng:

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

+ Prn: chuẩn số Prandlt của nước ở 32,5 o C, có Pr n =5,16 (Bảng I.249/310 [1])

+ Prv: chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình của vách

Vậy hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ: α n =Nu n λ n d tr 49,69.0,622

Suy ra nhiệt tải của nước trong ống nhỏ q n =α n ( t w 2−t tbn ) q n Y592,265

Từ (1), (2), (3) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2

Tra cứu các thông số sau tại t w 1T,6℃ ở tài liệu tham khảo [1]

+ Độ nhớt hỗn hợp sản phẩm đáy μ W ' =2,36.10 −4 (N s/m 2 )

+ Hệ số dẫn nhiệt của hỗn hợp sản phẩm đáy λ W ' =0,165(W¿¿m K)¿

+ Nhiệt dung riêng của hỗn hợp sản phẩm đáy C W '

+ Ta có chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy tại nhiệt độ vách (V.35/12, [2]):

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy trong ống ngoài: α W =Nu W λ W d td = 549,42.0,165

Suy ra nhiệt tải của sản phẩm đáy chảy trong ống ngoài: q W =α W (t tbW −t w 1 )480,782.(59,645−54,6)h010,544(W/m 2 )

Nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống): t w 2=t w 1 −q t ∑ r t t w 2T,6−68010,544.3,143.10 −4 4℃

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ: α n =Nu n λ n d tr 49,69.0,622

Suy ra nhiệt tải của nước trong ống nhỏ: q n =α n ( t w 2−t tbn ) q n C405,133.(34−32,5)e107,7(W/m 2 )

Vậy hệ số truyển nhiệt K bằng

6.5.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt

Chiều dài ống truyền nhiệt (lấy dư 10%) là:

Suy ra ε =1thỏa điều kiện chọn

Vậy thiết bị làm nguội sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L (m), chia thành 7 dãy, mỗi dãy dài 2 (m).

Bảng 6 3 Kết quả tính toán thiết bị làm nguội sản phẩm đáy

Nội dung Công thức Kết quả tính

Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Diện tích bề mặt truyền nhiệt F (m 2 )

Chiều dài ống truyền nhiệt L (m)

Bồn cao vị

Đường kính ống dẫn dòng nhập liệu từ bồn chứa nguyên liệu đến bồn cao vị là d = 140 (mm), tra bảng II.15, trang 381 tài liệu tham khảo [2], độ nhám của ống 𝜀 = 0,1 (mm)

Tổn thất đường ống dẫn: 2g

+ 1: hệ số ma sát trong đường ống

+ l1: chiều dài đường ống dẫn, chọn l1 = 20 (m)

+ d1: đường kính ống dẫn, d1 = dtr = 0,1(m)

+ 1: tổng hệ số tổn thất cục bộ

+v F : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn

6.6.1.1 Xác định vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống dẫn v F1 :

Các tính chất vật lý của dòng nhập liệu được tra ở nhiệt độ trung bình: t F =t FV +t FS

Tra các thông số của dòng nhập liệu trong tài liệu tham khảo [1] tại t’F = 46,575 o C:

+ Độ nhớt hỗn hợp: μhh = 0,00037 (N.s/m 2 )

+ Khối lượng riêng hỗn hợp: 𝜌hh = 822,553 (kg/m 3 )

Vậy, vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống dẫn: v F1 = 4F

6.6.1.2 Xác định hệ số ma sát trong đường ống

Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh = 6(d1/) 8/7 = 6.(100 0,2 ¿ 8 /7 r89,34

Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

Suy ra Regh1 < ReF< Regh chế độ chảy rối ứng với khu vực nhẵn thủy học Áp dụng công thức II.64/380, tài liệu tham khảo [1], ta có: λ 1 =0,1.¿

6.6.1.3 Xác định tổng hệ số tổn thất cục bộ

Tra bảng II.16/382, tài liệu tham khảo [1]:

+ Chọn dạng ống uốn cong 90 o có bán kính R với R/d = 2 thì u1(1 chỗ) 0,15.

+ 1 lưu lượng kế: l1 = 0 (không đáng kể).

Vậy tổn thất đường ống dẫn: ¿( 0,074.0,120+33) 2.9,810,1 2 =0,024(m)

6.6.2 Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt

+ 2: hệ số ma sát trong đường ống

+ l2: chiều dài đường ống dẫn, l2 = 14 (m)

+ d2: đường kính ống dẫn, d2 = dtr = 0,028 (m)

+ 2: tổng hệ số tổn thất cục bộ.

+ v2: vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn

+ Vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn: v2 = 2,468 (m/s)

6.6.2.1 Xác định hệ số ma sát trong đường ống

ℜ 2 =v 2 d 2 ρ F μ F =¿153626,223 > 4000: chế độ chảy rối Độ nhám:  = 0,0002

Chuẩn số Reynolds giới hạn:

Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

Suy ra: Re2 > Ren2: khu vực chảy quá độ, khi đó tra bảng tra bảng II.63/379, [1] ta có:

6.6.2.2 Xác định tổng hệ số tổn thất cục bộ

+ 10 chỗ ống cong quay ngược: q2.0,9= 9

 Đột thu: (Tra bảng II.16/382, [1])

Có 1 chỗ đột thu  đột thu 1 = 0,358

 Đột mở: (Tra bảng II.16/382, [1])

Có 1 chỗ đột mở  đột mở 2 = 0,506

Nên: 2 = U2 +q2 +đôt thu 2 + đột mở 2 = 10,764

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

Với: + λ 3: hệ số ma sát trong đường ống

+ l 3: chiều dài đường ống dẫn Chọn l 3m

+ d 3: đường kính ống dẫn, d 3=d tr =0,35m

+ Ʃξξ3: tổng hệ số tổn thất cục bộ

+ v 3: vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, v 3=0,0158( m s )

6.6.3.1 Xác định hệ số ma sát đường ống

Chuẩn số Reynolds tới hạn:

Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám:

Vì R e gh3< ℜ 3 < ℜ n3 → Chế độ chảy rối ứng với khu vực nhám

Hệ số ma sát trong đường ống được xác định theo (công thức II.64/380, [1]): λ 3 =0,1.¿

6.6.3.2 Xác định tổng hệ số tổn thất cục bộ

 Đột thu: (Tra bảng II.16/382, [1])

Có 1 chỗ đột thu → ξ đột thu1=0,358.

 Đột mở: (Tra bảng II.16/382, [1])

8 chỗ ống cong quay ngược: q2=8.0,9= 7,2

Nên: 2¿U2 +q2+¿đôt thu 2 +¿đột mở 2 ¿8,964

6.6.4 Chiều cao bồn cao vị

+ 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 ở tháp Áp dụng phương trình Bernolli cho (1-1) và (2-2): z1 +

+ z1: độ cao mặt thoáng (1-1) so với mặt đất, hay xem như là chiều cao bồn cao vị Hcv z1.

+ z2: độ cao mặt thoáng (2-2) so với mặt đất, hay xem như là chiều cao từ vị trí nhập liệu tới mặt đất: z2 = hchân đỡ + hnắp + (Nchưng+1).(h + mâm )

+ P1: Áp suất tại mặt thoáng (1-1), chọn P1 = 1 at = 9,81.10 4 (N/m 2 )

+ P2: Áp suất tại mặt thoáng (2-2).

+ v1: vận tốc tại mặt thoáng (1-1), xem v1 = 0(m/s).

+ v2: vận tốc tại vị trí nhập liệu, v2 = vF = 0,096 (m/s).

+ hf1-2: tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2)

Vậy chiều cao bồn cao vị: