TỔNG QUAN
Giới thiệu sản phẩm
Acetone (hay Dimethyl keton, Propanon) có công thức phân tử: CH3COCH3.
Là một chất lỏng không màu, dễ lưu động và dễ cháy, với một cách êm dịu và có mùi thơm Nó hòa tan vô hạn trong nước và một số hợp chất hữu cơ như: Eter, Metanol, Etanol, Diacetone alcohol…
Hình 1.1 Công thức phân tử của Acetone
1.1.1.2 Một số thông số vật lý của Acetone:
- Khối lượng phân tử bằng 58.08 đvC
- Nhiệt dung riêng Cp: 22 Kcal/mol (chuẩn ở 102 o C)
Axeton cộng với hidro tạo thành rượu bậc 2:
Axeton cộng với bisunfit tạo kết tủa:
Axeton bị oxi hóa: Axeton không bị oxi hóa bởi dung dịch bạc nitrat trong amonia hoặc đồng hydroxit nhưng khi gặp các chất oxi hóa mạnh như thuốc tím trong axit sulfuric, Kali dicromat trong axit sulfuric thì bị cắt mạch cacbon cạnh nhóm cacbonyl để tạo axit hữu cơ.
Axeton tác dụng với amin:
Phản ứng khử: Điều kiện để phản ứng khử xảy ra, người ta dùng H trên xúc tác Niken, Platin hoặc dùng Liti nhôm hydrua.
Oxy hóa rượu bậc hai: CH3CHOH-CH3 → CH3COCH3 + H2O
Theo phương pháp Piria: nhiệt phân muối canxi của axit cacboxylic:
(CH3COO)2Ca → CH3COCH3 + CaCO3
Tổng hợp Acetone bằng cách Dehydro Isopropyl Alcol có xúc tác:
CH3CHOHCH3 (15.9 Kcal ở 327 0 C) → CH3COCH3 + H2
- Xúc tác sử dụng ở đây: đồng và hợp kim của nó, oxit kim loại và muối.
- Ở nhiệt độ khoảng 325 0 C, hiệu suất khoảng 97%.
- Dòng khí nóng sau phản ứng gồm có: Acetone, lượng Isopropyl Alcol chưa phản ứng, H2 và một phần nhỏ sản phẩm phụ (như Propylene, diisopropyl eter …) Hỗn hợp này được làm lạnh và khí không ngưng được lọc bởi nước Dung dịch lỏng được đem đi chưng cất phân đoạn, thu được Acetone ở đỉnh và hỗn hợp của nước, Isopropyl Alcol (ít) ở đáy.
Ngoài ra, còn một số quá trình sản xuất Acetone khác:
- Oxi hóa Cumene Hydro Peroxide thành Phenol và Acetone.
- Oxi hóa trực tiếp Butan – Propan.
Acetone dùng làm dung môi để pha loãng nhựa polieste, dùng trong các chất tẩy rửa, dụng cụ làm sạch, pha keo epoxy 2 thành phần trước khi đóng rắn và cũng được sử dụng như một thành phần dễ bay hơi của một số loại sơn và vecni.
Acetone được dùng làm dung môi trong ngành công nghiệp dược phẩm, là thành phần trong một số loại thuộc và sản xuất rượu biến tính.
Acetone dùng làm dung môi để vận chuyển và lưu trữ axetilen vì axetilen khi chịu áp suất lớn dưới dạng hợp chất tinh khiết sẽ không an toàn.
Dùng làm hoá chất trung gian
Acetone dùng để tổng hợp metyl metacilat, tổng hợp bisphenol A…
Dùng trong phòng thí nghiệm
Acetone được dùng như một dung môi cực aprotic trong rất nhiều phản ứng hữu cơ. Ngoài ra, Acetone cũng được sử dụng làm chất tẩy rửa dụng cụ thuỷ tinh trong phòng thí nghiệm vì giá thành thấp và dễ bay hơi Tuy nhiên chúng chỉ hiệu quả khi được pha loãng nhiều.
Không chỉ vậy, Acetone còn được dùng để duy trì nhiệt độ thấp để tiến hành các thí nghiệm hoá học khi cần vì chúng có thể được làm lạnh bởi đá khô đến -78 o C mà không đóng băng.
Dùng trong kĩ thuật và làm đẹp
Acetone được dùng làm thành phần của dược phẩm, phụ gia thực phẩm và cả việc đóng gói, bảo quản thực phẩm. Được sử dụng khá phổ biến trong việc làm đẹp là dung môi, Acetone dùng làm nước rửa sơn móng Với giá thành khá thấp và nhu cầu sử dụng từ phái nữ ở mức cao nên dung môi Acetone xuất hiện từ spa cao cấp, các siêu thị đến cả các chợ thông thường.
Có thể nói, đây là ứng dụng phổ biến nhất giúp mọi người biết đến Acetone.
Nước là một hợp chất hóa học của oxy và hidro, có công thức hóa học là H2O Với các tính chất lý hóa đặc biệt (ví dụ như tính lưỡng cực, liên kết hiđrô và tính bất thường của khối lượng riêng), nước là một chất rất quan trọng trong nhiều ngành khoa học và trong đời sống 70% diện tích bề mặt của Trái Đất được nước che phủ nhưng chỉ 0,3% tổng lượng nước trên Trái Đất nằm trong các nguồn có thể khai thác dùng làm nước uống.
Hình 1.2 Cấu trúc phân tử của nước
1.1.2.2 Tính chất vật lý và thông số hoá ký của Nước
- Khối lượng phân tử: 18 g/mol
- Nhiệt độ nóng chảy (760 mmHg): 0℃):
- Nhiệt dung riêng: 4,187 kJ/kg℃):
Quá trình - thiết bị chưng cất, ngưng tụ
“Chưng cất” là quá trình dùng để tách các cấu tử của một hỗn hợp lỏng (cũng như hổn hợp khí lỏng) thành các cấu tử riêng biệt dựa vào độ bay hơi khác nhau cùa các cấu tử trong hỗn hợp (nghĩa là khi ở cùng một nhiệt độ, áp suất hơi bão hoà của các cấu tử khác).
Khi chưng cất ta thu được nhiều cấu tử và thường thì hệ có bao nhiêu cấu tử sẽ thu được bấy nhiêu sản phẩm Nếu xét hệ đơn giản chỉ có 2 cấu tử thì ta thu được 2 sản phẩm:
- Sản phẩm đỉnh chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi lớn và một phần rất ít các cấu tử có độ bay hơi bé
- Sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi bé và một phần rất ít cấu tử có độ bay hơi lớn.
Bản chất của chưng cất chính là dựa vào nhiệt độ sôi hay nhiệt độ bay hơi khác nhau để tách các cấu tử bằng cách lặp đi lặp lại nhiều lần quá trình bay hơi và ngưng tụ Chưng cất có khá nhiều ứng dụng như:
- Làm sạch các tạp chất như các chất keo, nhựa bẩn, … trong quá trình sản xuất rượu hoặc chưng cất tinh dầu.
- Thu các sản phẩm từ quá trình như chưng cất rượu, chưng cất cồn và chưng cất tinh dầu…
- Nâng cao chất lượng của sản phẩm vì qua quá trình chưng cất sẽ đem đến sản phẩm có độ tinh khiết cao hơn.
“Ngưng tụ” là quá trình thay đổi trạng thái vật chất từ trạng thái khí sang trạng thái lỏng, và là quá trình ngược của bay hơi Thông qua quá trình ngưng tụ, ta sẽ thu hồi được các sản phẩm đi ra từ quá trình chưng cất.
1.2.2 Nguyên tắc của quá trình chưng cất
Tính đặc biệt của chưng cất chính là dùng năng lượng như là phương tiện trợ giúp để tách Năng lượng có một ưu thế lớn đó là có thể dễ dàng đưa vào và lấy ra khỏi một hệ thống Các nguyên tắc của quá trình chưng cất như sau:
Lặp lại bước tách hỗn hợp
Nồng độ của chất cần phải tách có thể được tiếp tục nâng cao bằng cách tiếp tục chưng cất lại phần cất Nhiệt độ sôi khác nhau càng lớn thì người ta cần càng ít lần chưng cất để đạt đến một nồng độ nhất định.
Chưng cất phân đoạn là một trong những phương pháp kinh điển dùng để tách các chất bay hơi ra khỏi một hỗn hợp dựa vào sự khác biệt nhiệt độ sôi của các chất trong hỗn hợp.
Phương pháp chưng cất lôi cuốn hơi nước dựa trên sự khuếch tán và lôi cuốn theo hơi nước của những hợp chất hữu cơ trong tinh dầu khi tiếp xúc với hơi nước ở nhiệt độ cao Sự khuếch tán sẽ dễ dàng khi tế bào chứa tinh dầu trương phồng do nguyên liệu tiếp xúc với hơi nước bão hòa trong một thời gian nhất định
Rượu và các hỗn hợp đẳng phí Ứng dụng lâu đời nhất và đồng thời là được biết đến nhiều nhất của chưng cất là sản xuất rượu mạnh Đặc biệt, một tỷ lệ nhất định của hỗn hợp hai chất lỏng mà không thể tiếp tục tách bằng phương pháp chưng cất được nữa Các hỗn hợp này được gọi là hỗn hợp đẳng phí Nếu muốn tăng nồng độ của cồn phải dùng đến các phương pháp tinh cất đặc biệt khác.
1.2.3 Các phương pháp chưng cất
Phân loại theo áp suất làm việc
- Áp suất thấp: Dùng cho hỗn hợp dễ bị phân hủy ở nhiệt độ cao và các hỗn hợp có nhiệt độ sôi quá cao.
- Áp suất thường: Dùng để tách biệt chất đủ bền khi đun nóng và thực tế không bị phân hủy ở nhiệt độ sôi Phương pháp này thường dùng với các chất có nhiệt độ sôi cao hơn 400℃): và thấp hơn 1600℃): vì những chất lỏng sôi thấp hơn 400℃): sẽ mất đi nhiều sau khi chưng cất nên không có hiệu quả.
- Áp suất cao: Dùng cho các hỗn hợp không hóa lỏng ở áp suất thường.
Phân loại theo nguyên lý làm việc
- Chưng bằng hơi nước trực tiếp
- Chưng cất đa cấu tử
Phân loại theo phương pháp cấp nhiệt ở đáy tháp
- Cấp nhiệt trực tiếp cho đáy tháp bằng hơi nước.
- Cáp nhiệt gián tiếp cho đáy tháp bằng nồi đun.
1.2.4 Các thiết bị chưng cất, ngưng tụ
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.
Bảng 1.1 So sánh ưu, nhược điểm của các loại tháp
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 truyền khối cao, ổn định
- Ít tiêu hao năng lượng hơn nên 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
Thiết bị ngưng tụ đóng vai trò quan trọng trong việc ngưng tụ hơi quá nhiệt sau đó máy sẽ nén thành môi chất lạnh trạng thái lỏng Các loại thiết bị ngưng tụ có mặt trên thị trường:
Theo đặc điểm cấu tạo
Dựa vào cấu tạo của hệ thống làm mát mà chúng ta có thể phân chia thiết bị ngưng tụ thành những loại sau:
- Dàn ngưng giải nhiệt bằng nước
- Bình ngưng dạng lồng ống
- Thiết bị ngưng tụ hơi nước
- Thiết bị ngưng dạng tưới
- Dàn ngưng dạng tấm bản
- Theo môi trường làm mát
Dựa vào môi trường làm mát mà ta có thể chia thiết bị ngưng tụ thành 4 loại khác nhau:
- Bình ngưng tụ giải nhiệt nước: Thiết bị có chức năng làm mát với cấu tạo dạng dàn nhúng hoặc bình phía trong của bể.
- Dàn ngưng tụ giải nhiệt gió: Các luồng gió và luồng không khí cưỡng bức hay các luồng tự nhiên được đưa vào thiết bị và tiến hành trao đổi nhiệt với môi chất.
QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ
Sơ bộ nguyên liệu
Nguyên liệu là hỗn hợp Acetone – nước, là một hỗn hợp đẳng phí trong đó Acetone là cấu tử dễ bay hơi.
Bảng 2.2 Cân bằng lỏng – hơi cho hệ acetone – nước t( o C) 100 77,9 69,6 64,5 62,6 61,6 60,8 59,8 59 58,2 57,5 56,9 x 0 0,05 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 y 0 0,603 0,72 0,803 0,827 0,842 0,855 0,869 0,882 0,904 0,943 1 α - 28,86 23,14 16,30 11,15 7,99 5,90 4,42 3,20 2,35 1,84 -
(Trong đó: x là mol thành phần pha lỏng; y là mol thành phần pha hơi)
Hình 2.3 Giản đồ nhiệt độ - thành phần của hệ Acetone - Nước
Thành phần cấu tử dễ bay hơi trong pha lỏng, %
Th àn h p h ần c ấu t ử d ễ b ay h ơ i t ro n g p h a h ơ i, %
Hình 2.4 Đồ thị x - y của hệ acetone – nước
Sơ đồ quy trình công nghệ chưng cất hỗn hợp Acetone-Nước
Chú thích các kí hiệu trong quy trình:
4 Thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu
7 Bồn chứa sản phẩm đỉnh
8 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
10 Thiết bị làm nguội sản phẩm đáy
11 Bồn chứa sản phẩm đáy
Thuyết minh sơ đồ quy trình công nghệ
Hỗn hợp Acetone - Nước có nồng độ Acetone 25% (theo mol), nhiệt độ khoảng 30 0 C tại bể chứa nhiên liệu (1) được bơm (2) lên bồn cao vị (3), sau đó qua thiết bị trao đổi nhiệt (10) (trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy) Hỗn hợp được đun sôi đến nhiệt độ sôi trong thiết bị gia nhiệt (4), rồi được đưa vào tháp chưng cất (5) ở mâm nhập liệu Trên mâm 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 chảy từ trên xuống Ở đây, có sự tiếp xúc và trao đổi giữa hai pha với nhau Pha lỏng chuyển động trong phần chưng càng xuống dưới càng giảm nồng độ các cấu tử dễ bay hơi vì đã bị pha hơi (tạo nên từ hơi nước từ nồi hơi (9) được cấp trực tiếp vào đáy tháp) lôi cuốn cấu tử dễ bay hơi Nhiệt độ càng lên trên càng thấp, nên khi hơi đi qua các mâm từ dưới lên thì các cấu tử có nhiệt độ sôi cao hơn là nước sẽ ngưng tụ lại, cuối cùng trên đỉnh tháp ta thu được hỗn hợp có cấu tử Acetone chiếm nhiều nhất 95% mol Acetone Hơi này đi vào thiết bị ngưng tụ(6) và được ngưng tụ hoàn toàn Một phần của chất lỏng ngưng tụ được hồi lưu về tháp ở đĩa trên cùng với chỉ số hoàn lưu thích hợp 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.Phần còn lại của chất lỏng ngưng tụ đi qua thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh (7), được làm nguội đến 30 0 C, rồi được đưa qua bồn chứa sản phẩm đỉnh (8) Cuối cùng, ở đáy tháp ta thu được hỗn hợp lỏng hầu hết là cấu tử khó bay hơi (nước) Dung dịch lỏng đáy đi ra khỏi tháp, một phần được đun và bốc hơi ở nồi đun (9) cấp lại cho tháp tiếp tục làm việc Phần còn lại vào thiết bị trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu và được chứa ở bồn chứa (11) Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đỉnh là Acetone, sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt với dòng nhập liệu được đưa về khu xử lý thải.
TÍNH CÂN BẰNG VẬT CHẤT
Các thông số ban đầu
Bảng 3.3 Các thông số ban đầu Đối tượng Thông số Giá trị Thông số Giá trị
Tỷ lệ thu hồi Aceton η = 99%
Nồng độ dòng nhập liệu xF = 25%
Nồng độ sản phẩm đỉnh xD = 95%
Thiết bị ngưng tụ dòng sản phẩm đỉnh
Nhiệt độ vào của dòng nước làm lạnh tv = 25 o C
Nhiệt độ dòng hơi sản phẩm đỉnh trong thiết bị ngưng tụ tD1 = 57,4 o C
Nhiệt độ ra của dòng nước làm lạnh tr = 45 o C
Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Nhiệt độ dòng nước đi vào tv = 25 o C Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh vào ống tD2v = 57,4 o C
Nhiệt độ dòng nước đi ra tr = 35 o C
Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh ra khỏi ống tD2r = 30 o C
Thiết bị trao đổi dòng nhập liệu và sản phẩm đáy
Nhiệt độ vào của dòng nhập liệu tF1v = 30 o C Nhiệt độ dòng sản phẩm đáy trước khi làm nguội tWlv = 98,7 o C
Nhiệt độ ra của dòng nhập liệu tF1r = 50 o C
Nhiệt độ dòng sản phẩm đáy sau khi làm nguội tWlr = 50 o C
Thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu Áp suất hơi đốt PF = 1at Nhiệt độ đầu của dòng nguyên liệu tf = 50 o C
Nhiệt độ nước ngưng tnước 99,1 o C Nhiệt độ sau của dòng nguyên liệu tF = 63,2 o CNồi đun ở Áp suất hơi đốt Pw = 2at Nhiệt độ nước tnước = 119,6 o C đáy ngưng
Kí hiệu: xF: Phân mol Acetone trong dòng nhập liệu. xD: Phân mol Acetone trong sản phẩm đỉnh. xW: Phân mol Acetone trong sản phẩm đáy. x´ F : Phân khối lượng Acetone trong dòng nhập liệu. x´ D : Phân khối lượng Acetone trong sản phẩm đỉnh. x´ W : Phân khối lượng Acetone trong sản phẩm đáy.
GF: Suất lượng dòng nhập liệu (kg/h).
GD: Suất lượng dòng sản phẩm đỉnh (kg/h).
GW: Suất lượng dòng sản phẩm đáy (kg/h).
F: Suất lượng nhập liệu (kmol/h).
D: Suất lượng sản phẩm đỉnh (kmol/h).
W: Suất lượng sản phẩm đáy (kmol/h).
Tính cân bằng vật chất
3.2.1 Tính toán các dòng cân bằng vật chất
Bảo toàn vật chất toàn tháp:
Bảo toàn đối với cấu tử dễ bay hơi (Aceton):
3.2.1.1 Tính toán dòng nhập liệu
Phân mol Aceton trong dòng nhập liệu: xF = 0,25
Phân khối lượng Aceton của dòng nhập liệu: x´ F = x x F × M Acetone
F × M Acetone +(1−x F )× M Nước (0,25pmol)×(58kg kmol) (0,25pmol)× ( 58 kmol kg ) + (1−0,25) pmol × ( 18 kmol kg )
Suất lượng dòng nhập liệu: GF = 2.000 (kg/h)
Khối lượng phân tử trung bình dòng nhập liệu:
Mtb(F) = xF ×MAceton + (1-xF) ×MNước
= (0,25pmol) × (58kg/kmol) + (1-0,25)pmol.(18kg/kmol)
Suất lượng dòng nhập liệu (tính theo kmol/h): F = G M F
Tỷ lệ thu hồi Aceton: D× x F × x D
Suất lượng sản phẩm đỉnh (tính theo kmol/h): D = 18,6 (kmol/h)
Hay, ta có: x D ×(x F −x W ) x F ×(x D −x W ) = 0,99 (0,95 (0,25 pmol)× pmol)× (0,25 (0,95 pmol− pmol− x x W )
→ Phân mol Acetone trong sản phẩm đáy: xW = 0,0034 (pmol Aceton)
3.2.1.2 Tính toán dòng sản phẩm đỉnh
Phân mol Aceton trong dòng sản phẩm đỉnh: xD = 0,95
Phân khối lượng Aceton của dòng sản phẩm đỉnh: x´ D = x x D × M Acetone
D × M Acetone +(1−x D )× M Nước (0,95pmol)× ( 58 kmol kg )
(0,95pmol)× ( 58 kmol kg ) + (1−0 , 95) pmol × ( 18 kmol kg )
Khối lượng phân tử trung bình sản phẩm đỉnh:
Mtb(D) = xD ×MAceton + (1-xD) × MNước
= (0,95pmol) × (58kg/kmol) + (1 - 0,95)pmol × (18kg/kmol)
Suất lượng sản phẩm đỉnh (tính theo kmol/h): D = 18,6 (kmol/h)
Suất lượng sản phẩm đỉnh: GD = D × Mtb(D) = (18,6kg/h) × (56kg/kmol) =1.041,6 kg/h
3.2.1.3 Tính toán dòng sản phẩm đáy
Phân mol Aceton trong dòng sản phẩm đáy: xW = 0,0034
Phân khối lượng Aceton của dòng sản phẩm đáy: x´ W = x x W × M Acetone
W × M Acetone +(1−x W ) × M Nước (0,0034pmol)× ( 58 kmol kg )
(0,0034pmol)× ( 58 kmol kg ) +( 1−0 , 0034 ) pmol × ( 18 kmol kg )
Khối lượng phân tử trung bình sản phẩm đỉnh:
Mtb(W) = xW ×MAceton + (1-xW) × MNước
= (0,0034pmol) × (58kg/kmol) + (1-0,0034)pmol × (18kg/kmol) = 18,1 kg/kmol
Suất lượng sản phẩm đáy, ta có:
GW = GF - GD = (2.000kg/h) - (1.041,6 kg/h) = 958,4 (kg/h)
Suất lượng sản phẩm đáy (tính theo kmol/h):
Bảng 3.4 Kết quả tính toán cân bằng vật chất tháp chưng cất
Năng suất nguyên liệu (kg/h) (2)
Phân tử lượng trung bình Mtb (kg/kmol) (4)
3.2.2.1 Tỉ số hoàn lưu tối thiểu
“Tỉ số hoàn lưu tối thiểu” là chỉ số mà chế độ làm việc tại đó ứng với số mâm lý thuyết là vô cực Do đó, chi phí cố định là vô cực nhưng chi phí điều hành (nguyên liệu, nước, bơm ) là tối thiểu.
Từ bảng số liệu (bảng 2), ta xây dựng đồ thị cân bằng pha của hệ Aceton - Nước ở áp suất 1 atm như ở hình 2.2.
Do đồ thị cân bằng pha của hệ Aceton - Nước có điểm uốn nên xác định tỉ số hoàn lưu tối thiểu bằng cách: Trên đồ thị cân bằng pha của hệ Aceton - Nước (hình 2.2), từ điểm(0,95; 0,95) vẽ đường tiếp tuyến với đường cân bằng tại điểm uốn cắt trục y tại điểm y* = 0,65 (như hình 3.1 bên dưới).
Thành phần cấu tử dễ bay hơi trong pha lỏng, %
Th àn h p h ần c ấu t ử d ễ b ay h ơ i t ro n g p h a h ơ i, %
Hình 3.5 Giản đồ cân bằng pha hệ Aceton - Nước và tiếp tuyến với đường cân bằng
Từ phương trình làm việc đoạn cất, khi x0 = 0 thì: x D
→ Vậy tỉ số hoàn lưu tối thiếu: Rmin = 0,46
3.2.2.2 Tỉ số hoàn lưu thích hợp
Việc chọn chỉ số hoàn lưu thích hợp rất quan trọng, vì khi chỉ số hoàn lưu nhỏ thì số bậc của tháp lớn (tăng chi phí chế tạo) nhưng ít tiêu tốn hơi đốt (giảm chi phí làm việc); ngược lại, khi chỉ số hoàn lưu càng lớn thì số bậc của tháp ít hơn nhưng tiêu tốn hơi đốt lớn vì phải làm bay hơi lượng hồi lưu này
Vì vậy, chỉ số hoàn lưu làm việc gần đúng: Rth = (1,2 ÷ 2,5).Rmin
3.2.3 Phương trình làm việc và xác định số mâm
3.2.3.1 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất y = R
3.2.3.2 Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng x = R R +1
3.2.3.3 Xác định số mâm lý thuyết
Hình 3.6 Giản đồ cân bằng lỏng hơi và mâm lý thuyết của hệ Aceton - Nước
Theo đồ thị, ta xác định được số mâm lý thuyết toàn tháp: Nlt = 10 và 1 nồi đun Trong đó, số mâm lý thuyết đoạn chưng là 2; số mâm lý thuyết đoạn cất là 7 và mâm nhập liệu là mâm số 8 (tính từ trên xuống).
3.2.3.4 Xác định số mâm thực tế
Phương pháp chọn để xác đinh số mâm thực tế là phương pháp xác định số mâm thực tế.
Hiệu suất trung bình theo công thức:
Trong đó: Đường nhập liệu Đường làm việc phần cất Đường làm việc phần chưng Mâm lý thuyết
Thành phần cấu tử dễ bay hơi
Thành phần cấu tử dễ bay hơi
Nlt - số đĩa lý thuyết
Ntt - số đĩa thực tế ηtb - hiệu suất trung bình của thiết bị theo công thức: η tb = η 1 + η 2 +η 3
(Với η1, η2, η3 là hiệu suất của đĩa tại vị trí đỉnh (mâm số 1), nhập liệu (mâm số 8), đáy (mâm số 10) của thiết bị). a) Vị trí đỉnh tháp (mâm số 1)
Từ giản đồ hình 3.2, ta xác định được: x1= 0,95; y*1= 0,97
Tại x1= 0,95, tra trên giản đồ nhiệt độ - thành phần ta được: t1= 57,4 o C Độ bay hơi tương đối theo công thức (IX.61, tr.171, [2]): α = y ¿
1−y ¿ D ×1−x D x D = 1−0,97 0,97 × 1−0,95 0,95 = 1,702 Nội suy theo (bảng I.101, tr.91- 92, [1]): μAceton = 0,234 mPa.s và μNước = 0,490 mPa.s Độ nhớt của hỗn hợp tại vị trí đỉnh (mâm số 1) theo (CT I.12, tr.84, [1]): log(μhh) = x1 ×log(μAceton) + (1−x1) × log(μNước)
Tra theo (hình IX.11, tr.171, [2]), ta được: η1 = 61,5% b) Vị trí nhập liệu (mâm số 8)
Từ giản đồ hình 3.2, ta xác định được: x8= 0,25; y*8= 0,82
Tại x8 = 0,25, tra trên giản đồ nhiệt độ - thành phần ta được: t8= 63,2 o C Độ bay hơi tương đối theo công thức (IX.61, tr.171, [2]): α = y ¿
Nội suy theo (bảng I.101, tr.91- 92, [1]): μAceton = 0,225 mPa.s và μNước = 0,451 mPa.s Độ nhớt của hỗn hợp tại vị trí đỉnh tháp theo (CT I.12- tr.84, [1]): log(μhh) = x8 ×log(μAceton) + (1 − x8) × log(μnước)
Tra theo (hình IX.11, tr.171, [2]), ta được: η2 = 32,5% c) Vị trí đáy tháp (mâm số 10)
Từ giản đồ hình 3.2, ta xác định được: x10= 0,0034; y*10= 0,03
Tại x10 = 0,0034, tra trên giản đồ nhiệt độ - thành phần ta được: t10= 98,7 o C Độ bay hơi tương đối theo (CT IX.61, tr.171, [2]): α = y ¿
1−y ¿ F ×1−x F x F = 1−0,03 0,03 × 1−0,0034 0,0034 = 9,065 Nội suy theo (bảng I.101, tr.91- 92, [1]): μAceton = 0,172 mPa.s và μNước = 0,289 mPa.s Độ nhớt của hỗn hợp tại vị trí đỉnh tháp theo (CT I.12, tr.84, [1]): log(μhh) = x10 ×log(μAceton) + (1–x10)×log(μNước)
Tra theo (hình IX.11, tr.171, [2]), ta được: η3 = 39%
Hiệu suất trung bình của toàn tháp: ηtb = η 1 + η 2 + η 3
Bảng 3.5 Kết quả tính toán hiệu suất tại ba vị trí
Thông số Mâm số 1 Mâm số 8 Mâm số 10
Nhiệt độ (t, o C) 57,4 63,2 98,7 Độ bay hơi tương đối (α) 1,702 13,667 9,065 Độ nhớt (μ, mPa.s) 0,243 0,379 0,288
Hiệu suất trung bình của toàn tháp (ηtb, %) 44,33%
Số mâm thực tế của tháp là: Ntt = N η ¿ tb = 44,33 % 10 = 22,56 Trong đó:
NttChưng = N Chư ng η tb = 44,33 % 3 =¿6,77 => chọn 7 mâm
Ta chọn số mâm thực tế là 23 mâm.
Kết luận: Số mâm thực tế là 23 mâm và 1 nồi đun, trong đó có 7 mâm chưng, 16 mâm cất, mâm nhập liệu thuộc mâm số 17 (tính từ trên xuống).
CÂN BẰNG NĂNG LƯỢNG
Cân bằng năng lượng cho thiết bị ngưng tụ
Nhiệt độ dòng hơi sản phẩm đỉnh trước khi vào thiết bị ngưng tụ: tD1 = 57,4 o C. Nhiệt độ vào và ra của dòng nước lạnh: tv = 25 o C; tr E o C.
Nhiệt độ trung bình của dòng nước lạnh: ttb = 35 o C.
Nhiệt dung riêng của nước làm lạnh ở ttb = 35 o C: Cn = 4,176 kJ/kg.độ.
Phương trình cân bằng năng lượng (ngưng tụ hoàn toàn):
GD ×(Rth + 1) × rD = Gn1 ×Cn ×(tr − tv) (IX.165, tr.198, [2])
GD - suất lượng dòng hơi sản phẩm đỉnh, kg/h.
Rth - chỉ số hoàn lưu thích hợp. rD - ẩn nhiệt ngưng tụ dòng sản phẩm đỉnh, kJ/kg.
Gn1 - suất lượng nước lạnh tiêu tốn để ngưng tụ, kg/h.
Cn - nhiệt dung riêng của nước lạnh, kJ/kg.độ. tr, tv - nhiệt độ nước ra, nước vào; o C.
Tra (bảng I.212, tr.254, [1]) tại tD1 = 57,4 o C, ta có:
- Nhiệt hoá hơi của Acetone: rAceton = 521,34 kJ/kg
- Nhiệt hoá hơi của Nước: rNước = 2.425,52 kJ/kg Ẩn nhiệt ngưng tụ của hơi ở 57,40 o C: rD = x ´ D × r Aceton +(1− ´ x D ) × r nước
= 0,98×(521,34kJ/kg)+(1−0,98)×(2.425,52kJ/kg)U9,42kJ/kg
Suất lượng nước lạnh tiêu tốn để ngưng tụ dòng sản phẩm đỉnh:
(4,176kJ/kg độ)×(45−25) 790,58kg/h Nhiệt lượng hơi ngưng tụ tỏa ra Qnt:
Q nt = G D ×(R th +1)× r D = (1041,6kg/h)×(0,69+1)×(559,42kJ/kg)
Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Phương trình cân bằng năng lượng:
G D - suất lượng dòng sản phẩm đỉnh, kg/h.
C D2 - nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đỉnh, kJ/kg.độ.
G n 2 - suất lượng nước lạnh tiêu tốn để làm lạnh sản phẩm đỉnh, kg/h.
C n - nhiệt dung riêng của nước lạnh, kJ/kg.độ. t D2 v , t D 2r - nhiệt độ vào, ra của dòng sản phẩm đỉnh trong thiết bị làm nguội; o C t r ,t v - nhiệt độ nước ra, nước vào; o C.
Do ngưng tụ sản phẩm đỉnh về trạng thái lỏng sôi, nên nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh trước khi làm nguội: tD2v = 57,4 o C.
Nhiệt độ dòng sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội: tD2r = 30 o C.
Nhiệt độ trung bình của dòng sản phẩm đỉnh trong thiết bị làm nguội: tD2 = 43,7 o C.Nhiệt độ của dòng nước vào thiết bị làm nguội: t = 25 o C.
Nhiệt độ của dòng nước ra khỏi thiết bị làm nguội: tr = 35 o C.
Nhiệt độ trung bình của dòng nước trong thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh: tn = 30 o C. Tra (bảng I.153, tr.171-172, [1]), ta có:
- Nhiệt dung riêng của Acetone tại tD2 = 43,7 o C: CpAceton = 2,252 kJ/kg.độ
- Nhiệt dung riêng của Nước tại tD2 = 43,7 o C: CpNước = 4,178 kJ/kg.độ
Nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đỉnh ở nhiệt độ tD2 = 43,7 o C:
C D2 = ´x D ×C pAceton +(1− ´x D )×C pnước ¿0,98×(2,252kJ/kg độ)+(1−0,98)×(4,178kJ/kg độ)
Nhiệt lượng làm nguội sản phẩm đỉnh Q ng :
= (1.041,6kg/h) × (2,290 kJ/kg.độ) × (57,4-30) = 65.356,234 kJ/h
Suất lượng nước tiêu tốn cho quá trình làm nguội:
Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị trao đổi nhiệt sản phẩm đáy và nhập liệu
Để tận dụng nguồn nhiệt của sản phẩm đáy ta thiết kế dòng lạnh là dòng nhập liệu để gia nhiệt cho nhập liệu.
Phương trình cân bằng năng lượng:
G W 1 - suất lượng dòng sản phẩm đáy đi qua thiết bị trao đổi nhiệt, kg/h.
C W 1 - nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đáy, kJ/kg.độ.
G F - suất lượng dòng nhập liệu, kg/h.
C F1 - nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu trong thiết bị trao đổi nhiệt, kJ/kg.độ. t W 1v , t W 1 r - nhiệt độ vào, ra của dòng sản phẩm đáy trong thiết bị trao đổi nhiệt; o C t F 1r , t F 1 v - nhiệt độ ra, vào của dòng nhập liệu trong thiết bị trao đổi nhiệt; o C.
- Nhiệt độ vào của dòng nhập liệu: tF1v = 30 o C.
- Nhiệt độ ra của dòng nhập liệu là: tF1r = 50 o C.
- Nhiệt độ trung bình của dòng nhập liệu trong thiết bị trao đổi nhiệt: tF1 = 40 o C.
- Dòng sản phẩm đáy đang ở trạng thái sôi trong nồi đun nên: tW1v = 99,93 o C.
- Nhiệt độ đầu ra của dòng sản phẩm đáy: tW1r = 50 o C.
Nhiệt độ trung bình của dòng sản phẩm đáy ở thiết bị trao đổi nhiệt: tW1 = 74,96 o C. Tra (bảng I.153, tr.171-172, [1]) tại tW1 = 74,96 o C, ta có:
- Nhiệt dung riêng của Acetone: CpAceton = 2,353 kJ/kg.độ
- Nhiệt dung riêng của Nước: CpNước = 4,190 kJ/kg.độ
Tra (bảng I.153, tr.171-172, [1]) tại tF1 = 40 o C, ta có:
- Nhiệt dung riêng của Acetone: CpAceton = 2,240 kJ/kg.độ
- Nhiệt dung riêng của Nước: CpNước = 4,175 kJ/kg.độ
Nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đáy ở nhiệt độ 74,96 o C:
C W 1 = ´x W × C pAceton +(1− ´x W )×C pnước ¿0,011×(2,353kJ/kg độ)+(1−0,011)×(4,190kJ/kg độ) ¿4,170kJ/kg độ
Nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu ở nhiệt độ: tF1 = 40 o C:
C x ×C +(1− ´x )×C ¿0,52×(2,240kJ/kg độ)+(1−0,52)×(4,175kJ/kg độ) ¿3,169kJ/kg độ
Suất lượng của dòng sản phẩm đáy vào thiết bị trao đổi nhiệt:
Nhiệt lượng trao đổi giữa 2 dòng:
Cân bằng nhiệt cho thiết bị đun sôi dòng nhập liệu
Phương trình cân bằng năng lượng:
Trong đó: ¿Q D1 - nhiệt lượng hơi đốt mang vào, kJ/h.
Q f - nhiệt lượng do hỗn hợp nhập liệu ban đầu mang vào, kJ/h.
Q F - nhiệt lượng do hỗn hợp nhập liệu mang ra thiết bị, kJ/h.
Q ng 1 - nhiệt lượng do nước ngưng mang ra, kJ/h.
Q xq 1 - nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh; kJ/h
Chọn hơi đốt là hơi nước bão hoà ở áp suất hơi đốt: PF = 1at; tra (bảng I.251, tr.314
[1]) được các giá trị: ẩn nhiệt hóa hơi của nước rnước = r1 = 2.264 kJ/kg; nhiệt lượng riêng của hơi đốt λhơi nước = λ1= 2.677 kJ/kg; nhiệt độ nước ngưng tnước= θ1= 99,1 ℃):.
Nhiệt lượng do hỗn hợp nhập liệu mang ra Q F :
GF - suất lượng nhập liệu, kg/h.
C F - nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu ra khỏi thiết bị đun nóng, kJ/kg.độ. t F - nhiệt độ dòng nhập liệu khi ra khỏi thiết bị đun nóng, o C. Đun nóng dòng nhập liệu đến trang thái lỏng sôi nên nhiệt độ dòng nhập liệu khi ra khỏi thiết bị đun nóng: tF = 63,2 o C.
Tra (bảng I.153, tr.171-172, [1]) tại tF = 63,2 o C, ta có:
- Nhiệt dung riêng của Acetone: CpAceton= 2,316 kJ/kg.độ
- Nhiệt dung riêng của Nước: CpNước= 4,190 kJ/kg.độ
Nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu ở nhiệt độ: tF = 63,2 o C:
C F = ´x F × C pAceton +(1− ´x F )× C pnước ¿0,52×(2,316kJ/kg độ)+(1−0,52)×(4,190kJ/kg độ) ¿3,216kJ/kg độ
Q F =(2.000kg/h)×(3,216kJ/kg độ)×(63,2℃)@6.502,4kJ/h
Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào Q f :
GF - suất lượng nhập liệu, kg/h.
C f - nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu mang vào thiết bị đun , J/kg.độ. t f - nhiệt độ dòng nhập liệu mang vào thiết bị đun (hay nhiệt độ đầu ra của thiết bị trao đổi nhiệt), o C
Tra bảng I.153, trang 171-172, [1] tại tf P o C, ta có:
- Nhiệt dung riêng của Acetone: CpAceton= 2,273 kJ/kg.độ
- Nhiệt dung riêng của Nước: C = 4,183 kJ/kg.độ
Nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu ở nhiệt độ tf = 50 o C:
C f = ´x F ×C pAceton +(1− ´x F )×C pnước ¿0,52×(2,273kJ/kg độ)+0,48×(4,183kJ/kg độ) ¿3,190kJ/kg độ
→ Q f =(2.000kg/h)×(3,190kJ/kg độ)×(50℃)19.000kJ/h
Lượng hơi đốt (lượng hơi nước) cần thiết để đun sôi dòng nhập liệu:
Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào Q D1:
D 1 - lượng hơi đốt để đun sôi dung dịch nhập liệu, kg/h. r 1 - ẩn nhiệt hóa hơi, J/kg. λ 1 - hàm nhiệt (nhiệt lượng riêng) của hơi đốt, J/kg. θ 1 - nhiệt độ nước ngưng, o C.
C 1 - nhiệt dung riêng của nước ngưng, J/kg.độ.
Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh Qxq1 bằng 5% nhiệt tiêu tốn:
D 1 - lượng hơi đốt để đun sôi dung dịch nhập liệu, kg/h. r 1 - ẩn nhiệt hóa hơi, J/kg.
→ Q xq1=0,05×(40.68kg/h)×(2.264kJ kg)=4.604,98(kJ/h)
Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra Qng1:
D 1 - lượng hơi đốt để đun sôi dung dịch nhập liệu, kg/h. θ 1 - nhiệt độ nước ngưng, o C.
C 1 - nhiệt dung riêng của nước ngưng, J/kg.độ.
Tra (bảng I.148, tr.166 [1]), ta có:
- Nhiệt dung riêng của nước ngưng: Cnước = C1= 4,229 (kJ/kg.độ)
→ Qng1 = (40.68kg/h) × (4,229 kJ/kg.độ) × (99,1℃):) = 17.048,74 (kJ/h)
Cân bằng năng lượng cho toàn tháp chưng cất
Phương trình cân bằng nhiệt lượng toàn pháp chưng cất:
Q D2 - nhiệt lượng hơi đốt mang vào, kJ/h.
Q F - nhiệt lượng do hỗn hợp nhập liệu mang vào tháp, kJ/h.
Q R - nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào, kJ/h.
Q y - nhiệt lượng do hơi mang ra ở đỉnh tháp, kJ/h.
Q W - nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra, kJ/h.
Q ng 2 - nhiệt lượng do nước ngưng mang ra, kJ/h.
Q xq 2 - nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh, kJ/h
Nhiệt lượng do hỗn hợp nhập liệu mang vào tháp (hay nhiệt lượng hỗn hợp nhập liệu mang ra thiết bị đun sôi): QF = 406.502,4 kJ/h
Nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào QR:
G R - lượng lỏng hồi lưu G R =G D × R th , kg/h.
C R - nhiệt dung riêng của chất lỏng hồi lưu, kJ/kg.độ. t R - nhiệt độ của chất lỏng hồi lưu, o C.
→ Lượng lỏng hồi lưu: GR = (1.041,6 kg / h)× 0,69 = 718,70 kg/h
Nhiệt độ của chất lỏng hồi lưu: tR = tD2v = 57,4 o C
Tra (bảng I.153, trang 171-172, [1]) tại tR= 57,4 o C, ta có:
- Nhiệt dung riêng của Acetone: CpAceton= 2,296 kJ/kg.độ.
- Nhiệt dung riêng của Nước: Cpnước= 4,188 kJ/kg.độ.
Nhiệt dung riêng của chất lỏng hồi lưu tại nhiệt độ 57,4 o C:
C R = ´x D ×C pAceton +(1− ´x D )×C pnước ¿0,98×(2,296kJ/kg độ)+(1−0,98)×(4,188kJ/kg độ) ¿2,334kJ/kg độ
→ Q R =(718,70kg/h)×(2,334kJ/kg độ)×(57,4℃).285,39kJ/h
Nhiệt lượng do hơi mang ra ở đỉnh tháp Q y :
GD - Suất lượng sản phẩm đỉnh, kg/h.
Rth - Chỉ số hoàn lưu thích hợp. λ D - Nhiệt lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp, J/kg.
- Nhiệt lượng riêng của hơi ở đỉnh:
- Nhiệt lượng riêng của Acetone tại tDW,4 o C:
= 521,34 kJ/kg + (57,4 o C)×(2,296 kJ/kg.độ)
- Nhiệt lượng riêng của Nước tại tDW,4 o C:
= 2.425,52 kJ/kg + (57,4 o C)×(4,188 kJ/kg.độ) = 2.665,91 kJ/kg
= (653,13 kJ/kg) × 0,98 + (2.665,91 kJ/kg) × (1-0,98) = 693,38 kJ/kg
Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra QW:
GW - Suất lượng của dòng sản phẩm đáy, kg/h
C W - Nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đáy, kJ/kg.độ. t W - Nhiệt độ của dòng sản phẩm đáy, o C
Tra (bảng I.153, trang 171-172, [1]) tại tW = 98,7 o C, ta có:
- Nhiệt dung riêng của Nước: CpNước= 4,227 kJ/kg.độ
→ Q w =(958,4kg/h).(4,227kJ/kg độ).(98,7℃)99.849,18kJ/h Áp suất hơi đốt: PW = 2 at; tra (bảng I.251, trang 314, [1]), được giá trị ẩn nhiệt hóa hơi của nước: r2 = 2.208 kJ/kg; nhiệt độ nước ngưng tnước= θ2= 119,6 ℃):.
Lượng hơi đốt (lượng hơi nước) cần thiết để đun sôi dung dịch đáy là:
Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào Q D2:
D 2 - lượng hơi đốt để đun sôi dung dịch trong đáy tháp, kg/h. r 2 - ẩn nhiệt hóa hơi, kJ/kg. λ 2 - hàm nhiệt (nhiệt lượng riêng) của hơi đốt, kJ/kg. θ 2 - nhiệt độ nước ngưng, o C.
C 2 - nhiệt dung riêng của nước ngưng, kJ/kg.độ.
Tra (bảng I.148, trang 166, [1]), ta có:
- Nhiệt dung riêng của nước ngưng: Cnước = C2= 4,245 kJ/kg.độ
Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra Qng2:
Qng2 = GngtC2 θ 2 , kJ/h (IX.161, tr.198, [2])
Gngt - lượng nước ngưng tụ, kg/h. θ 2 - nhiệt độ nước ngưng, o C.
C 2 - nhiệt dung riêng của nước ngưng, kJ/kg.độ.
→ Qng2 = (532,81 kg /h) × (4,245kJ/kg.độ) × (119,6 o C) = 270.508,70 kJ/h
Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh Qxq2 (lấy bằng 5% nhiệt tiêu tốn ở đáy tháp:
D 2 - lượng hơi đốt để đun sôi dung dịch trong đáy tháp, kg/h. r 2 - ẩn nhiệt hóa hơi, kJ/kg.
→ Qxq2 = 0,05×(532,81kg/h)×(2.208 kJ/kg) = 58.822,22 kJ/h
Bảng 4.6 Kết quả tính toán cân bằng năng lượng toàn tháp chưng cất Đối tượng Giá trị
Nhiệt lượng của quá trình ngưng tụ Qnt 984.749,26 kJ/h Nhiệt lượng làm nguội sản phẩm đỉnh Qng 65.356,234 kJ/h
Nhiệt lượng do nhập liệu mang vào tháp (cũng như nhiệt lượng do nhập liệu mang ra khỏi thiết bị đun sôi) QF 406.502,40 kJ/h Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào thiết bị đun sôi Qf 319.000 kJ/h
Nhiệt lượng đun sôi nhập liệu QD1 108.900,36 kJ/h
Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh thiết bị đun sôi Qxq1 4.604,98kJ/h
Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra khỏi thiết bị đun sôi
Nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào QR 96.285,39 kJ/h Nhiệt lượng do hơi mang ra ở đỉnh tháp Qy 1.220 559,59kJ/h Nhiệt lượng đáy mang ra khỏi tháp QW 399.849,18kJ/h Nhiệt lượng đun sôi dung dịch đáy tháp QD2 1.446.953,18 kJ/h Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra Qng2 270.508,70 kJ/h Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh tháp Qxq2 58.822,22 kJ/h Nhiệt lượng trao đổi giữa nhập liệu – đáy QW1 126.759,17 kJ/h
Bảng 4.7 Kết quả tính toán suất lượng trong các thiết bị Đối tượng Giá trị
Suất lượng nước lạnh tiêu tốn để ngưng tụ dòng sản phẩm đỉnh thành lỏng sôi Gn1 11.790,58 kg/h
Suất lượng nước tiêu tốn cho quá trình làm nguội sản phẩm đỉnh Gn2 1.564,29 kg/h
Suất lượng của dòng sản phẩm đáy vào thiết bị trao đổi nhiệt GW1 608,81kg/h
Lượng hơi đốt (lượng hơi nước) cần thiết để đun sôi dòng nhập liệu D1 40,68 kg/h
Lượng lỏng hồi lưu GR 718,70 kg/h
Lượng hơi đốt (lượng hơi nước) cần thiết để đun sôi dung dịch đáy tháp D2 532,81 kg/h
TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THIẾT BỊ NGƯNG TỤ
Tính kích thước thiết bị
5.1.1 Lựa chọn thiết bị ngưng tụ và các thông số đầu vào
Chọn thiết bị ngưng tụ kiểu ống chùm, đặt nằm ngang. Ưu điểm:
Bình ngưng ống chùm nằm ngang, giải nhiệt bằng nước nên hiệu quả giải nhiệt cao, mật độ dòng nhiệt khá lớn q = 3.000 ÷ 6.000 W/m 2 , k= 800÷1.000 W/m 2 K, độ chênh nhiệt độ trung bình ∆t = 5÷6 K Dễ dàng thay đổi tốc độ nước trong bình để có tốc độ thích hợp nhằm nâng cao hiệu quả trao đổi nhiệt, bằng cách tăng số pass tuần hoàn nước
Hiệu quả trao đổi nhiệt khá ổn định, ít phụ thuộc vào nhiệt độ môi trường
Cấu tạo chắc chắn, gọn và rất tiện lợi trong việc lắp đặt trong nhà, có suất tiêu hao kim loại nhỏ, khoảng 40÷45 kg/m 2 diện tích bề mặt trao đổi nhiệt, hình dạng đẹp phù hợp với yêu cầu thẩm mỹ công nghiệp
Dễ chế tạo, lắp đặt, vệ sinh, bảo dưỡng và vận hành
Có thể sử dụng một phần của bình để làm bình chứa, đặc biệt tiện lợi trong các hệ thống lạnh nhỏ, ví dụ như hệ thống kho lạnh Ít hư hỏng và tuổi thọ cao: Đối với các loại dàn ngưng tụ kiểu khác, các ống sắt thường xuyên phải tiếp xúc môi trường nước và không khí nên tốc độ ăn mòn ống trao đổi nhiệt khá nhanh Đối với bình ngưng, do thường xuyên chứa nước nên bề mặt trao đổi nhiệt hầu như luôn luôn ngập trong nước mà không tiếp xúc với không khí Vì vậy tốc độ ăn mòn diễn ra chậm hơn nhiều
Nhược điểm: Đối với hệ thống lớn sử dụng bình ngưng không thích hợp vì khi đó đường kính bình quá lớn, không đảm bảo an toàn Nếu tăng độ dày thân bình sẽ rất khó gia công chế tạo Vì vậy các nhà máy công suất lớn, ít khi sử dụng bình ngưng
Khi sử dụng bình ngưng, bắt buộc trang bị thêm hệ thống nước giải nhiệt gồm: Tháp giải nhiệt, bơm nước giải nhiệt, hệ thống đường ống nước, thiết bị phụ đường nước vv… nên tăng chi phí đầu tư và vận hành Ngoài buồng máy, yêu cầu phải có không gian thoáng bên ngoài để đặt tháp giải nhiệt Quá trình làm việc của tháp luôn luôn kéo theo bay hơi nước đáng kể, nên chi phí nước giải nhiệt khá lớn, nước thường làm ẩm ướt khu lân cận, vì thế nên bố trí xa các công trình
Kích thước bình tuy gọn, nhưng khi lắp đặt bắt buộc phải để dành khoảng không gian cần thiết hai đầu bình để vệ sinh và sửa chữa khi cần thiết
Quá trình bám bẩn trên bề mặt đường ống tương đối nhanh, đặc biệt khi chất lượng nguồn nước kém
Khi sử dụng bình ngưng ống vỏ nằm ngang cần quan tâm chú ý hiện tượng bám bẩn bề mặt bên trong các ống trao đổi nhiệt, trong trường hợp này cần vệ sinh bằng hoá chất hoặc cơ khí Thường xuyên xả cặn bẩn đọng lại ở tháp giải nhiệt và bổ sung nước mới.
Xả khí và cặn đường nước. Ống truyền nhiệt được làm bằng thép CT3 với các kích thước ống:
Bảng 5.8 Các kích thước của ống truyền nhiệt được chọn cho thiết bị ngưng tụ
Thông số Đường kính ống ngoài Đường kính ống trong Đường kính trong thiết bị
Chiều dài ống Bề dày ống
Kích thước dng = 25 mm dtr = 21 mm 500 mm l = 3 m δ =¿2 mmTương ứng với các thông số truyền nhiệt được lựa chọn trong bảng sau:
Bảng 5.9 Các thông số được chọn cho thiết bị ngưng tụ
Thông số Ký hiệu Giá trị
Suất tiêu hao kim loại 40 - 45 ( m kg 2 )
Tốc độ dòng chảy của nước ω 0,6 ( m s )
Hệ số dẫn nhiệt của ống thép λ 46,5 ( m× K W )
Nhiệt độ mặt ngoài thành ống tT1 48,5 o C
Theo kết quả tính toán cân bằng năng lượng thiết bị ngưng tụ ta được các giá trị trong bảng dưới đây.
Bảng 5.10 Các thông số tính toán cân bằng năng lượng thiết bị ngưng tụ
Thông số Ký hiệu Giá trị
Nhiệt độ dòng hơi sản phẩm đỉnh trước khi vào thiết bị ngưng tụ tD1 57,40 o C Ẩn nhiệt ngưng tụ của hơi ở đỉnh rD 559,42 ( kJ kg )
Nhiệt độ vào của dòng nước làm lạnh tv 25 o C
Nhiệt độ ra của dòng nước làm lạnh tr 45 o C
Suất lượng nước lạnh tiêu tốn để ngưng tụ dòng sản phẩm đỉnh thành lỏng sôi Gn1 11.790,58 ( kg h )
Tổng nhiệt lượng ngưng tụ tỏa ra Qnt 984.749,26 ( kJ h ) Độ chênh lệch nhiệt độ trung bình của hai lưu chất ∆ tlog:
Nhiệt độ trung bình của nước làm lạnh (4.13, tr.74, [10]): t tbn =t D1 −∆ t log W,40−20,826,58℃
Bảng 5.11 Thông số vật lý của nước làm lạnh ở nhiệt độ 36,58 o C
Thông số Ký hiệu Giá trị Ghi chú
Khối lượng riêng ρ n 996,97 ( m kg 3 ) Bảng I.2, tr 9, [1] Độ nhớt μ n 0,706×10 -3 ( m 2 N × s ) Bảng I.101, tr 91- 92, [1] Ẩn nhiệt hóa hơi rn 2.436.424,5 ( kg J ) Bảng I.212 , tr 254, [1]
Hệ số dẫn nhiệt λ n 0,634 ( m× Độ W ) Bảng I.130, tr 134, [1] Nhiệt dung riêng Cpn 4,176 ( kg × Độ kJ ) Bảng I.153, tr 171-172,
Chuẩn số Prantl Prn 4,82 Pr = C p × μ λ
Xác định chuẩn số Re của nước:
→ Ren > 10.000 nước chảy thuộc chế độ chảy rối.
5.1.2 Xác định hệ số cấp nhiệt Độ chênh lệch nhiệt độ giữa nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ mặt ngoài thành ống ∆ t :
Nhiệt độ màng lỏng ngưng: t m =t D1 +t T 1
Bảng 5.12 Thông số vật lý của các cấu tử ở 52,95 o C
Thông số Ký hiệu Aceton Nước Đơn vị
Khối lượng riêng ρ 753,76 986,17 (kg/m 3 ) Độ nhớt μ 0,241 × 10 -3 0,525 × 10 -3 (N/m 2 s) Ẩn nhiệt hóa hơi r 525.066,588 2.427.841,584 (J/kg)
Hệ số dẫn nhiệt λ 0,165 0,652 (W/m Độ )
Nhiệt dung riêng C p 2,28209 4,18471 (kJ/kg Độ )
Khối lượng riêng của lỏng ngưng ρ hh :
→ ρ hh u7,33(kg/m 3 ) Độ nhớt hỗn hợp lỏng ngưng μ hh (I.12, tr.84, [1]): logμ hh =x D logμ A +(1−x D )logμ B =0,95.log0,24 1+0,05.log 0,525
→ μ hh =0,250×10 −3 ¿N/m 2 s) Ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp lỏng ngưng rhh: rD = ´ x D × rAceton + (1 – ´ x D) × rnước
Hệ số dẫn nhiệt lỏng ngưng λ hh (I.33, tr.124,[1]): λ hh = ´ x D × λ Aceton +(1− ´x D )× λ nước −0,72.´x D ×(1−´x D )×(λ nước −λ Aceton )
Nhiệt dung riêng của lỏng ngưng C hh :
Cphh = ´ x D × Cp Aceton + (1- ´ x D ) × Cp nước
= 0,98 × 2,28209(kJ/kg độ ) + 0,02 × 4,18471(kJ/kg độ ) = 2,32014 (kJ/kg độ )
Bảng 5.13.Thông số vật lý của hỗn hợp aceton – nước tại 52,95 o C
Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị
Khối lượng riêng ρ hh 757,33 (kg/m 3 ) Độ nhớt μ hh 0,250 × 10 -3 (N/m 2 s) Ẩn nhiệt hóa hơi r hh 563.122,09 (J/kg)
Hệ số dẫn nhiệt λ hh 0,168 (W/m Độ )
Nhiệt dung riêng Cp hh 2,32014 (kJ/kg Độ)
Do kết cấu là loại ống đặt nằm ngang nên hệ số cấp nhiệt ngưng tụ bên ngoài ống được tính theo công thức: α 1 =C √ 4 r hh ν hh × ρ × ∆ t × d hh × λ n 3 × g ng =C 4 √ r hh μ × ρ hh × ∆ t ×d hh 2 × λ hh 3 × g ng (tr 56,[ 9])
C = 0,725 đối với bình ngưng nằm ngang rhh - ẩn nhiệt hóa hơi của lỏng ngưng, (J/kg) νhh - độ nhớt động học của lỏng ngưng, (m 2 /s) g - gia tốc rơi tự do, (m/s 2 )
Hệ số cấp nhiệt α tính cho cả chùm ống được tính theo công thức (V.109 [2]): α 1 = α ' 1 × ε tb
Với ε tb : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào cách bố trí ống và số ống trên 1 hàng thẳng đứng (6.25, tr 273, [3]).
Chọn hệ số phụ thuộc vào cách bố trí và số ống trong mỗi dãy thẳng đứng là: ε tb = 0,75
Nhiệt tải hơi ngưng tụ q1: q1 = α 1 × (tD1 – tT1) = 2.204,32 ( m 2 W Độ ) × 8,9 ( ℃ ) = 19.618,448 ( m W 2 )
Nhiệt trở cặn bẩn phía hơi ngưng: r1 = 11.600 1 ( m 2 W Độ )
Nhiệt trở cặn bẩn phía dòng nước: r2 = 5.800 1 ( m 2 W Độ )
Nhiệt trở của lớp cáu: rw = λ δ thép = 2× 10 −3
Tổng nhiệt trở theo công thức:
Các thông số r1, r2 được tra ở (bảng 31 [4])
Nhiệt độ trong bề mặt thành ống tT2: tT2 = tT1 – q1 ×∑r = 48,5( o C) – 19.618,448( m W 2 ) × 3,016 ×10 −4 ( m 2 W Độ ) = 42,58 o C
Chuẩn số PrT tại nhiệt độ 42,58 o C:
Hệ số cấp nhiệt khi lưu thể chảy xoáy cưỡng bức trong ống thẳng tiết diện tròn:
Nu=0,021× ε k ×ℜ 0,8 × Pr 0,43 × ( Pr Pr T ) 0,25 (CT 2.13, tr.26, [6])
Chuẩn số Nu của nước: Vì d L > 50 và Re > 1 × 10 5 → ε k = 1 (Bảng 2.3, tr.26, [6])
Hệ số cấp nhiệt α 2 của nước vào mặt ống: α 2 =Nu n × λ n d tr 108,266×0,634( m 2 W Độ )
Nhiệt tải dòng nước q2: q 2 =α 2 ×(t T 2 −t tbn ) = 3.268,60( m 2 W Độ ) × (42,58 – 36,58) ( o C)
Ta thấy tại tT1 = 48,5 o C thỏa mãn điều kiện ε p < 0,05
Hệ số truyền nhiệt K ứng với tT1 = 48,5 o C được áp dụng theo công thức hệ số truyền nhiệt của tường phẳng là:
Với: α 1 - hệ số cấp nhiệt phía hơi bão hòa ngưng tụ và α 1 = 2.199,93( m 2 W Độ ) α 2 - hệ số cấp nhiệt phía ống α 2 = 3.268,60 ( m 2 W Độ )
∑r - tổng nhiệt trở thành ống thép và lớp cáu.
Diện tích bề mặt truyền nhiệt F: (CT I.54, tr.63, [8])
942,33( m 2 W Độ ) × (20,82) (℃ ) ×3.600 = 13,94 (m 2 ) Để dự trữ 30% diện tích bề mặt truyền nhiệt ta có:
Chiều dài ống ứng với tổng diện tích F của các ống trong thiết bị ngưng tụ: (CT I.55, tr.64, [8])
Tổng số ống truyền nhiệt có chiều dài l = 3 (m): n=L l$9,112
Ta chọn cách sắp xếp ống theo kiểu hình lục giác.
Số ống trên cạnh hình lục giác lớn nhất (V.139, tr.48, [2]): n = 3a × (a – 1) + 1 = 83 → a = 5,75 Chọn a = 6
Với: n - tổng số ống trong thiết bị truyền nhiệt a - số ống trên một cạnh của hình lục giác lớn nhất
Xác định số ống trên đường chéo của lục giác lớn nhất b (V.139, tr.48, [2]): b = 2a – 1 = 2 × 6 – 1 = 11
Dựa vào bảng V.11, tr.48, [2], ta chọn số ống là 91 ống.
Kết luận: Bố trí kết cấu ống trên mặt sàng với 91 ống ta bố trí với đường chéo chính có 11 ống và theo hình lục giác đều mỗi cạnh 6 ống (có thể thay đổi khi bố trí chặn ở nắp). Đường kính trong thiết bị được tính theo công thức (V.140, tr.49, [2]):
Ta chọn thiết bị truyền nhiệt có đường kính 500 mm.
Vận tốc thực của dòng nước trong thiết bị ngưng tụ, ω tt : ω tt = 4 ×G n
Do đó để vận tốc của dòng nước đúng với vận tốc thiết kế thì ta phải tăng số chặn phía ống.
Số chặn phía ống: z = ω ω tt 0,6( m s )
→ Vậy ta chọn thiết bị có 6 pass phía ống.
Kiểm tra Re ứng với 6 pass phía ống, Re > 10000
Kết luận: Thiết bị có đường kính trong Dt = 500 mm, có tổng cộng 91 ống truyền nhiệt có kích thước ϕ 25 x 2 mm dài l = 3 m, chia làm 6 pass phía ống gồm 2 pass trong
19 ống; 2 pass giữa 15 ống; 1 pass ngoài 12 ống; 1 pass ngoài 11 ống và bước ống t 32,5 (mm).
Tính cơ khí thiết bị
Thiết bị hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế thiết bị có thân hình trụ được gia công bằng phương pháp hồ quan tự động dưới lớp thuốc, kiểu hàn giáp mối hàn hai phía Để đảm bảo chất lượng sản phẩm và độ ăn mòn của thiết bị ta sẽ chọn vật liệu làm thân thiết bị là thép CT3.
Chọn nhiệt độ tính toán: do nhiệt độ môi trường làm việc bé hơn 250 o C nên chọn nhiệt độ tính toán bằng nhiệt độ làm việc: ttt = tD1 = 57,4 o C (tr.9, [5]).
Chọn áp suất làm việc: thiết bị làm việc ở áp suất thường nên không có áp suất dư và xem chiều cao cột áp thủy tĩnh là không đáng kể thì áp suất tính toán: Ptt = Pngoài = 1 at
Chọn ứng suất cho phép: chọn ứng suất cho phép tiêu chuẩn đối với thép CT3 tại 57,4 o C có [σ]*7,5 (N/mm 2 ) (tra đồ thị hình 1.1 với 1 – thép CT3; tr.15; [5]).
Hệ số hiệu chỉnh: η = 1 (tr.17, [5]) Ứng suất cho phép: [σ]=η׿= 1 × 137,5 = 137,5 ( mm N 2 ) (1-9, tr.17, [5])
Chọn hệ số bền mối hàn: φ h = 0,95 (tra bảng 1-8, tr.19, [5])
Kiểm tra bề dày theo áp suất bên trong thiết bị
Chọn hệ số bổ sung bề dày tính toán: C = Ca + Cb + Cc + Co (1-10, tr.20, [5]) Trong đó:
Ca = 1 mm (trang 20, [5]): hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học của môi trường
Cb = 0 mm (trang 20, [5]): hệ số bổ sung do bào mòn cơ học của môi trường
Cc = 0 mm: hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, lắp ráp
Co = 1 mm: hệ số bổ sung để quy tròn kích thước
→ C = 1 mm + 0 mm + 0 mm + 1 mm = 2 mm
Vậy bề dày thực của thiết bị:
Stt = Smin + C = 3 mm + 2 mm = 5 mm (5-9, tr.97, [5])
Kiểm tra áp suất tính toán cho phép, [p] (6-10, tr.97, [5]):
Vì [ p ] > ptt nên bề dày thiết bị là S = 5 mm
Chọn nắp có dạng hình elip tiêu chuẩn có gờ, làm bằng thép CT3.
Bảng 5.14 Các thông số ban đầu tính toán đáy (nắp) thiết bị ngưng tụ
Thông số Ký hiệu Giá trị Ghi chú
Nhiệt độ tính toán ttt 57,4 o C Áp suất tính toán ptt 0,1 ( mm N 2 ) Bảng 1-1, trang 10, [5] Ứng suất cho phép [σ] 127,30 ( mm N 2 ) Bảng 2-9, trang 29, [5] Chọn nắp elip tiêu chuẩn Rt = Dt 500 (mm) Trang 126, [5]
Hệ số bền mối hàn φ h 0,95 Tra bảng 1-8, trang 19, [5]
Bề dày thực của thiết bị Stt 5 (mm) 5-9, trang 97, [5]
Hệ số hiệu chỉnh η = 1 (vì môi trường là nước)
Bề mặt đáy và nắp cần thỏa mãn điều kiện:
Kiểm tra áp suất tính toán cho phép, [ p ]: (6-10, tr.126, [5])
[p] > [ptt], nên bề dày nắp: S = 5 (mm)
Chiều sâu bên trong của phần Elip: H = ht = 0,25×Dt = 0,25×500 = 125 (mm)
Chiều cao gờ: h = 25 mm (bảng XIII.10, tr.382, [2])
Diện tích bề mặt trong của nắp: Ft = 0,31 (m 2 ) (bảng XIII.10, tr.382, [2])
Khối lượng của nắp: mn = 12,4 (kg) (bảng XIII.11, trang 384, [2]) Đường kính phôi của nắp elip: D’= Dt = 500mm (bảng XIII.12, tr.385, [2])
Tra bảng XIII.10, tr.383, [2] ta có thể tích của nắp: Vn = 11,5×10 -3 (m 3 )
5.2.3 Bích ghép thân và nắp (đáy)
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.
Chọn bích ghép thân, nắp (đáy) là loại bích phẳng hàn làm bằng thép CT3. Ứng suất cho phép của bích ở 57,4 o C: [ σ ] bi = 127,3 ( mm N 2 ) (bảng 2-9, tr.29, [5])
Số mặt bích cần dùng là 2 được hàn vào 2 nắp (đáy)
Bulông làm bằng thép CT3
Thông số của bích được chọn theo (bảng XIII.27, tr.417, [2])
Bảng 5.15 Kích thước bích ghép thân và đáy (nắp) thiết bị ngưng tụ Đường kính thiết bị (Dt) 500
(mm) Đường kính ngoài mặt bích (D) 630 Đường kính vòng bulong (Db) 580 Đường kính gờ mặt bích (D1) 550 Đường kính đến vành trong đệm (Do) 511 (mm)
Z 20 (Cái) Độ kín của mối ghép bích chủ yếu do vật liệu đệm quyết định Đệm được làm bằng vật liệu mềm dễ biến dạng, khi siết bu lông đệm bị biến dạng và điền đầy lên các chỗ gồ ghề trên bề mặt bích Chọn đệm Paronit có bề dày S = 3 mm với thiết bị có áp suất và nhiệt độ làm việc không cao.
Xác định lực nén chiều trục sinh ra do xiết bulông: (CT 7-10, tr.155, [5])
Qa - Lực do áp suất trong thiết bị gây ra, (N)
Qk - lực cần thiết để giữ đệm được kín, (N)
Dt - Đường kính trong của thiết bị, (mm) p - Áp suất môi trường bên trong thiết bị, ( mm N 2 ), p = 0,102 ( mm N 2 )
Dtb - Đường kính trung bình của vòng đệm, (mm)
2 = 550+ 2 511 = 530,5 (mm) b: Bề rộng thực của đệm, (mm)
2 = 550−511 2 = 19,5 (mm) bo: Bề rộng tính toán của đệm, lấy bo = (0,5 ÷ 0,8) b (mm)
Chọn bo = 0,7 × b = 0,7 × 19,5 = 13,65 (mm) m: Hệ số áp suất riêng, m = 2 (bảng 7-4, tr.156, [5]) qo: Áp suất riêng phần cần thiết để biến dạng vòng đệm.
Thay số vào công thức trên ta được:
Xác định lực để xiết chặt vòng đệm (CT 7-11, trang 155, [5]):
Lực tác dụng lên bulông (CT 7-14, tr.157, [5]): Qb = Q Z
Q - Lực nén chiều trục, lấy giá trị lớn nhất giữa Q1 và Q2
20 = 12.512,11 (N) Ứng suất cho phép của vật liệu làm bulông [σ] tại 57,4 o C (tra bảng 7-7, tr.158, [5]):
Hệ số giảm ứng suấtvới db = 20 (mm) → ko = 0,8 (tr.157, [5])
Thông thường các bulông ghép mặt bích bị xiết quá chặt do ta không định được lực vặn cần thiết, nhất là các bulong có đường kính bé bị kéo quá căng Vì vậy, trong tính toán thực tế người ta giảm bớt ứng suất cho phép của vật liệu làm bulông (CT 7-15, tr.157, [5]):
Ta được: [σ] b ' < [ σ ] bi thoả điều kiện.
Cánh tay đòn của momen gây uốn bích (tr.152, [5]): l = D b − D 1
Momen uốn tại tiết diện AB (tr.153, [5]): M AB = Q ×l
Q - lực của chiều trục l - cánh tay đòn của lực Q
Monmen chống uốn tại tiết diện AB (tr.153, [5])
6 = 115.191,73 mm 3 Ứng suất tại tiết diện AB (7-7, trang 154, [5]) ¿ = ¿ 6 × 250.242,23(N)×15(mm) π ×550(mm)×20 2 (mm) 2,58( mm N 2 )
Mối hàn thuộc loại hàn chồng (ngang)
Hình 5.9 Mối hàn ngang Kiểm tra ứng suất uốn mối hàn bích với thân thiết bị (trang 154, [5]) ¿ Với: δ = S - bề dày thiết bị, (mm) ln - Chiều dài mối hàn (chu vi thiết bị), (mm) ln = π × Dn = π × (D + Stt × 2)
0,7×5(mm)×1.602 2 (mm) = 2,51( mm N 2 ) Ứng suất cắt mối hàn (tr.154, [5]) τ = 2× 0,7 Q ×δ × l n = 250.242,23(N) 2×0,7×5(mm)×1.602(mm) = 22,32 ( mm N 2 ) Ứng suất tương đương của mối hàn (7-8, trang 154, [5])
Với: σ B = 490 Mpa - giới hạn bền ở nhiệt độ làm việc đối với thép CT3 m = (4 ÷ 5) - Hệ số an toàn bền, chọn m = 5
Vậy [ σ ]td ≤ 0,8 × [ σ ] thỏa mãn điều kiện.
5.2.4 Đường kính các ống dẫn – bích ghép các ống dẫn Ống dẫn thường được nối với thiết bị bằng mối ghép tháo được hoặc không tháo được. Trong thiết bị này, ta sử dụng mối ghép tháo được Đối với mối ghép tháo được, người ta làm đoạn ống nối là đoạn ống ngắn có mặt bích hay ren để nối với ống dẫn; loại có mặt bích thường dùng với ống có Dy > 10 (mm); loại ren chủ yếu dùng với ống có Dy ≤
10 (mm), đôi khi có thể dùng với ống có Dy ≤ 32 (mm) (trang 434, [2]).
Chọn ống dẫn và bích được làm bằng thép CT3, cấu tạo của bích là bích liền không cổ.
5.2.5 Ống dẫn nước vào thiết bị ngưng tụ
Nhiệt độ dòng nước vào thiết bị ngưng tụ là 25 o C
Khối lượng riêng của nước tại 25 o C: ρ n = 996,5 ( m kg 3 )
Lượng nước cần dùng: Gn1 = 11.790,79 ( kg h )
Chọn vận tốc nước trong ống dẫn: vn = 1,0 ( m s ) Đường kính trong của ống:
Dy(nv) = √ 3600 4 × ρ ×G n × π × v n1 n = √ 3600 × 4 996,5 ×11.790,79 ( m kg 3 ) × π ×1,0 ( kg h ) ( m s ) = 0,065 (m) = 65 (mm)
Kết luận: Chọn ống có đường kính trong 70 (mm), bích theo chuẩn, chiều dài đoạn ống nối là 110 (mm) (bảng XIII.32, tr.434, [2]).
5.2.6 Ống dẫn nước ra thiết bị ngưng tụ
Nhiệt độ dòng nước ra khỏi thiết bị ngưng tụ là 45 o C
Khối lượng riêng của nước tại 45 o C: ρ n = 989,75 ( m kg 3 )
Lượng nước cần dùng: Gn = 11.790,79 ( kg h )
Chọn vận tốc nước trong ống dẫn: vn = 1,0 ( m s ) Đường kính trong của ống:
Kết luận: Chọn ống có đường kính trong 70 (mm), bích theo chuẩn, chiều dài đoạn ống nối là 110 (mm) (bảng XIII.32, tr.434, [2]).
5.2.7 Ống dẫn lỏng ngưng ra khỏi thiết bị
Nhiệt độ lỏng ngưng ra khỏi thiết bị ngưng tụ là 57,4 o C
Khối lượng riêng của aceton tại nhiệt độ 57,4 o C: ρ aceton = 748,86 ( m kg 3 )
Khối lượng riêng của nước tại nhiệt độ 57,4 o C: ρ nước = 984,17 ( m kg 3 )
Khối lượng riêng của hỗn hợp ở 57,4 o C:
Chọn vận tốc nước trong ống dẫn: vn = 0,1 ( m s )
GD: Suất lượng sản phẩm đỉnh, GD = 1.041,6 ( kg h )
Rth: Chỉ số hoàn lưu thích hợp, Rth = 0,69
Q1: lưu lượng thể tích dòng lỏng, ( m s 3 )
Kết luận: Chọn ống có đường kính trong 100 (mm), bích theo chuẩn, chiều dài đoạn ống nối là 120 (mm) (bảng XIII.32, tr.434, [2]).
5.2.8 Ống dẫn hơi vào thiết bị ngưng tụ
Nhiệt độ dòng hơi vào thiết bị ngưng tụ là 57,4 o C
Chọn vận tốc dòng hơi: vh = 20 ( m s )
Khối lượng riêng của hỗn hợp hơi tính theo phương trình khí lí tưởng: ρ hh = P × M D
Qh: lưu lượng thể tích dòng hơi ( m s 3 )
GD: Suất lượng sản phẩm đỉnh, GD = 1.041,6 ( kg h )
Rth: Chỉ số hoàn lưu thích hợp, Rth = 0,69
2,067( m kg 3 ) ×3600 = 0,236 ( m s 3 ) Đường kính trong ống:
Kết luận: Chọn ống có đường kính trong 125 (mm), bích theo chuẩn, chiều dài đoạn ống nối là 120 (mm) (bảng XIII.32, tr.434, [2]).
5.2.9 Bích ghép các ống dẫn
Thông số của bích được chọn theo (bảng XIII.26, tr.409, [2])
Bảng 5.16 Kích thước bích ghép các ống dẫn Ống D y D u D D δ D I h Bulông d b Z mm cái Ống nước vào 70 76 180 145 122 14 M16 8 Ốngng nước ra 70 76 180 145 122 14 M16 8 Ống lỏng ngưng 100 108 215 180 158 14 M16 8 Ống hơi vào 125 133 235 200 178 14 M16 8
Chọn vỉ ống hình tròn phẳng và vật liệu làm ống là thép CT3, bố trí theo hình tam giác đều. Đường kính vỉ ống bằng đường kính trong của thiết bị: D = Dt = 500 (mm) Đường kính ngoài của ống truyền nhiệt: dng = 25 (mm)
Bề dày tối thiểu của vỉ ống bằng thép (8-51, tr.182, [5]) h' = d ng
Chọn bề dày thực của vỉ ống: h = 20 (mm) vì dùng vỉ làm mặt bích.
5.2.11 Vách ngăn lưu chất phía vỏ Để tạo chuyển động cắt ngang qua đường ống, tăng cường quá trình trao đổi nhiệt, chống rung động cho các ống và đỡ các ống khỏi bị cong xuống người ta lắp các tấm ngăn hình vành khăn, viền khăn hay đĩa. Ở đây ta chọn tấm ngăn hình viên phân với chất liệu thép CT3, tấm ngăn hình viên phân được cắt một khoảng h = 25% Dngăn (chọn h = 21% Dngăn) Các lỗ trên tấm ngăn thường có đường kính lớn hơn đường kính ống khoảng 1 (mm).
Hình 5.10 Ngăn hình viên phân Các thông số kích thước (Tra bảng 1.2, 1.3 tr.22, [9]) Đường kính vách ngăn: Dngăn = Dvỏ = 500 (mm)
Khoảng cách tối đa giữa các tấm ngăn: lmax = 1200 (mm) → Chọn 1000 (mm)
Bề dày tối thiểu của vách ngăn: smin = 10 (mm) → Chọn svách = (10 mm)
5.2.12 Bố trí tấm ngăn phía ống ở đáy (nắp)
Tấm ngăn nhằm tạo pass (chặng) cho lưu chất phía ống Chúng có thể bố trí kiểu rẽ quạt, đồng tâm hay cát tuyết.
Chọn cách bố trí song song cho các tấm ngăn ở nắp, sử dụng tấm hình elip dày 10 (mm) bằng thép CT3.
Tổn thất do ma sát:
∆ p ms =n × ρ × λ ×L ×ω tt 2 d tr ×2 , ( m N 2 ) , (II.55, trang 377, [1])
Với: ρ - khối lượng riêng của nước tại 35 0 C là 993,5( m kg 3 ) ω tt - vận tốc dòng nước đi trong ống là 0,6 ( m s )
L - chiều dài một ống truyền nhiệt là 3 (m) dtr - đường kính trong ống truyền nhiệt 0,021 (m) λ - hệ số ma sát của dòng nước vào thành ống n – số ống
Tra bảng II.15, tr.381, [1], ta có độ nhám của ống ε = 0,2 mm = 0,0002 m (ăn mòn ít). Chuẩn số Reynold: Re = 17.792,95
Chuẩn số Reynolds tới hạn (công thức II.60, tr.378, [1]):
Chuẩn số Reynolds nhám (công thức II.62, tr.379, [1]):
Ta có Regh < Re < Ren → khu vực quá độ (nằm giữa khu vực nhẵn thủy lực và khu vực nhám).
Hệ số ma sát của khu vực chảy quá độ phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds và độ nhám của thành ống.
21mm=0,01→0,00008< ε d tr 10.000.
Giả sử chọn nhiệt độ ngoài thành ống 1 là: tvn1 = 32 o C
Thông số Ký hiệu Giá trị Nội suy
Khối lượng riêng ρ n 994,879 ( m kg 3 ) Bảng I.2,tr 9, [1]. Độ nhớt μ n 0,769 × 10 -3 ( m N 2 s ) Bảng I.101, tr 91- 92, [1]. Nhiệt dung riêng Cpn 4.171,882 ( kg độ J ) Bảng I.153, tr 171-172, [1].
Hệ số dẫn nhiệt λ n 0,627 ( m độ W ) Bảng I.130, tr 134, [1]. Chuẩn số Pr của vách tiếp xúc với dòng nước:
Chuẩn số Nu của dòng nước chảy rối (CT 2.13, tr.26, [6]):
Nu n = 0,021×ε 1 ×ℜ n 0,8 × ( Pr Pr vn n 1 ) 0,25 × Pr n 0,43
Hệ số ε1 trong phương trình (2.13) gọi là hệ số điều chỉnh, nói lên ảnh hưởng của tỷ số giữa chiều ống L và đường kính ống đến hệ số cấp nhiệt Vì Re > 10.000 và tỉ lệ L/ d = 2000/25 = 80 > 50 nên chọn ε1 =1.
Hệ số cấp nhiệt của dòng nước: α n = Nu d n × λ n td = 78,73 × 0,622 ( m K W )
Nhiệt tải dòng nước: qn = q = α n × | t vn1−t n | = 5.441,118( m W 2 độ ) × | 32−30 | o C = 10.882,236 ( m W 2 )
Nhiệt tải qua thành ống 1 và lớp cặn:
Tra bảng 31, tr.29, [4], ta có:
- Nhiệt trở cặn bẩn trong thành ống 1 (dòng acetone): r1 = 5.800 1 ( m 2 W độ )
- Nhiệt trở cặn bẩn ngoài thành ống 1 (dòng nước) : r2 = 5.800 1 ( m 2 W độ )
Nhiệt trở của lớp cáu: rw = λ δ thép = 2× 10 −3
Tổng nhiệt trở theo công thức:
Nhiệt độ vách trong của ống 1: tvt1 = tvn1 + q × ∑r = 32 o C + 10.882,236( m W 2 ) × 3,878 × 10 −4 ( m 2 W độ ) = 36,22 o C
Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đỉnh
Thông số Ký hiệu Giá trị Nội suy
Khối lượng riêng ρ D2 769,758 ( m kg 3 ) Bảng I.2,tr 9, [1]. Độ nhớt μ D2 0,267 × 10 -3 ( m N 2 s ) Bảng I.101, tr 91- 92, [1]. Nhiệt dung riêng CpD2 2.283,613 ( kg độ J ) Bảng I.153, tr 171-172,
Hệ số dẫn nhiệt λ D2 0,168 ( m độ W ) Bảng I.130, tr 134, [1]. Chuẩn số Pr của dòng sản phẩm đỉnh:
Vận tốc dòng sản phẩm: vD2 = 4 ×G D
→ Vậy dòng sản phẩm đỉnh thuộc chế độ chảy rối vì Re > 10.000.
Thông số Ký hiệu Giá trị Nội suy
Khối lượng riêng ρ D2 775,667 ( m kg 3 ) Bảng I.2,tr 9, [1]. Độ nhớt μ D2 0,334 × 10 -3 ( m N 2 s ) Bảng I.101, tr 91- 92, [1]. Nhiệt dung riêng CpD2 2.267,353 ( kg độ J ) Bảng I.153, tr 171-172, [1].
Hệ số dẫn nhiệt λ D2 0,168 ( m độ W ) Bảng I.130, tr 134, [1]. Chuẩn số Pr của vách tiếp xúc với dòng sản phẩm đỉnh:
Chuẩn số Nu của dòng sản phẩm đỉnh chảy rối (CT 2.13, tr.26, [6]):
Nu D 2 = 0,021×ε 1 ×ℜ D 0,8 2 × ( Pr Pr D2 vt1 ) 0,25 × Pr D 0,43 2
Hệ số ε1 trong phương trình (2.13) gọi là hệ số điều chỉnh, nói lên ảnh hưởng của tỷ số giữa chiều ống L và đường kính ống đến hệ số cấp nhiệt Vì Re > 10.000 và tỉ lệ L/ d = 2000/21 = 95,24 > 50 nên chọn ε1 =1.
Hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đỉnh: α D 2 = Nu D2 d × λ D2 tr1 = 247,4 × 0,168 ( m độ W )
Nhiệt tải dòng sản phẩm đỉnh: qD2 = α D 2 ×( t D2−t vt 1 ) = 1979,2 ( m W 2 độ ) × (41,6 – 36,22) o C = 10.648,096 ( m W 2 )
→ Tại tvn1 = 32 o C thỏa mãn điều kiện ε 0 10.000
Thông số Ký hiệu Giá trị Nội suy
Khối lượng riêng ρ Fv 852,13 ( m kg 3 ) Bảng I.2,tr 9, [1]. Độ nhớt μ Fv 0,445 × 10 -3 ( m N 2 s ) Bảng I.101, tr 91- 92, [1]. Nhiệt dung riêng CpFv 3.191,4 ( kg Độ J ) Bảng I.153, tr 171-172, [1].
Hệ số dẫn nhiệt λ Fv 0,312 ( m Độ W ) Bảng I.130, tr 134, [1]. Chuẩn số Pr của dòng nhập liệu:
Chuẩn số Nu của dòng nhập liệu:
Nu F 1 = 0,021 ×ε k ×ℜ 0,8 F1 × Pr 0,43 F1 × ( Pr Pr F1 Fv ) 0,25
Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu (αF1): α F 1 =Nu F1 × λ F1 d tr1
Nhiệt tài dòng nhập liệu: qF1 = α F 1 × ( t F v −t F 1 ) = 1.954,985 ( m 2 W Độ ) × (50,8 – 40) o C = 21.113,838 ( m W 2 )
Tại t W v = 59 o C thỏa mãn điều kiện ε 0 50 và Re > 1×10 5 →ε k = 1
Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống: α F 2 =Nu F2 × λ F2 d tr 176,37×0,313( m 2 W Độ )
Nhiệt tải dòng nhập liệu q : q F 2 =α F2 ×(t vt −t F2 ) = 2.628,75( m W 2 độ ) × (75,62 – 56,94) ( o C)
Tại tvn = 94 o C thỏa mãn điều kiện ε 0