›
›

Thiết kế tháp chưng cất hệ nước – acid acetic

doc 52 trang phuongnguyen 70
Download
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Thiết kế tháp chưng cất hệ nước – acid acetic", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

  • docthiet_ke_thap_chung_cat_he_nuoc_acid_acetic.doc

Nội dung text: Thiết kế tháp chưng cất hệ nước – acid acetic

  1. Thiết kế tháp chưng cất hệ nước – acid acetic 1
  2. LỜI MỞ ĐẦU Ngày nay cùng với sự phát triển vượt bậc của nền công nghiệp thế giới và nước nhà, các ngành công nghiệp cần rất nhiều hoá chất có độ tinh khiết cao. Các phương pháp được sử dụng để nâng cao độ tinh khiết: trích ly, chưng cất, cô đặc, hấp thu Tùy theo đặc tính yêu cầu của sản phẩm mà ta có sự lựa chọn phương pháp thích hợp. Đồ án môn học Quá trình và Thiết bị là một môn học mang tính tổng hợp trong quá trình học tập của các kỹ sư hoá- thự c phẩm tương lai. Môn học giúp sinh viên giải quyết nhiệm vụ tính toán cụ thể về: yêu cầu công nghệ, kết cấu, giá thành của một thiết bị trong sản xuất hoá chất - thực phẩm. Đây là bước đầu tiên để sinh viên vận dụng những kiến thức đã học của nhiều môn học vào giải quyết những vấn đề kỹ thuật thực tế một cách tổng hợp. Nhiệm vụ của ĐAMH là thiết kế tháp chưng cất hệ nước – acid acetic hoạt động liên tục với nâng suất nhập liệu: 0,8 m3/h có nồng độ 88% khối lượng nước ,thu được sản phẩm đỉnh có nồng độ 99,5% khối lượng nước, sản phẩm đáy 70% khối lượng nước. Đối với hệ nước – acid acetic là hệ 2 cấu tử tan lẫn hoàn toàn, có nhiệt độ sôi cách xa nhau, nên ta dùng phương pháp chưng cất để thu được nước có độ tinh khiết cao. Trong qua trình chưng cat ta thu sản phảm day với nơng do nhỏ de phục vụ cho nganh cơng nghiep sản xuat cao su Em chân thành cảm ơn các quí thầy cô bộ môn Máy & Thiết Bị, thầy Hoang Minh Nam, các bạn sinh viên đã giúp em hoàn thành đồ án này. Em rất mong sự góp ý, chỉ dẫn của quí thầy cô. 2
  3. CHƯƠNG I : TỔNG QUAN. I . LÝ THUYẾT VỀ CHƯNG CẤT: 1 . Phương pháp chưng cất : Chưng cất là qua trình phân tách hỗn hợp lỏng (hoặc khí lỏng) thành các cấu tử riêng biệt dựa vào sự khác nhau về độ bay hơi của chúng (hay nhiệt độ sôi khác nhau ở cùng áp suất), bằng cách 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 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 cấu tử và thường thì 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 gồm cấu tử có độ bay hơi lớn (nhiệt độ sôi nhỏ ), sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi bé(nhiệt độ sôi lớn) .Đối với hệ nước – acid acetic sản phẩm đỉnh là nước, sản phẩm đáy chủ yếu gồm acid acetic và một ít nước. Các phương pháp chưng cất: được phân loại theo: Áp suất làm việc : chưng cất áp suất thấp, áp suất thường và áp suất cao. Nguyên tắc của phương pháp này là dựa vào nhiệt độ sôi của các cấu tử, nếu nhiệt độ sôi của các cấu tử quá cao thì ta giảm áp suất làm việc để giảm nhiệt độ sôi của các cấu tử. Nguyên lý làm việc: liên tục, gián đoạn(chưng đơn giản) và liên tục. * Chưng cất đơn giản(gián đoạn): phương pháp này đuợc sử dụng trong các trường hợp sau: + Khi nhiệt độ sôi của các cấu tử khác xa nhau. + Không đòi hỏi sản phẩm có độ tinh khiết cao. + Tách hỗn hợp lỏng ra khỏi tạp chất không bay hơi. + Tách sơ bộ hỗn hợp nhiều cấu tử. * Chưng cất hỗn hợp hai cấu tử (dùng thiết bị hoạt động liên tục) là quá trình được thực hiện liên tục, nghịch dòng, nhều đoạn. Phương pháp cất nhiệt ở đáy tháp: cấp nhiệt trực tiếp bằng hơi nước: thường được áp dụng trường hợp chất được tách không tan trong nước . Vậy: đối với hệ nước – acid acetic, ta chọn phương pháp chưng cất liên tục cấp nhiệt gián tiếp bằng nồi đun ở áp suất thường. 3
  4. 2 . Thiết bị chưng cất: Trong sản xuất thường sử dụng rất nhiều loại tháp nhưng chúng đều có một yêu cầu cơ bản là diện tích bề mặt tiếp xúc pha phải lớn ,điều này phụ thuộc vào độ phân tán của lưu chất này vaò lưu chất kia . Tháp chưng cất rất phong phú về kích cỡ và ứng dụng ,các tháp lớn nhất thường được ứng dụng trong công nghiệp lọc hoá dầu. Kích thước của tháp : đường kính tháp và chiều cao tháp tuỳ thuộc suất lượng pha lỏng, pha khí của tháp và độ tinh khiết của sản phẩm. Ta khảo sát 2 loại tháp chưng cất thường dùng là tháp mâm và tháp chêm. Tháp mâm: thân tháp hình trụ, thẳng đứng phía trong có gắn các mâm có cấu tạo khác nhau để chia thân tháp thành những đoạn bằng nhau, trên mâm pha lỏng và pha hơi đựơc cho tiếp xúc với nhau. Tùy theo cấu tạo của đĩa, ta có: * Tháp mâm chóp : trên mâm bố trí có chép dạng:tròn ,xú bắp ,chữ s * Tháp mâm xuyên lỗ: trên mâm bố trí các lỗ có đường kính (3-12) mm. Tháp chêm(tháp đệm): tháp hình trụ, gồm nhiều đoạn nối với nhau bằng mặt bích hay hàn. Vật chêm được cho vào tháp theo một trong hai phương pháp: xếp ngẫu nhiên hay xếp thứ tự. * So sánh ưu và nhược điểm của các loại tháp : Tháp chêm. Tháp mâm xuyên lo. Tháp mâm chóp. - Hiệu suất tương đối Ưu điểm: - Đơn giản. cao. - Hiệu suất cao. - Trở lực thấp. - Hoạt động khá ổn định. - Hoạt động ổn định. - Làm việc với chất lỏng bẩn. Nhược điểm: - Hiệu suất thấp. - Trở lực khá cao. - Cấu tạo phức tạp. - Yêu cầu lắp đặt khắt - Độ ổn định kém. khe -> lắp đĩa thật phẳng. - Trở lực lớn. - Không làm việc với - Thiết bị nặng. chất lỏng bẩn. Nhận xét:ta nhan thay thap chem don giản dẽ sử dụng nhat. Vậy: Chưng cất hệ nước – acid acetic ta dùng tháp mâm xuyên lỗ hoạt động liên tục ở áp suất thường, cấp nhiệt gián tiếp ở đáy tháp, nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với thiet bi gia nhiet nhap lieu,san pham day dược làm nguội để thu sản phẩm chính, sản phẩm đỉnh được dẫn vào nồi đun để tạo hơi nước quá nhiệt cấp nhiệt cho nhập liệu và nồi đun đáy tháp. II . GIỚI THIỆU SƠ BỘ NGUYÊN LIỆU : Nguyên liệu là hỗn hợp bezen – acid acetic. 1 . NƯỚC: Nước: là chất lỏng không màu, khơng mùi,la dung mơi hoa tan tốt c hợp chất phan cực,năng hơn dung mơi hữu cơ, không hoa tan dung mơi hữu cơ, nước sôi ở 1000C và đông đặc ở 00C. 2 . Acid acetic: Acid acetic: là một loại acid quan trọng nhất trong các loại acid hữu cơ. Nó rẻ nên được ứng dụng rộng rãi và là hoá chất cơ bản để điều chế nhiều hợp chất quan trọng. Acid acetic được ứng dụng trong các nghành : + Làm dấm ăn. 4
  5. + Đánh đông mủ cao su + Làm chất dẻo tơ lụa xeluloza acetat . + Làm phim ảnh không nhạy lửa. + Làm chất kết dính polyvinyl acetat . + Làm phẩm màu, dược phẩm, nước hoa tổng hợp. 3 . Hỗn hợp Nước-Acid acetic: Ta có bảng thành phần lỏng (x) – hơi (y) và nhiệt độ sôi của hỗn hợp Nước-Acid acetic 760 mmHg: x(%phân mol) 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y(%phân mol) 0 9.2 16.7 30.3 42.5 53 62.6 71.6 79.5 86.4 93 100 t(oC) 118.1 115.4 113.8 110.1 107.5 105.8 104.4 103.3 102.1 101.3 100.6 100 y ( % ) Ñ o à t h ò x , y c u ûa h e ä B e z e n - A c i d a c e t i c 1 0 0 9 0 8 0 7 0 6 0 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 x ( % ) 6 0 7 0 8 0 9 0 1 0 0 5
  6. III. CÔNG NGHỆ CHƯNG CẤT HỆ NƯỚC-ACID ACETIC: * Sơ đồ qui trình công nghệ chưng cất hệ nước-acid acetic: 3 Hôi khoâng ngöng Nöôùc 8 14 15 P T Nöôùc T 9 6 10 Nöôùc 5 7 T Nöôùc 11 Saûn Phaåm Ñænh Hôi Nöôùc P T 12 T 4 Nöôùc Loûng 13 Saûn Phaåm Ñaùy 2 Nguyeân Lieäu 1 Saûn Phaåm Ñaùy Chú thích : 1. Bồn chứa nguyên liệu . 2. Bơm. 3. Bồn cao vị . 4. Bẩy hơi . 5. Lưu lượng kế . 6. Van . 7. Tháp chưng cất . 8. Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh . 9. Bộ phận chỉnh dòng . 10. Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh . 11. Bồn chứa sản phẩm đỉnh . 12. Nồi đun . 13. Đun sôi nhập liệu bằng sản phẩm đáy . 14. Ap kế . 15. Nhiệt kế . * Thuyết minh qui trình công nghệ: Hỗn hợp nước-acid acetic có nồng độ nước 88% ( theo khối lượng) , nhiệt độ khoảng 25 0C tại bình chứa nguyên liệu (1) được bơm (2) bơm lên bồn cao vị (3). Từ đó được đưa đến thiết bị 6
  7. gia nhiệt (13) ( trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy). Ở đây, hỗn hợp được gia nhiệt đến nhiệt độ 100,17270C . Sau đó, hỗn hợp được đưa vào tháp chưng cất (7) ở đĩa nhập liệu. Trên đĩa nhập liệu, chất lỏng được trộn với phần lỏng từ đoạn cất của tháp chảy xuống. Trong tháp hơi, đi từ dưới lên gặp chất lỏng 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 nồi đun (12) 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 nước sẽ ngưng tụ lại, cuối cùng trên đỉnh tháp ta thu được hỗn hợp có cấu tử nước chiếm nhiều nhất ( có nồng độ 99,5% theo khối lượng ). Hơi này đi vào thiết bị ngưng tụ (8) và được ngưng tụ một phần ( chỉ ngưng tụ hồi lưu). Một phần chất lỏng ngưng được đưa qua bồn chứa sản phẩm đỉnh (11). Phần còn lại của chất lỏng ngưng được hồi lưu về tháp ở đĩa trên cùng với tỷ số hoàn lưu tối ưu . 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 gồm hầu hết là cấu tử khó bay hơi ( acid acetic). Hỗn hợp lỏng ở đáy có nồng độ nước là 70% theo khối lượng, còn lại là acid acetic. Dung dịch lỏng ở đáy đi ra khỏi tháp, một phần được đun, bốc hơi ở nồi đun (12) cung cấp lại cho tháp để tiếp tục làm việc, phần còn lại được đưa qua thiết bị ngưng tụ sản phẩm đáy(10) trao đổi nhiệt với nước lm mt , nhiệt độ của sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt là 400C . Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đỉnh là nước, sản phẩm đáy là acid acetic sau khi trao đổi nhiệt với nươc làm mát được đưa vào bồn chứa. 7
  8. CHƯƠNG II : CÂN BẰNG VẬT CHẤT . Ký hiệu các đại lượng: Kí hiệu Ý nghĩa Đơn vị Cân bằng vật chất F Năng suất nhập liệu theo khối lượng kg/h F Năng suất nhập liệu theo số mol kmol/h D Suất lượng sản phẩm đỉnh theo khối lượng kg/h D Suất lượng sản phẩm đđỉnh theo số mol kmol/h W Suất lượng sản phẩm đáy theo khối lượng kg/h W Suất lượng sản phẩm đáy theo số mol kmol/h xF Nồng độ phần mol nhập liệu trong pha lỏng % mol Nồng đđộ phần khối lượng nhập liệu trong pha % khối lượng xF lỏng xD Nồng đđộ phần mol sản phẩm đđỉnh trong pha % mol lỏng Nồng đđộ phần khối lượng sản phẩm đđỉnh % khối lượng xD trong pha lỏng xW Nồng độ phần mol dịng sản phẩm đy trong pha % mol lỏng Nồng đđộ phần khối lượng sản phẩm đáy trong % khối lượng xW pha lỏng yF Nồng độ phần mol nhập liệu trong pha hơi % mol Nồng độ phần khối lượng dịng nhập liệu trong % khối lượng yF pha hơi yD Nồng đđộ phần mol sản phẩm đđỉnh trong pha % mol hơi Nồng độ phần khối lượng sản phẩm đđỉnh % khối lượng yD trong pha hơi yW Nồng đđộ phần mol sản phẩm đđáy trong pha % mol hơi Nồng đđộ phần khối lượng sản phẩm đđáy % khối lượng yW trong pha hơi x Nồng đđộ phần mol trong pha lỏng % mol x Nồng đđộ phần khối lượng trong pha lỏng % khối lượng y* Nồng độ phần mol trong pha hơi cân bằng với % mol pha lỏng y* Nồng đđộ phần khối lượng trong pha hơi cân % khối lượng bằng với pha lỏng M a Khối lượng mol phân tử bezen kg/kmol M a Khối lượng mol phân tử acid acetic kg/kmol M tb Khối lượng mol phân tử trung bình kg/kmol 8
  9. G Suất lượng theo số mol kmol/h G Suất lượng theo khối lượng kg/h M F Khối lượng mol phân tử trung bình nhập liệu kg/kmol M D Khối lượng mol phân tử trung bình sản phẩm kg/kmol đđỉnh M W Khối lượng mol phân tử trung bình sản phẩm kg/kmol đđáy 0 tS Nhiệt đđộ sôi của dung dịch C 0 tFS Nhiệt đđộ sôi của nhập liệu C 0 tDS Nhiệt đđộ sôi của sản phẩm đđỉnh C 0 tWS Nhiệt đđộ sôi của sản phẩm đđáy C 0 tFv Nhiệt đđộ nhập liệu vào C 0 tDr Nhiệt đđộ sản phẩm đđỉnh ra C 0 tWr Nhiệt đđộ sản phẩm đáy ra C 0 tNr Nhiệt đđộ nước ra C 0 tNv Nhiệt đđộ nước vào C Tính số đĩa thực Rmin Chỉ số hồn lưu tối thiểu Rth Chỉ số hồn lưu thích hợp f Chỉ số nhập liệu Độ bay hơi tương đđối  Độ nhớt cP hh Độ nhớt của hỗn hợp cP a Độ nhớt của aceton cP n Độ nhớt của nước cP  Hiệu suất đđĩa D Hiệu suất đđĩa ở đỉnh W Hiệu suất đđĩa ở đáy F Hiệu suất đđĩa ở vị trí nhập liệu tb Hiệu suất đđĩa trung bình Ntt Số đđĩa thực tế Đĩa NttC Số đđĩa thực tế đđoạn chưng Đĩa NttL Số đđĩa thực tế đđoạn luyện Đĩa NttT Số đđĩa thực tế cả tháp Đĩa Nlt Số đđĩa lí thuyết Đĩa Cân bằng năng lượng rb Nhiệt hóa hơi của bezen J/kg ra Nhiệt hóa hơi của nước J/kg rhh Nhiệt hóa hơi của hỗn hợp J/kg rh Nhiệt hóa hơi của hơi nước bão hòa dùng gia J/kg 9
  10. nhiệt rD Nhiệt hóa hơi của sản phẩm đđỉnh J/kg Chh Nhiệt dung riêng của hỗn hợp J/kg Cb Nhiệt dung riêng của benzen J/kg Ca Nhiệt dung riêng của acid acetic J/kg CFv Nhiệt dung riêng của nguyên liệu vào J/kg CFs Nhiệt dung riêng của nguyên liệu ở trạng thái J/kg sôi CDs Nhiệt dung riêng của sản phẩm đđỉnh ở trạng J/kg thái sôi CD Nhiệt dung riêng trung bình của sản phẩm J/kg đđỉnh CWs Nhiệt dung riêng trung bình của sản phẩm đáy J/kg ở trạng thái sôi CW Nhiệt dung riêng trung bình của sản phẩm J/kg đđáy CN Nhiệt dung riêng trung bình của nước J/kg I . CÁC THÔNG SỐ BAN ĐẦU : Năng suất nhập liệu: F = 0.8 (m3/h) . Nồng độ nhập liệu: xF = 88%kl nước. Nồng độ sản phẩm đỉnh : xD = 99,55%kl nước . Nồng độ sản phẩm đáy: xW = 70 %kl nước. Khối lượng phân tử của nước và acid axetic: MN =18, MA =60 . Chọn: o + Nhiệt độ nhập liệu: tF =100,1727 C . o + Nhiệt độ sản phẩm đỉnh: tD =100,0235 C . o + Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt: t’W = 40 C . +Trạng thái nhập liệu: lỏng ,sôi . II . XÁC ĐỊNH SUẤT LƯỢNG SẢN PHẨM ĐỈNH VÀ SẢN PHẨM ĐÁY : Suất lượng dòng lưu chất theo khối lượng: G =G M tb,kg/h Suất lượng dòng lưu chất theo mol: G G = ,kmol/h M tb Chuyển từ phần khối lượng sang phần mol: 10
  11. x F 0.88 M b xF = = 18 = 0.9607(phần mol bezen ) x F (1 x F ) 0.88 (1 0.88) 18 60 M b M a xD 0.995 M b 18 x D = = = 0.9985 (phần mol benzen xD (1 xD ) 0.995 (1 0.995) 18 60 M b M a x w 0.70 M b xW = = 18 = 0.8861 ( phần mol benzen) x w (1 x w ) 0.70 (1 0.70) 18 60 M b M a Tính Mtb : M = x . M + (1- x ) .M tbF F b F a = 0.9607*18+(1-0.9607)*60 = 19.6506 ( Kg/Kmol) M = x M + (1- x ) . M tbD D . b D a = 0.9985*18 + (1 – 0.9985) * 60 = 18.063 ( Kg/Kmol) M = x * M + (1- x ) * M tbW W b W a = 0.8861 * 18 + (1 – 0.8861 ) * 60 = 22.7838( Kg/Kmol) Khối lượng riêng của hỗn hợp nhập liệu: N 958.2231(kg / m3 ) A 957.6891(kg / m3 ) hh 957.7532(kg / m3 ) Suất lượng dòng nhập liệu : F 800 F = = = 33.2695 ( kmol/h ) M hh 19.6506*957.6891 tbF Phương trình cân bằng vật chất cho toàn bộ tháp chưng cất : F D W F D W => = = x x x x x x F* x F D * x D W * x W D W F W D F x x 0,9607 0,8861 =>D=F W *F= *33.2695=22.084 (kmol/kg) xD xW 0,9985 0,8861 =>W=F-D=11.1854 (kmol/kg) D =D* M =18.063*22.084=467.7115 (kg/h) tb D 11
  12. W =W* M =22.7838*11.1854=298.8157 (kg/h) tb W III . XÁC ĐỊNH TỈ SỐ HOÀN LƯU THÍCH HỢP: 1 . Tỉ số hoàn lưu tối thiểu: Tỉ số hoàn lưu tối thiểu là chế độ làm việc mà 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 (nhiên liệu ,nước và bơm ) là tối thiểu . Do đồ thị cân bằng của hệ Etanol-Nước có điểm uốn ,nên xác định tỉ số hoàn lưu tối thiểu bằng cách : +Trên đồ thị cân bằng y-x ,từ điểm (0,85;0,85) ta kẻ một đường thẳng tiếp tuyến với đường cân bằng tại điểm uốn , cắt trục Oy tại điểm có yo = 0,26 . +Theo phương trình đường làm việc đoạn cất , khi xo =0 thì xD x Rmin= =2,269 xF x Vậy : tỉ số hoàn lưu tối thiểu : Rmin = 2,269 2. Tỉ số hoàn lưu thích hợp: Khi R tăng, số mâm sẽ giảm nhưng đường kính tháp ,thiết bị ngưng tụ ,nồi đun và công để bơm cũng tăng theo.Chi phí cố định sẽ giảm dần đến cực tiểu rồi tăng đến vô cực khi hoàn lưu toàn phần ,lượng nhiệt và lượng nước sử dụng cũng tăng theo tỉ số hoàn lưu . Tổng chi phí bao gồm : chi phí cố định và chi phí điều hành . Tỉ số hoàn lưu thích hợp ứng với tổng chi phí là cực tiểu . Tuy nhiên ,đôi khi các chi phí điều hành rất phức tạp ,khó kiểm soát nên người ta có thể tính tỉ số hoàn lưu thích hợp từ điều kiện tháp nhỏ nhất .Để tính được tỉ số hoàn lưu thích hợp theo điều kiện tháp nhỏ nhất (không tính đến chi phí điều hành),ta cần lập mối quan hệ giữa tỉ số hoàn lưu và thể tích tháp ,từ đó chọn Rth ứng với thể tích tháp là nhỏ nhất. Nhận thấy ,tiết diện tháp tỉ lệ với lượng hơi đi trong tháp ,mà lượng hơi lại tỉ lệ với lượng lỏng hồi lưu trong tháp ,do trong điều kiện làm việc nhất định thì GD sẽ không đổi nên lượng lỏng hồi lưu sẽ tỉ lệ với (R+1) ,do đó , tiết diện tháp sẽ tỉ lệ với (R+1). Ngoài ra ,chiều cao tháp tỉ lệ với số đơn vị chuyển khối mox hay số mâm lý thuyết Nlt .Cho nên ,thể tích làm việc của tháp tỉ lệ với tích số mox*(R+1) .Như vậy, ta có thể thiết lập quan hệ giữa R và Vtháp theo quan hệ R và mox*(R+1) .Từ đồ thị của quan hệ này ,ta xác định được điểm cực tiểu của mox*(R+1) ứng với tỉ số hoàn lưu thích hợp R . R mox mox*(R+1) 2.496 47.818 167.173 2.723 37.733 140.480 2.973 32.801 130.320 3.023 33.545 134.952 12
  13. 170 R*(mox+1) 160 150 140 130 R 120 2.00 2.50 3.00 3.50 Vậy : Tỉ số hoàn lưu thích hợp là R= 4.4 . IV . PHƯƠNG TRÌNH ĐƯỜNG LÀM VIỆCSỐ MÂM LÝ THUYẾT: 1 . Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn cất : R. x 4,4 0,9985 y = .x D = .x R 1 R 1 4,4 1 4,4 1 =0,8148 .x + 0,1849 2 . Phương trình đường nồng độ làm việc của đoạn chưng : R f f 1 4,4 1,5067 1,5067 1 y = .x .x = .x .0,8861 R 1 R 1 W 4,4 1 4,4 1 = 1,0938 .x – 0,0831 F x 0,9985 Với : f = D = 1,5067 : chỉ số nhập liệu . D xF . 0,9067.0,69 3 . Số mâm lý thuyết : Đồ thị xác định số mâm lý thuyết :(Xem hình ở trang sau ). Từ đồ thị ,ta có : 23 mâm bao gồm : 20 mâm cất 1 mâm nhập liệu 3 mâm chưng Tóm lại ,số mâm lý thuyết là Nlt = 23 mâm . 13
  14. CHƯƠNG III :TÍNH TOÁN –THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT . I . ĐƯỜNG KÍNH THÁP :(Dt) 4Vtb Dt (m) π.3600.ωtb 3 Vtb :lượng hơi trung bình đi trong tháp (m /h). tb :tốc độ hơi trung bình đi trong tháp (m/s). gtb : lượng hơi trung bình đi trong tháp (Kg/h). Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng và đoạn cất khác nhau.Do đó, đường kính đoạn chưng và đoạn cất cũng khác nhau . 1.Đường kính đoạn cất : a . Lượng hơi trung bình đi trong tháp : g g g d 1 (Kg/h) tb 2 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). Xác định gd : gd = D.(R+1) =467,7115.(4,4+1) = 2525,6421 (Kg/h) Xác định g1 : Từ hệ phương trình : g1 G1 D g1.y1 G1.x1 D.xD (III.1) g1.r1 g d .rd Với : G1 : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất . r1 : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn cất rd : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi ra ở đỉnh tháp . o * Tính r1 : t1 = tF = 100.1727 C , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ta có : An nhiệt hoá hơi của nước : rN1 =2201,7868 (KJ/kg) . An nhiệt hoá hơi của acid axetic: rA1 = 390,7385 (KJ/kg) . Suy ra : r1 = rN1.y1 + (1-y1).rA1 = 390,7385+1811,.0483y1 Tham khảo IV (tập 1) ta có : An nhiệt hoá hơi của nước : rNd = 2256,5573 (KJ/kg) . An nhiệt hoá hơi của acid axetic : rRd = 38,9795 (KJ/kg) . Với xD=0.9985 tra đồ thị ta có: yD=0,995 Suy ra : rd = rNd.yD + (1-yD).rAd =2256,5573.0,995 + (1- 0,995).38,9795 = 2245,4694 (KJ/kg) * x1 = xF = 0,9607 Giải hệ (III.1) , ta được : G1 = 2341,0525 (Kg/h) y1 = 0.8991 (phân khối lượng nước) =>y1=0,9641 g1 = 2808,7641 (Kg/h) 2525.6421 2808.7641 Vậy : gtb = 2667.2031 (Kg/h) 2 b . Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : Tốc độ của hơi đi trong tháp đệm: 14
  15. Y 1,2.e 4.X 0.16  2  Y S d ytb x 3  xtb g N 1 / 4 1 / 8 GX ytb X GY xtb 1 / 8 1 / 4  3 0.16  2 GX ytb  xtb g N S lg 1,2. 4   G   T xtb  d ytb A  2 s s 3 Với : rxtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (Kg/m ) . 3 rytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (Kg/m ) . tốc dộ sặc(m/s) K :tốc dộ lm việc thích hợp(m/s) 2 3  d :bề mặt rieng của dệm(m /m ) 3 3  d :thể tích tự do của dệm(m /m ) 2  A :dộ nhớt của pha long theo nhiệt dộ trung bình(NS/m ) 0 N :dộ nhớt của nước ở 20 C(NS/m2) GX :lượng long trung bình qua thp(kg/s) GY :lượng hơi trung bình qua thp(kg/s) g:gia tốc trọng trường(m/s) Giai phương trình trn ta tìm được tốc độ sặc: Tốc độ làm việc thicchs hợp: K 0,8  0,9 S Xác định rytb : ytb.18 1 ytb .60.273 ytb 22,4. ttb 273 y1 yD 0,9641 0,995 Với: + Nồng độ phân mol trung bình : ytb = = =0,9796 2 2 tF tD 100,1727 100,0235 o + Nhiệt độ trung bình đoạn cất : tt= = =100,0614 C 2 2 3 Suy ra : rytb =0,6113 (Kg/m ). Xác định rxtb : xF xD 0,9607 0,9985 Nồng độ phân mol trung bình : xtb = = = 0,9796 2 2 18.xtb Suy ra : xtb =0,9351% . 18.xtb (1 xtb ).60 o ttb = 100,0614 C , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)-trang 9], ta có : 3 rxtb =1000,02341 (Kg/m ) Độ nhớt trung bình của pha lng: 15
  16.  A 0,2837cp N 0,4596cp lg  X xtb1 lg N 1 xtb lg  A 0,9796.lg0,4596 0,0204.lg0.2837 1,2498 x 0.2866cp Chọn đệm vịng sứ cĩ kích thước:50x50x5 với: 2 3  d 95 m / m 3  d 0.79 m dd 0,05 m 3 d 500 Kg / m Nd 5800 viên 1 / 4 1 / 8 0,611 0,6113 9,81.1000,0231.0,793  S . lg 0,125 1,75. .  Suy ra : 0,16 0,741 1000,0231 95.0,6613 0.2866  S 6.8072 m / s Tốc độ làm việc thích hợp của tháp : h 0,8.gh 0,8.6,8072 = 5,4457 (m/s) Vậy :đường kính đoạn cất : 4.Gy 4.0,7409 Dcất =. = 0,5325 (m). 3600.0,785. ytb.K 3600.0,785.0,6113.5,4457 2. Đường kính đoạn chưng : a . Lượng hơi trung bình đi trong tháp : , , , g n g 1 g tb (Kg/h) 2 g’n : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (Kg/h). g’1 : lượng hơi đi vào đoạn chưng (Kg/h). Xác định g’n : g’n = g1 = 2808,7641 (Kg/h) Xác định g’1 : Từ hệ phương trình : ' ' G 1 g 1 W ' ' G 1.x'1 g 1.yW W.xW (III.2) g' .r' g' .r' g .r 1 1 n n 1 1 ’ Với : G 1 : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng . r’1 : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng. Tính r’1 : xW =0,8861 tra đồ thị cân bằng của hệ ta có : yW =0,9227 18.yW 18.0,9227 yW 0,7817 Suy ra : 18.yW 1 yW .60 18.0,9227 1 0,9227 .60 y1 yW 0,7817 Suy ra :Mtbg’ =18.yW +(1-yW).60=21,2466 (Kg/kmol) o t’1 = tW = 100,6266 C , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có : 16
  17. An nhiệt hoá hơi của nước : r’N1 = 2200,5516(KJ/kg) . An nhiệt hoá hơi của rượu : r’R1 = 390,7528 (KJ/kg) . Suy ra : r’1 = r’R1.yW + (1-yW).r’N1 = 1805,4838 (KJ/kg) * Tính r1: r1 = 390,7385+1811,0483.y1 =390,7385+1811,0483.0,7817 =2019,1419(KJ/kmol) * W = 11,1854 (Kmol/h) Giải hệ (III.2) , ta được : x’1 =0,7746(phân khối lượng acid axetic) ’ G 1 = 3439,9645 (Kgl/h) = g’1 = 3141,1488 (Kg/h) 2808,7641 3141,1488 Vậy : g’tb = 2974,9565 (Kg/h) 2 b . Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : Tốc độ của hơi đi trong tháp đệm: Y 1,2.e 4.X 0.16  2  Y S d ytb x 3  xtb g N 1 / 4 1 / 8 GX ytb X GY xtb 1 / 8 1 / 4  3 0.16  2 GX ytb  xtb g N S lg 1,2. 4   G   T xtb  d ytb A  2 s s 3 Với : rxtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (Kg/m ) . 3 rytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (Kg/m ) . tốc dộ sặc(m/s) K :tốc dộ lm việc thích hợp(m/s) 2 3  d :bề mặt rieng của dệm(m /m ) 3 3  d :thể tích tự do của dệm(m /m ) 2  A :dộ nhớt của pha long theo nhiệt dộ trung bình(NS/m ) 0 N :dộ nhớt của nước ở 20 C(NS/m2) GX :lượng long trung bình qua thp(kg/s) GY :lượng hơi trung bình qua thp(kg/s) g:gia tốc trọng trường(m/s) Giai phương trình trn ta tìm được tốc độ sặc: Tốc độ làm việc thicchs hợp: K 0,8  0,9 S Xác định r’ytb : y'tb.18 1 y'tb .60.273 'ytb 22,4. t'tb 273 Với: + Nồng độ phân mol trung bình : 17
  18. y1 yW 0,9227 0,9641 y’tb = = =0,9434 2 2 + Nhiệt độ trung bình đoạn chưng : t’tb t t 100,1727 100,6266 =F W = =100,3996oC 2 2 3 Suy ra : r’ytb =0,6883 (Kg/m ). Xác định r’xtb : xF xW 0,7 0,88 Nồng độ khối lượng trung bình : x’tb = = = 0,79 2 2 Suy ra : x'tb 0.79 =79% . o t’tb = 100,3996 C , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)-trang 9], ta có : 3 Khối lượng riêng của nước : r’N = 957,9608(Kg/m ) 3 Khối lượng riêng của rượu : r’R = 957,906(Kg/m ) 1 x' 1 x' tb tb 3 Suy ra :r’xtb = =957,9493 (Kg/m ) 'R 'N Độ nhớt trung bình của pha lng:  A 0,2829cp N 0,4582cp lg  X xtb1 lg N 1 xtb lg  A 0,9234.lg0,4582 0,0766.lg0,2829 1,2228 x 0,2944cp Chọn đệm vịng sứ cĩ kích thước:50x50x5 với: 2 3  d 95 m / m 3  d 0.79 m dd 0,05 m 3 d 500 Kg / m Nd 5800 viên 1 / 4 1 / 8 0,5842 0,6883 9,81.957,9493.0,793  S . lg 0,125 1,75. .  Suy ra : 0,16 0,8264 957,9493 95.0,883 0,2944  S 6.303 m/ s Tốc độ làm việc thích hợp của tháp : h 0,8.gh 0,8.6,303= 5,0424 (m/s) Vậy :đường kính đoạn cất : 4.Gy 4.0,8264 Dcất =. = 0,5507 (m). 3600.0,785. ytb.K 3600.0,785.0,6883.5,0424 Kết luận : hai đường kính đoạn cất và đoạn chưng không chênh lệch nhau quá lớn nên ta chọn đường kính của toàn tháp là : Dt = 0,5416 (m). Khi đó tốc độ làm việc thực ở : 18
  19. 4.Gy 4.0,741 k 2 2 5,2634 m/ s Dt . ytb 3600.0,785 0,5416 .0,6113.3600.0,785 + Phần cất :   5,4457 5,2634 h k 0 0 0,034 3,4 0 5 0 h 5,2634 + Phần chưng : 4.Gy 4.0,8264 k 2 2 5,2141 m / s Dt . ytb 3600.0,785 0,5416 .0,6883.3600.0,785   5,4457 5,2141 h k 0 0 0,033 3,3 0 5 0 h 5,2141 II . TRỞ LỰC CỦA VA CHIEU CAO THAP ĐỆM CỦA: 1 . Chieu cao phan cat: H1 N.htd 0,8 1 . 1 / 2 1 / 2  1 0.79 1 h 200. d . 200. . 0.3239 m td 0,4 0,4  d Y 95 5,4457 htd : chieu cao tương đương của một bậc thay đổi nồng độ(m) y K : toc do của pha khí đi trong tháp N : so dĩa lý thuyết => H1 N.htd 0,8 1 20.0,3239 0,8 7,2792 m 2 . . Chieu cao phan chưng: H 2 N.htd 0,8 1 . 1 / 2 1 / 2  1 0.79 1 h 200. d . 200. . 0,3341 m td 0,4 0,4  d Y 95 5,0424 htd : chieu cao tương đương của một bậc thay đổi nồng độ(m) y K : toc do của pha khí đi trong tháp => H 2 N.htd 0,8 1 3.0,3341 0,8 1,8023 m Chieu cao của tháp đệm: H H1 H 2 7,2792 1,8023 9,1 m TRỞ LỰC CỦA THÁP ĐỆM: Đối với đoạn cất: Chuẩn số Reynolds của pha khí trong thp: Y . Y .h 5,4457.0,6613.1 Re 3 11659  y 0,2855.10 Hệ số trở lực của đệm: 16 16  0,2 0,2 2,4591 ReY 11659 Trở lực của đệm khô: 19
  20. 2 H1 d .Y . Y 7,2729.95.5,4457.0,6113 2 PK T . 3 2,4591. 3 7816,2952 N / m 4. d .2 4.0,79 .2 Trở lực của đệm ướt: 0.342 0,19 0,038 0,342 0,19 0,038 G  0,611 0,6113 0,2866 P P . 1 A X . Y . X 7816,3. 1 3,2. u K G  0,7409 1000,0234 0,2855 Y X Y 13556,9728 N / m2 Với A:ệ số đối với điểm đảo pha A=3,2 Đối với đoạn cất: Chuẩn số Reynolds của pha khí trong thp: Y . Y .h 5,0424.0,6883.1 Re 3 11935  y 0,2908.10 Hệ số trở lực của đệm: 16 16  0,2 0,2 2,4477 ReY 11935 Trở lực của đệm khô: 2 H 21 d .Y . Y 1,8023.95.5,0424.0,6883 2 PK T . 3 2,4477. 3 1859,3838 N / m 4. d .2 4.0,79 .2 Trở lực của đệm ướt: 0.342 0,19 0,038 0,342 0,19 0,038 G  0,5842 0,6883 0,2944 P P . 1 A X . Y . X 1859,4. 1 3,2. u K G  0,8264 957,9493 0,2908 Y X Y 3190,8036 N / m2 Với A:ệ số đối với điểm đảo pha A=3,2 Tổng trở lực trn tồn thp: 2 P PU1 PU 2 13556,9728 3190,8036 16752,7764 N / m CH ỌN Đ ĨA PH N PH ỐI CH ẤT L NG VA L Ư ỚI Đ Ỡ Đ ỆM III . TÍNH TOÁN CƠ KHÍ CỦA THÁP : 1 . Bề dày thân tháp : Vì tháp chưng cất hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phương pháp hàn giáp mối (phương pháp hồ quang ). Thân tháp được ghép với nhau bằng các mối ghép bích. Để đảm bảo chất lượng của sản phẩm và khả năng ăn mòn của acid axetic đối với thiết bị, ta chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép không gỉ mã X18H10T. Ap suất tính toán : Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán : 2 Ptt =Pcl + htl , (N/mm ) 2 Với : Pcl : áp suất thủy tĩnh do chất lỏng ở đáy (N/mm ). Chọn áp suất tính toán sao cho tháp hoạt động ở điều kiện nguy hiểm nhất mà vẫn an toàn nên : 20
  21. xtb 'xtb Pcl = x .g.H = .g.H= 2 1000,0234 957,9493 .9,81.9,1 87217,025 N / m2 2 2 2 Suy ra : Ptt = 16752,7764+ 87217,025 = 103969,8(N/m ) ~0,1039698(N/mm ). Nhiệt độ tính toán : o Chọn nhiệt độ tính toán : ttt = tđáy = 100,6266 C . Tra tài liệu tham khảo [5], ứng suất tiêu chuẩn đối với thép X18H10T : []* = 142 (N/mm2). Đối với rượu hệ số hiệu chỉnh :  = 0,95 Vậy : ứng suất cho phép : [] = .[]* =134,9 (N/mm2). Xác định bề dày thân chịu áp suất trong : Ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hàn hồ quang điện bằng tay nên hệ số bền mối hàn : h = 0,9   134.9 Xét tỷ số : . h .0,9 =1168,5274 > 25,do đó, bề dày tính toán của thân được Ptt 0,1039 tính theo công thức sau : Dt .Ptt 550.0,1039 S't = 0,2356 (mm). 2. . h 2.134,9.0,9 Suy ra : bề dày thực của thân : St = S’t + C ,(mm). Trong đó : C :hệ số bổ sung bề dày, C = Ca + Cb + Cc + Co Với : + Ca : hệ số bổ sung do ăn mòn hoá học, phụ thuộc vào tốc độ ăn mòn của chất lỏng. Chọn tốc độ ăn mòn của rượu là 0,1 (mm/năm),thiết bị hoạt động trong 20 năm, do đó Ca = 2 mm. +Cb : hệ số bổ sung do bào mòn cơ học, chọn Cb = 0. +Cc : hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, chọn Cc = 0. +Co : hệ số bổ sung qui tròn, chọn Co =0,7683 (mm). Suy ra : C = 2 + 0 + 0 + 0,7682 = 2,7683 (mm). Vậy : St = 0,2356 + 2,7683= 3,004 (mm). * Kiểm tra công thức tính toán với St = 3 (mm) : S C 3 2 t a = 0,0018 Ptt : đúng. Dt St Ca 550 3 2 Vậy : Bề dày thực của thân là St = 3 (mm). 2 . Đáy và nắp thiết bị : Chọn đáy và nắp có dạng là ellipise tiêu chuẩn, có gờ bằng thép X18H10T. 21
  22. Nhận thấy: công thức tính toán bề dày thân, đáy và nắp chịu áp suất trong là như nhau. Nên chọn bề dày của đáy và nắp là Sđ = Sn = 3 (mm). Các kích thước của đáy và nắp ellipise tiêu chuẩn, có gờ(tài liệu tham khảo [4(tập 2)]: + Đường kính trong: Dt = 550 (mm). + ht =137 (mm). + Chiều cao gờ: hgờ = h = 25 (mm). 2 +Diện tích bề mặt trong: Sđáy = 0,37 (m ). chiều day day va nắp elip của thiết bị chui ap suất trong: D P D S t t C S ' C 3,8. K .k. h P 2.hb d Hệ số thứ nguyen: k 1 Dt Do ở day va nắp thiết bị co khoet lỗ với dường kính khc nhau nn ta co cc bề mặt ring khc nhau: đường kính lỗ ở nắp:d=0,25=>k=0,675 550.0,1039 550 S' . 0,3459 mm 3,8.211,5.0,675.0,6113 0,1039 2.137 đường kính lổ ở đáy: d=0,08=>k=0,8375 550.0,1039 550 S' . 0,2476 mm 3,8.211,5.0,8375.0,6883 0,1039 2.137 C=Ca+Cb+Cc+Co(tính tương tự như thn thiết bị ta cĩ) Do S’ đáy v nắp khc nhau khơng đáng kể nn ta chọn bề dy đáy v nắp băng nhau: S=3(mm) kiểm tra p suất dư tính ton: Bề dy đáy cần thoả mn điều kiện sau: S C 0 0,125 Dt 3 2 1,8.10 3 0,125 550 Ap suất cho php tính theo cơng thức: 2. . . S C 2.133.0,6498. 3 2 P  h t a 0,3136 0,1039 (thoả) Rt St Ca 550 3 2 vậy chọn bề day thiết bị:S=3(mm) 3 . Bích ghép thân, đáy và nắp : 22
  23. 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 được ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép X18H10T, cấu tạo của bích là bích liền không cổ. Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 2)- trang 417], ứng với Dt =550(mm) và áp suất tính toán 2 Ptt = 0,1039(N/mm ) ta chọn bích có các thông số sau : Dt D Db D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 550 680 630 600 20 20 16 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 2)- trang 170], chọn số mâm giữa hai mặt bích là 4 mâm.Vậy, số bích ghép thân-đáy-nắp là (15.2) bích Tính kiểm tra bích: Xac dịnh lực nen chiều trục do xiếc bulong. Q1 Qa Qk Qa lực do ap suất trong thiết bị gay ra: Q D2 P 55020,1039 24672,3537 N a 4 t 4 Qk lực cần thiết dể giử kín dệm: 2 Qa Dt b0mP 550.20.1.0,1039 3588,706 N Q1=Qa+Qk=14130,5298(N) Với m:hệ số ap suất rieng.Theo bảng 7.2/192 tai liệu(6) ưng với dệm cao su cứng co vải,day 2mm thì m=1,0 b0: bềrộng dệm,b0=20mm Xac dịnh kực cần thiết dể ep chặc dệm ban dầu: Q2 Dtbb0q0 550.20.5,3 183062 N Với q0: ap suất cần thiết dể lam biến dạng dẻo dệm, tra bảng 7.2/192 tai lieu(6),q0=5,3 23
  24. Xac dịnh lực tac dụng len 1 bulong: q ma.x Q Q q 2 11441,375 N b z Z ứng suất cho phep của vật liệu lam bể bulong: 2 2 tra bảng 7.5/194 tai liệu(6)  ' 86N / m   k0  ' 0,8.86 68,8 N / m dường kính chan ren của bulong: q 11441,375 d 1,13. b 1,13. 14,5721 160mm 1   68,8 vậy bulong va dệm la hợp ly 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). 4 . Đường kính các ống dẫn – Bích ghép các ống dẫn : Bích được làm bằng thép CT3 , cấu tạo của bích là bích liền không cổ. a . Vị trí nhập liệu : Suất lượng nhập liệu: GF =766,5272 (Kg/h). Khối lượng riêng của chất lỏng nhập liệu, tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ở o 3 tF = 100,1727 C và xF 88% : F = 958,1589 (Kg/m ). GF 3 Lưu lượng chất lỏng nhập liệu đi vào tháp: QF = 0,8(m /h). F Chọn vận tốc chất lỏng nhập liệu (tự chảy từ bồn cao vị vào mâm nhập liệu): vF = 0,2 (m/s). 4.QF 4.0,8 Đường kính ống nhập liệu: dF = 0,0376 (m). 3600. .vF 3600. .0,2 Suy ra: chọn đường kính ống nhập liệu: dF = 0,040 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lF = 40 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn nhập liệu: Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z 24
  25. (mm) (cái) 40 100 45 130 80 12 12 4 b . Ong hơi ở đỉnh tháp: Suất lượng hơi ở đỉnh tháp: gd = 2525,6421 (Kg/h). Khối lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp được tính theo công thức (xác định ở o tD = 100,0235 C và yD = 0,9813): 18.yD 1 yD .60.273 3 h = 0,6113(Kg/m ). 22,4. tD 273 g d 3 Lưu lượng hơi ra khỏi tháp: Qh = 4131,4748 (m /h). h Chọn vận tốc hơi ở đỉnh tháp: vh = 25 (m/s). 4.Qh 4.4131,4748 Đường kính ống dẫn hơi: dh = 0,242 (m). 3600. .vh 3600. .25 Suy ra: chọn đường kính ống dẫn hơi: dh = 0,250 (m). Tài liệu tham khảo [4(tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lh = 250 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi ở đỉnh tháp: Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 100 335 273 370 312 16 16 12 c . Ong hoàn lưu: Suất lượng hoàn lưu: Ghl = GD.R=2057,9306 (Kg/h). Khối lượng riêng của chất lỏng hoàn lưu, tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ở o 3 tD = 100.0235 C và xD 88% : hl = 957,9824 (Kg/m ). Ghl 3 Lưu lượng chất lỏng hoàn lưu: Qhl = 2,1482 (m /h). hl Chọn vận tốc chất lỏng hoàn lưu (tự chảy từ bộ phận tách lỏng ngưng tụ vào tháp): vhl = 0,2(m/s). 4.Qhl 4.2,1482 Đường kính ống hoàn lưu: dhl = 0,061 (m). 3600. .vhl 3600. .0,2 Suy ra: chọn đường kính ống hoàn lưu: dhl = 0,060 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhl = 60 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn hoàn lưu: Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 70 130 76 160 110 12 12 4 d . Ong dẫn hơi vào đáy tháp: Suất lượng hơi vào đáy tháp: g’1 = 3141,1488 (Kg/h). 25
  26. Khối lượng riêng của hơi vào đáy tháp được tính theo công thức (xác định ở o tW = 100,6266 C và yW = 0,9227): 18.yW 1 yW .60.273 3 hd = 0,6883 (Kg/m ). 22,4. tW 273 g'1 3 Lưu lượng hơi ra khỏi tháp: Qhd = 4563,676 (m /h). hd Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp: vhd =30 (m/s). 4.Qhl 4.4563,676 Đường kính ống dẫn hơi: dhd = 0,2320 (m). 3600. .vhl 3600. .30 Suy ra: chọn đường kính ống dẫn hơi: dhd = 0,25 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhd = 250 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi vào đáy tháp: Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 250 335 273 370 312 16 16 12 e . Ong dẫn chất lỏng ở đáy tháp: Suất lượng chất lỏng vào nồi đun: G’1 =3439,9645 (Kg/h). Khối lượng riêng của chất lỏng chất lỏng vào nồi đun, tra tài liệu tham khảo [4(tập 1)] ở o 3 tW = 100,6266 C và x’1=0,7745: L = 957,9493 (Kg/m ). G'1 3 Lưu lượng chất lỏng vào nồi đun: QL = 3,5909 (m /h). L Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun (chất lỏng tự chảy vào nồi đun): vL = 0,2 (m/s). 4.QL 4.3,5909 Đường kính ống dẫn chất lỏng: dL= =0,0797(m). 3600. .vL 3600. .0,2 Suy ra: chọn đường kính ống dẫn: dL = 0,080 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lL = 80 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp: Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 50 150 89 185 128 16 16 4 f . Ong dẫn chất lỏng từ nồi đun (sản phẩm đáy): Suất lượng sản phẩm đáy: GW = 298,8157(Kg/h). Khối lượng riêng của sản phẩm đáy, tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ở o 3 tW= 100,6266 C và xW=0,8861: W = 957,4551 (Kg/m ). 26
  27. GW 3 Lưu lượng sản phẩm đáy: QW = 0.3121(m /h). W Chọn vận tốc sản phẩm đáy (chất lỏng tự chảy): vW = 0, 2 (m/s). 4.QW 4.0,3121 Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy: dW= =0,0235(m). 3600. .vW 3600. .0,2 Suy ra: chọn đường kính ống dẫn: dW = 0,030 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lW = 30 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn sản phẩm đáy: Dt Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 32 90 38 120 18 12 12 4 5 . Tai treo và chân đỡ: Tính trọng lượng của toàn tháp: 3 Khối lượng của một bích ghép thân: (thép X18H10T: X18H10T = 7900 (Kg/m )). 2 2 2 2 m1 = . D Dt .h. X 18H10T . 0,63 0,55 0,02.7900 = 18,144(Kg). 4 4 3 Khối lượng của một mâm: (thép X18H10T: X18H10T = 7900 (Kg/m )). 2 2 m2 = .D . .0,7. = .0,55 .0,0018.0,7.7900 =1,955(Kg). 4 t mâm X 18H10T 4 Khối lượng của thân tháp: 2 2 2 2 m3 = .(D ng –D t).Hthân . X18H10T = . 0,556 0,55 .14,2.7900 4 4 = 531,808 (Kg). Khối lượng của đáy (nắp) tháp: m4 = Sđáy .đáy . X18H10T = 0,31 . 0,003 . 7900 = 7,347 (Kg). Khối lượng của toàn tháp: m = 30.m1+53.m2+m3+2.m4=1193,537(Kg). Suy ra trọng lượng của toàn tháp: P = m.g = 11708,598 (N). Chân đỡ tháp: Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên bốn chân. Tải trọng cho phép trên một chân: Gc = P 11708,598 = 0,293.104 (N). 4 4 4 Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: Gc = 0,5.10 (N). 27
  28. Theo ñaùy thieát bò ò b t á e i h t c ï u r T Các kích thước của chân đỡ: (tính bằng mm) L B B1 B2 H h s l d 160 110 135 195 240 145 10 55 23 Tai treo: Chọn tai treo: tai treo được gắn trên thân tháp để giữ cho tháp khỏi bị dao động trong điều kiện ngoại cảnh. Ta chọn bốn tai treo, tải trọng cho phép trên một tai treo là Gt = 0,293.104 (N). 4 Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: Gt = 0,5.10 (N). Chọn tấm lót tai treo khi ghép vào thân có kích thước sau: + Chiều dài tấm lót: H = 260 (mm). + Chiều rộng tấm lót: B = 140 (mm). +Bề dày tấm lót là 6 (mm). Các kích thước của tai treo: (tính bằng mm) L B B1 H S l a d 100 75 85 155 6 40 15 18 CHƯƠNG IV: TÍNH TOÁN THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT- THIẾT BỊ PHỤ. 28
  29. I . CÁC THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT: Cân bằng nhiệt lượng cho toàn tháp chưng cất: QF + Qđ = QW + QD + Qnt + Qm (IV.1) Trong đó: Q nt : nhiệt lượng ngưng tụ do hơi sản phẩm day ngưng tụ thành lỏng. Chọn hơi sản phẩm day ngưng tụ hoàn toàn thành lỏng. Qnt =G W.(R+1). . rW , (KJ/h). Xác định rD (ẩn nhiệt hoá hơi của sản phẩm đỉnh): Tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ở tW= 100,6266 ta có: An nhiệt hoá hơi của nước: rN = 2436,7176 (KJ/kg). An nhiệt hoá hơi của rượu: rA = 361,3208 (KJ/kg). Suy ra: rW = rN .x +(1-x ).rA = 2436,7176.0,7+(1-0,7).361,3208 = 2426,34 (KJ/kg). Vậy: Qnt =298,8156.(4,4+1) 2426,34=1702,2411 (KJ/ s). Q F : nhiệt lượng do hỗn hợp rượu nhập liệu mang vào tháp. QF = GF .HF =GF .cF .(tF –to ) ,(KJ/h). o Chọn nhiệt độ chuẩn: to = 30 C. t t 100,1727 30 Ở F o 65,0864 oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có 2 2 nhiệt dung riêng của rượu: cR =3925,1974 (J/kg.độ). Suy ra: cF = xF .cR +(1-xF ).4186 =(1-88%).3976,0725+(88%).4186 = 3973,0725(J/kg.độ). Vậy: QF = 766,5272 3973,0725.(100,1727-30) = 269699,063 (KJ/h). Q W : nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra từ nồi đun. QW = GW .HW =GW.cW .(tW –to ) ,(KJ/h). o Chọn nhiệt độ chuẩn: to = 20 C. Do sản phẩm đáy chứa nhiều nước nên nhiệt dung riêng của sản phẩm đáy có thể tính gần đúng theo công thức sau: cW = (1-xW ).4186=(1- 0,0029).4186= 4173,861 (J/kg.độ). Vậy: QW = 42,477. 18,032 .4173,861 .(100-20)=255753,898(KJ/h). Q D : nhiệt lượng do sản phẩm đỉnh mang ra từ bộ phận tách hoàn lưu. QD = GD .HD =D.MD .cD .(tD –to ) ,(KJ/h). o Chọn nhiệt độ chuẩn: to = 20 C. t t 78,5 20 Ở D o 49,25 oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có nhiệt 2 2 dung riêng của rượu: cR =2830,25 (J/kg.độ). Suy ra: cD = xD .cR +(1-xD ).4186 =0,935.2882,25+(1-0,935).4186 = 3033,613(J/kg.độ). Vậy: Từ (IV.1), ta được: QF = 5,600 .41,8 .3033,613 .(78,5-20) =41537,988 (KJ/h). Q m : nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh. Chọn: Qm = 0,05.Qđ Vậy: nhiệt lượng cần cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp: 29
  30. 1 Qđ = .(QW + QD + Qnt – QF ) 0,95 1 = (255753,898+41537,988+879211,642-269699,063) 0,95 = 954531,016 (KJ/h) = 265,148 (KW). o Chọn: + Nhiệt độ nguyên liệu ban đầu: t’F = 28 C. o + Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội: t’D = 35 C. + Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt với nguyên liệu ban đầu: t’W = 60oC. 1 . Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh: Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ – ống loại TH đặt nằm ngang. Ong truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống: 25x2, chiều dài ống là L = 3 (m). o o Chọn nước làm lạnh đi trong ống với nhiệt độ đầu: t1 = 27 C, nhiệt độ cuối: t2 = 45 C. Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với t1 t2 o nhiệt độ trung bình ttbN = =36 C: 2 + Nhiệt dung riêng: cN = 4,187(KJ/kg.độ). 3 + Khối lượng riêng: N = 996,9 (Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: N = 0,737.10 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: N = 0,6242 (W/m K). a . Suất lượng nước cần dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh: Qnt 81427,8446 GN = = 22,6188 (Kg/s). 3600.cN .(t2 t1) 3600.4.187.(45 27) b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Qnt 2 Ftb = ,(m ) (IV.2). K. tlog Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + tlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định tlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (100,0235 27) (100,0235 45) t 63,5999 (oK). log 100,0235 27 Ln 100,0235 45 Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: 1 K ,(W/m2.oK) (IV.3). 1 1 rt N R 2 o Với: + N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m . K). 2 o + R : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ (W/m . K). + rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. 30
  31. * Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: Chọn vận tốc nước đi trong ống: vN =2,9, (m/s). Số ống trong một đường nước: GN 4 22,6188 4 n . 2 . 2 ~ 16 (ống). N .d tr .vN 996,9 .0,021 .2,9 Chuẩn số Reynolds : vN.dtr . N 2,9.0,021.996,9 4 ReN 3 82101,7829 > 10 : chế độ chảy rối, N 0,737.10 công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: 0,8 0,43 PrN 0,25 Nu N 0,021. l .Re N PrN .( ) Prw Trong đó: + l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỷ lệ chiều dài ống với đường L 3 kính ống:ReN=82101,7829 và 50 ,nên l =1. dtr 0,021 o + PrN : chuẩn số Prandlt của nước ở 36 C, nên PrN =4,31. + Prw : chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình của vách. 484,335 Suy ra: NuN 0,25 Prw Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: NuN .N 484,335.0,6242 14396,2831 N = 0,25 0,25 dtr PrN .0,021 PrN Nhiệt tải phía nước làm lạnh: 14396,2831 2 qN N .(tw2 ttbN ) 0,25 (tw2 36) (W/m ) (IV.4). PrN Với tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: tw1 tw2 2 qt , (W/m ). rt Trong đó: + tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với rượu (ngoài ống).  t + rt rc t Bề dày thành ống: t = 2 (mm). o 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: 2 o rc = 1/5000 (m . K/W). 2 o Suy ra: rt = 1/3181,818 (m . K/W). Vậy: qt = 3181,818.(tw1-tw2) (IV.5) * Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ: 31
  32. 3 2 rR .R . R A 4 R 0,725. 0,25  R .(t D tw1 ).d ng (78,5 tw1 ) 3 2 rR .R . R Đặt: A=0,725.4 với [rR]=[J/kg].  R .d ng An nhiệt ngưng tụ: rR = rD = 945,465 (KJ/ ;kg). Nhiệt tải ngoài thành ống: 0,75 qR = R.(100,0235-tw1) = A.(100,0235-tw1) (IV.6). Từ (IV.4), (IV.5), (IV.6) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2 : o Chọn: tw1 = 52 C : Các tính chất lý học của rượu ngưng tụ được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với t D tw1 100,0235 52 o nhiệt độ trung bình ttbD = 66 C: 2 2 3 + Khối lượng riêng: R = 974,89 (Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: R = 0,4061.10 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: R = 0,6645 (W/m K). Khi đó: A = 2124,9007 0,75 2 Từ (IV.6): qR = 2124,9007.(100,0235-52,05) = 38733,764 (W/m ). 2 Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qR =38733,764 (W/m ). qt o Từ (IV.5), ta có: tw2 = tw1- =39,8765 C 3181,818 tw1 tw2 52 39,8765 o Suy ra: ttbw = = 45,9 C 2 2 Tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], Prw = 3,54 14396,2831 2 Từ (IV.4): qN = .(45,9 34) 40061,163 (W/m ). 3,540,25 Kiểm tra sai số: q q 4001,163 38764,037  = N R =3,3% < 5% : thoả. qR 38764,037 o o Vậy: tw1 = 52 C và tw2 = 45,9 C. 14396,2831 Khi đó: 10495,414 (W/m2.oC). N 3,540,25 2124,9007 807,1889 (W/m2.oC). R (100,0235 52)0,25 1 Từ (IV.3): K 606,6368 (W/m2.oC). 1 1 1 10495,414 3181,818 807,1889 Từ (IV.2), bề mặt truyền nhiệt trung bình: 1702,2411.1000 F = 44,1203 (m2). tb .606,6368.63,6 Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : 32
  33. 44,1203 L’= 38,1822 (m). 0,025 0,021 .19. 2 L' 38,1822 So với L = 1,5(m) thì số đường nước là 26 (đường nước). L 1,5 Khi đó số ống tăng lên 4 lần: n=26.4 =104 (ống) ~ chọn n=127(ống). * Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của rượu khi có kể đến sự ảnh hưởng của sự sắp sếp, bố trí ống. Chọn cách xếp ống thẳng hàng, bố trí theo dạng lục giác đều,vậy với 91 ống thì ta sếp được 9 hàng. 127 Số ống trung bình trong 1 hàng: 9,79 10 , tra tài liệu tham khảo II, ta có tb 9 = 15. 2 o Khi đó: R = 15.1384,712 = 12110,98 (W/m . C). Tính lại hệ số truyền nhiệt K từ CT(IV.3), ta có: K = 2012,3139 (W/m2.oC). 1702,2411.1000 Suy ra: bề mặt trung bình: F 13,3006 (m2). tb 2012,3139.63,6 Khi đó: chiều dài ống truyền nhiệt: 13,3006 L’= 1,45(m). < 1,5(m) : thoả. 0,025 0,021 .127. 2 Vậy : Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt vỏ – ống gồm n=127(ống), dài L=1,5(m). Ong được bố trí theo hình lục giác đều. Nên ta có số ống trên đường chéo hình lục giác: b = 13(ống). Chọn bước ngang giữa hai ống: t = 1,4.dng = 1,4.0,025 = 0,035 (m). Đường kính vỏ thiết bị: Dv = t.(b-1)+4.dng = 0,035(9-1)+4.0,025 = 0,380(m). 2 . Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh: Chọn thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống. Ong truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong: 16x1,6 ; kích thước ống ngoài: 25x2,5. o Chọn: + Nước làm lạnh đi trong ống 16x1,6 (ống trong) với nhiệt độ đầu: t1 = 27 C, nhiệt o độ cuối: t2 = 45 C. + Sản phẩm đỉnh đi trong ống 25x2,5 (ống ngoài) với nhiệt độ đầu:tW = o o 100,6266 C, nhiệt độ cuối: t’W = 40 C. Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với t1 t2 o nhiệt độ trung bình ttbN = =36 C: 2 + Nhiệt dung riêng: cN = 4,187 (KJ/kg.độ). 3 + Khối lượng riêng: N = 996,9(Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: N = 0,737.10 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: N = 0,6242 (W/m K). Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với t D t'D 100,6266 40 o nhiệt độ trung bình ttbW = 70,3 C: 2 2 33
  34. + Nhiệt dung riêng: cW= 3,614 (J/kg.độ). 3 + Khối lượng riêng: W = 979,2085 (Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: W = 0,4377.10 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: W = 0,607 (W/m K). a . Suất lượng nước cần dùng để làm mát sản phẩm đỉnh: Suất lượng sản phẩm đỉnh: GW =298,8157 (Kg/h) = 0,0830 (Kg/s). Lượng nhiệt cần tải: Qt = GW.cW.(tW-t’W) = 0,0830.361,4.(100,6266-40) = (J/s) =0,0001(KJ/s). Suất lượng nước cần dùng: QD 0,1 GN = = 0,0001049 (Kg/s). cN .(t2 t1) 4.187.(45 27) b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Qt 2 Ftb = ,(m ) (IV.7). K. tlog Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + tlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định tlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (100,6266 45) (40 27) t 29,3226 (oK). log 100,6266 45 Ln 40 27 Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: 1 K ,(W/m2.oK) (IV.8). 1 1 rt N D 2 o Với: + N : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m . K). 2 o + D : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh (W/m . 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: GD 4 0.0001 4 vD . 2 2 . 2 2 1,1737 (m/s). D .(D tr d ng ). 979,2085 .(0,02 0,016 ) Đường kính tương đương: dtd = Dtr –dng = 0,02- 0,016 = 0,004 (m). Chuẩn số Reynolds : vD.dtd . D 1,1737.0,004.1,1737 ReD 3 10502 > 2320 : chế độ quá độ, công D 0,4377.10 thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: 0,43 PrD 0,25 Nu D C. l .PrD .( ) Prw1 34
  35. Trong đó: + l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ông1, chọn l =1. + C : hệ số phụ thuộc vào chuẩn số Reynolds, ReD = 10502 nên C = 7,252. o + PrD : chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở 56,75 C, nên 3 D.cD 0,4377.10 .3614,2648 PrD = 2,6053. D 0,6070 + Prw1 : chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở nhiệt độ trung bình của vách. 66,3818 Suy ra: NuD 0,25 Prw1 Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống ngoài: NuD.D 66,3818.0,6070 395,5057 D = 0,25 0,25 dtd Prw1 .0,004 Prw1 Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh: 395,5057 2 qD D.(ttbD tw1) 0,25 (70,3 tw1) (W/m ) (IV.9). Prw1 Với tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh (ngoài ống nhỏ). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: tw1 tw2 2 qt , (W/m ). rt Trong đó: + tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ).  t + rt r1 r2 t Bề dày thành ống: t = 1,6 (mm). o 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: 2 o r1 = 1/5000 (m . K/W). 2 o Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đỉnh: r2 = 1/5000 (m . K/W). 2 o Suy ra: rt = 1/2034,884 (m . K/W). Vậy: qt = 2034,884.(tw1-tw2) (IV.10). * Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ: Vận tốc nước đi trong ống: GN 4 0,0001 4 vN . 2 . 2 0,0005 (m/s). N .d tr 996,9 .0,0128 Chuẩn số Reynolds : vN.dtr . N 0,0005.0,0128.996,9 4 ReN 3 9,0684 > 10 : chế độ chảy rối, N 0,737.10 công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: 0,8 0,43 PrN 0,25 Nu N 0,021. l .Re N PrN .( ) Prw2 35
  36. Trong đó: + l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:ReN=9,0684 ,chọn l =1. o + PrN : chuẩn số Prandlt của nước ở 36 C, nên PrN = 4,31 + Prw2 : chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình của vách. 0,3310 Suy ra: NuN 0,25 Prw2 Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: NuN .N 0,3310.0,6242 16,1357 N = 0,25 0,25 dtr Prw2 .0,0128 Prw2 Nhiệt tải phía nước làm lạnh: 16,1357 2 qN N .(tw2 ttbN ) 0,25 (tw2 36) (W/m ) (IV.11). Prw2 o Chọn: tw1 = 69,15 C : Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ tw1=69,15: + Nhiệt dung riêng: cR= 3614,2750 (J/kg.độ). -3 2 + Độ nhớt động lực: R = 0,4387.10 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: R = 0,6070 (W/m K). 3 R.cR 0,4387.10 .3614,2750 Khi đó xem:Prw1 ~ 2,6122 R 0,6070 395,5058 2 Từ (IV.9): qD = .(70,3 69,15) 408,5701(W/m ). 2,6220,25 2 Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qD =408,5701(W/m ). qt Từ (IV.10), ta có: tw2 = tw1- =68,7992 2034,884 tw1 tw2 69,15 68,7992 o Suy ra: ttbw = = 68.8996 C 2 2 Tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], Prw2 = 2,.55 16.,1357 2 Từ (IV.11): qN = .(68,9 36) 418,8094 (W/m ). 2,550,25 Kiểm tra sai số: q q 418,8094 408,5701  = N D =2,5% < 5% : thoả. q D 408,5701 o o Vậy: tw1 = 69,15 C và tw2 = 68,7992 C. 16,1357 Khi đó: 12,7689 (W/m2.oC). N 2,550,25 395,5057 311,1627 (W/m2.oC). D 2,60530,25 36
  37. 1 Từ (IV.8): K 12,1921 (W/m2.oC). 1 1 1 12,7689 2034,884 311,1627 Từ (IV.7), bề mặt truyền nhiệt trung bình: 0,1.1000 F = 0,0102 (m2). tb 12,1921.63,5996 Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : 0,0102 L 0,2255 (m) 0,016 0,0128 . 2 Chọn: L = 1(m), L 1 Kiểm tra: 78,125 50 thì l = 1: thoả. dtr 0,0128 Vậy: thiết bị làm mát sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 1(m), chia thành 5 dãy, mỗi dãy dài 0.2 (m). 3 . Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy: Chọn nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là nồi đun Kettle, ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống 25x2. Chọn hơi đốt là hơi nước 2 at, đi trong ống 25x2. Tra tài liệu tham khảo [4(tập1)], ta có: o + Nhiệt độ sôi: tsN = 119,6 C. + An nhiệt ngưng tụ: rN = 2208 (KJ/kg). o Sản phẩm đáy trước khi vào nồi đun có nhiệt độ là t’1 = 100,1727 C (do x1’=0,8861 ), o nhiệt độ ra là tW = 100,6266 C. a . Suất lượng hơi nước cần dùng : Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho đáy tháp: Qđ = 265,148 (KW). Suất lượng hơi nước cần dùng: Qd 265,148 GhN = = 0,120 (Kg/s). rN 2208 b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Qd 2 Ftb = ,(m ) (IV.12). K. tlog Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + tlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định tlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (119,6 99) (119,6 100) t 20,096 (oK). log 119,6 99 Ln 119,6 100 Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: 37
  38. 1 K ,(W/m2.oK) (IV.13). 1 1 rt N D 2 o Với: + N : hệ số cấp nhiệt của hơi nước (W/m . K). 2 o + D : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m . 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: 0,25 0,25 rN 2208.1000 N = 0,725.A. 0,725.A. (tsN tw1 ).dtr (119,6 tw1 ).0,021 73,415.A = 0,25 (119,6 tw1 ) 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, được tra ở tài liệu tham khảo [2]. Nhiệt tải phía hơi: 0,75 2 qN N .(tsN tw1 ) 73,415.A.(119,6 tw1 ) (W/m ) (IV.14). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: tw1 tw2 2 qt , (W/m ). rt Trong đó: + tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống).  t + rt r1 r2 t Bề dày thành ống: t = 2 (mm). o 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 (m2.oK/W). 2 o Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đáy: r2 =1/500(m . K/W). 2 o Suy ra: rt = 1/1944,444 (m . K/W). Vậy: qt = 1944,444.(tw1-tw2) (IV.15). * 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): 4186,8 0,5 2,33 D = .39.p .(tw2 – 100) 3600 Với: + p: áp suất để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, khi đó p = 1 at = 105 (N/m2). 2,33 Suy ra: D = 14343,143(tw2 – 100) Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: 3,33 2 qD D .(tw2 100) 14343,143(tw2 100) (W/m ) (IV.16). o Chọn: tw1 = 116,655 C : 38
  39. 119,6 116,655 Khi đó, ở nhiệt độ trung bình = 118,128oC ta tra được 2 A = 187,1574 0,75 Từ (IV.14): qN =73,415.187,1574.(119,6-116,655) = 30889,133(W/m2). 2 Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qN =30889,133 (W/m ). qt o Từ (IV.15), ta có: tw2 = tw1- =100,769 C 1944,444 3,33 2 Từ (IV.16): qD =14343,143.(100,769-100) =31708,196(W/m ). Kiểm tra sai số: q q 30889,133 31708,196  = N D =2,65% < 5% : thoả. q D 30889,133 o o Vậy: tw1 = 116,655 C và tw2 = 100,769 C. 73,415.187,1574 Khi đó: 10488,670 (W/m2.oC). N (119,6 116,655)0,25 3,33 2 o D 14343,143.(100,769 100) 24986,758 (W/m . C). 1 Từ (IV.13): K 1539,295 (W/m2.oC). 1 1 1 10488,670 1944,444 24986,758 Từ (IV.12), bề mặt truyền nhiệt trung bình: 265,148.1000 F = 8,572 (m2). tb 1539,295.20,096 Chọn số ống truyền nhiệt: n = 91 (ống). Chiều dài ống truyền nhiệt: 8,572 L 1,304 (m). 0,025 0,021 .91. 2 Chọn: L = 1,5(m),(dự trữ khoảng 10%). Vậy: nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống với số ống n = 91, chiều dài ống truyền nhiệt L = 1,5(m). Ong được bố trí theo hình lục giác đều. Nên ta có số ống trên đường chéo hình lục giác: b = 9(ống). Chọn bước ngang giữa hai ống: t = 1,4.dng = 1,4.0,025 = 0,035 (m). Đường kính vỏ thiết bị: Dv = t.(b-1)+4.dng = 0,035(9-1)+4.0,025 = 0,380(m). 5 . Thiết gia nhiệt nhập liệu : Chọn thiết bị gia nhiệt nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống. Ong truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong:25x2; kích thước ống ngoài: 38x2. o Dòng nhập liệu đi trong ống 25x2 (ống trong) với nhiệt độ đầu: t”F =30 C ,nhiệt độ cuối: o tF =101 C. Chọn hơi đốt là hơi nước 2 at, đi trong ống 38x2(ống ngoài). Tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: o + Nhiệt độ sôi: tsN = 119,6 C. + An nhiệt ngưng tụ: rN = 2208 (KJ/kg). 39
  40. Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với t"F t F o nhiệt độ trung bình ttbF = =65,5 C: 2 + Nhiệt dung riêng: cF = 3955,637 (KJ/kg.độ). 3 + Khối lượng riêng: F = 982,099 (Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: F = 0,465.10 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: F = 0,6013 (W/m K). a . Suất lượng hơi nước cần dùng : Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho dòng nhập liệu: GF 766,5272 Qc = .cF.(tF – t”F) = .3,9556.(101 -65,5)=15,1176 (KW). 3600 3600 Suất lượng hơi nước cần dùng: Qc 15,1176 GhN = = 0,0068 (Kg/s). rN 2208 b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Qt 2 Ftb = ,(m ) (IV.22). K. tlog Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + tlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định tlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (119,6 30) (119,6 101) t 45,1598 (oK). log 119,6 30 Ln 119,6 101 Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: 1 K ,(W/m2.oK) (IV.23). 1 1 rt F N 2 o Với: + F : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu (W/m . K). 2 o + N : hệ số cấp nhiệt của hơi nước (W/m . K). + rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. * Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống nhỏ: Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống ngoài: GF 4 766,5272 4 vF . 2 . 2 = 0,6263 (m/s). 3600. F .d ng 3600.982,099 .0,021 Chuẩn số Reynolds : vF dtd . F 0,6263.0,009.982,099 4 ReF 3 11904 > 10 : chế độ chảy rối, F 0,465.10 công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: 40
  41. 0,8 0,43 PrF 0,25 Nu F 0,021. l .Re F PrF .( ) Prw2 Trong đó: + l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReW và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:ReW=11904,chọn l =1. o + PrF : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 74,033 C, nên 3 cF .F 3955.0,465.10 PrF = = 3,0589 F 0,6013 81,8428 Suy ra: NuF 0,25 Prw2 Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống nhỏ: NuF .F 81,8428.0,6013 5467,961 F = 0,25 0,25 dtd Prw2 .0,009 Prw2 Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: 5467,961 2 qF F .(tw2 ttbF ) 0,25 (tw2 65,5) (W/m ) (IV.24). Prw2 Với tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu (trong ống nhỏ). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: tw1 tw2 2 qt , (W/m ). rt Trong đó: + tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước (ngoài ống nhỏ).  t + rt r1 r2 t Bề dày thành ống: t = 2(mm). o 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: 2 o r1 = 1/5000 (m . K/W). 2 o Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đỉnh: r2 = 1/5000 (m . K/W). 2 o Suy ra: rt = 1/1944,444 (m . K/W). Vậy: qt = 1944,444.(tw1-tw2) (IV.25). * Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước trong ống nhỏ: Đường kính tương đương: dtd = Dtr –dng = 0,034- 0,025 = 0,009 (m) Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được xác định theo công thức: 0,25 0,25 rN 2260.1000 N= 0,725.A. 0,725.A. (tsN tw1).dtd (119,6 tw1).0,009 91,265.A = 0,25 (119,6 tw1) Với: + A : hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ, được tra ở tài liệu tham khảo [2]. Nhiệt tải phía hơi nước: 41
  42. 0,75 2 qN N .(tsN tw1 ) 91,265.A.(100 tw1 ) (W/m ) (IV.26). o Chọn: tw1 = 110,311 C : 119,6 110,311 Khi đó, ở nhiệt độ trung bình = 114,9555oC ta tra được A = 185 2 0,75 Từ (IV.26): qN =91,261.185.(119,6 – 114,9555) = 89836,48(W/m2). 2 Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qW =89836,48 (W/m ). qt o Từ (IV.25), ta có: tw2 = tw1- =64,1094 C 1944,444 tw1 tw2 110,311 64,1094 o Suy ra: ttbw = = 87,2102 C 2 2 Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo o [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình ttbw = 87,2102 C: + Nhiệt dung riêng: cR = 3,95304 (KJ/kg.độ). -3 2 + Độ nhớt động lực: R = 0,469 (N.s/m ). o + Hệ số dẫn nhiệt: R = 0,6003 (W/m K). 3 cR .R 3,9531.0,469.10 Khi đó: Prw2 = = 3,0884 R 0,6003 5467,961 2 Từ (IV.24): qF = .(87,21027 65,5) 89547,64 (W/m ). 3,08840,25 Kiểm tra sai số: q q 89836,48 89547,64  = N F =0,32% < 5%: thoả. q N 89836,48 o o Vậy: tw1 = 110,311 C và tw2 = 64,1094 C. 91,265.185 Khi đó: 1817,636 (W/m2.oC). N (119,6 110,311)0,25 5467,961 4124,683 (W/m2.oC). F 3,08840,25 1 Từ (IV.23): K 765,1732 (W/m2.oC). 1 1 1 1817,636 1944,444 4124,683 Từ (IV.22), bề mặt truyền nhiệt trung bình: 15,1176.1000 F = 0,4375 (m2). tb 765,1732.45,1598 Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : 0,4375 L 6,0578 (m). 0,025 0,021 . 2 Chọn: L = 7(m),(dự trữ khoảng 20%). L 7 Kiểm tra: 333,333 50 thì l = 1: thoả. dtr 0,021 42
  43. Vậy: thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 7(m), chia thành 10 dãy, mỗi dãy dài 0,7 (m). II. TÍNH BẢO ÔN CỦA THIẾT BỊ: Trong quá trình hoạt động của tháp, do tháp tiếp xúc với không khí nên nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh ngày càng lớn. Để tháp hoạt động ổn định, đúng với các thông số đã thiết kế, ta phải tăng dần lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun để tháp không bị nguội (nhất là sản phẩm đỉnh, ảnh hưởng đến hiệu suất của tháp). Khi đó, chi phí cho hơi đốt sẽ tăng. Để tháp không bị nguội mà không tăng chi phí hơi đốt, ta thiết kế lớp cách nhiệt bao quanh thân tháp. Chọn vật liệu cách nhiệt cho thân tháp là amiăng có bề dày là a .Tra tài liệu tham khảo o [2], hệ số dẫn nhiệt của amiăng là a = 0,151 (W/m. K). Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh: Qm = 0,05.Qd = 0,05.75020,4093 = 3751,0204 (KW). Nhiệt tải mất mát riêng: Qm a a 2 qm = .(tv1 tv2 ) . tv (W/m ). (IV.27) f tb  a  a Với: + tv1 : nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp. + tv1 : nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí. + tv : hiệu số nhiệt độ giữa hai bề mặt của lớp cách nhiệt. o Nhận thấy: qm = const, nên chọn tv = tmax = tđáy -tkk ,tkk = 28 C. o Suy ra tv = 100 – 28 = 72 C. + ftb : diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt). ftb = .H.Dtb = .H.(Dt + Sthân + a) Từ (IV.27), ta có phương trình: 3751,0204.1000 0,151 .72 .14,5.(0,500 0,003  a )  a Suy ra: a = 0,0025(m). Vậy: chọn a = 10 (mm). 43
  44. III . TÍNH TOÁN BƠM NHẬP LIỆU: 1 . Tính chiều cao bồn cao vị: Chọn đường kính ống dẫn nguyên liệu (nhập liệu): d = 50 (mm), độ nhám của ống =0,1(mm). Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với t F t'F o nhiệt độ trung bình ttbF = = 65,5 C: 2 3 + Khối lượng riêng: F = 982,099 (Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: F = 0,465.10 (N.s/m ). Vận tốc của dòng nhập liệu trong ống dẫn: QF 4 15,1176 4 vF =. 2 . 2 = 0,1105 (m/s). 3600. F .d 3600.982,099 .0,05 a . Tổn thất đường ống dẫn: l v 2 1 F h1 1. 1 . (m). d1 2.g Với: + 1 : hệ số ma sát trong đường ống. + l1 : chiều dài đường ống dẫn, chọn l1 = 20(m). + d1 : đường kính ống dẫn, d1 = d = 0,05(m). + 1 : tổng hệ số tổn thất cục bộ. + vF : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, vF = 0,1105(m/s). * Xác định 1 : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu trong ống: vF .d1. F 0,1105.0,05.982,099 Re1 3 = 11666 F 0,465.10 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: 8 8 7 7 d1 50 + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh1=6. =6. =7289,343  0,1 + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: 9 9 8 8 d1 50 4 Ren1=220. =220. =23,9.10 .  0,1 Suy ra: Regh1 < Re1< Ren1: khu vực chảy quá độ, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): 0,25  100 1= 0,1. 1,46. 0,1308 d1 Re1 * Xác định 1: Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua: + 10 chỗ uốn cong: u1=10.1,1 = 11. + 3 van (van cầu): v1= 3.10 = 30. + 1 lần đột thu: t1 = 0,5. + 1 lần đột mở: m1 = 1. + 1 lưu lượng kế: l1 = 0 (không đáng kể). 44
  45. Suy ra: 1 = u1 + v1 + t 1+ m1 + l1 = 42,5. 20 0,1492 Vậy:Tổn thất đường ống dẫn: h1= 0,0345. 42,5 . =0,064(m). 0,05 2.9,81 b . Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt: l v 2 2 2 h2 2 .  2 . (m). d 2 2.g Với: + 2 : hệ số ma sát trong đường ống. + l2 : chiều dài đường ống dẫn, l2 = 18(m). + d2 : đường kính ống dẫn, d2 = 0,021(m). + 2 : tổng hệ số tổn thất cục bộ. + v2 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, v2 = 0,6263(m/s). * Xác định 2 : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu:(xem lại mục IV.I.4) Re2=11904 . Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: 8 8 7 7 d 2 21 + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh2=6. =6. =2704,68.  0,1 + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: 9 9 8 8 d 2 21 Ren2=220. =220. =90140,38.  0,1 Suy ra: Regh2 < Re2 < Ren2: khu vực chảy quá độ, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): 0,25  100 2= 0,1. 1,46. 0,1308 d2 Re2 * Xác định 2: Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua: + 11 chỗ ống cong quay ngược: q2=11.2,2 = 24,2. + 1 chỗ uốn cong: u2= 1,1. + 1 lần co hẹp: c2 = 0,385. 2 0,0212 + 1 lần mở rộng:  = 1 0,6783 . m2 2 0,05 Suy ra: 2 = u2 + q2 + c2+ m 2 =26,363. Vậy:Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt: h2= 18 0,842 0,0334. 26,363 . =1,978(m). 0,021 2.9,81 c . Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt nhập liệu: l v 2 3 3 h3 3 . 3 . (m). d3 2.g Với: + 3 : hệ số ma sát trong đường ống. + l3 : chiều dài đường ống dẫn, l3 = 15(m). 45
  46. + d3 : đường kính ống dẫn, d3 = 0,021(m). + 3 : tổng hệ số tổn thất cục bộ. + v3 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, v3 = 0,6263(m/s). * Xác định 3 : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu:(xem lại mục IV.I.5) Re3= 11904. Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: 8 8 7 7 d3 21 + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh3=6. =6. =2704,68.  0,1 + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: 9 9 8 8 d3 21 Ren3=220. =220. =90140,38.  0,1 Suy ra: Regh3 < Re3 < Ren3: khu vực chảy quá độ, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): 0,25  100 3= 0,1. 1,46. 0,1308 d3 Re3 * Xác định 3: Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua: + 9 chỗ ống cong quay ngược: q3=9.2,2 = 19,8. + 1 chỗ uốn cong: u3= 1,1. + 1 lần co hẹp: c2 = 0,385. 2 0,0212 + 1 lần mở rộng:  = 1 0,6783 . m2 2 0,05 Suy ra: 3 = u3 + q3 + c3+ m 3 =21,963. Vậy:Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt: h3= 15 0,8552 0,0319. 21,963 . =1,667(m). 0,021 2.9,81 Chọn : + 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. Ap dụng phương trình Bernolli cho (1-1) và (2-2): 2 2 P1 v1 P2 v2 z1 + + = z2 + + +hf1-2 F .g 2.g F .g 2.g 2 2 P2 P1 v2 v1 hay z1 = z2 + +hf1-2 F .g 2.g Với: + 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 ) = 0,145 + 0,15 + 11.(0,25 + 0,0018) = 3,0648 (m). 46
  47. + P1 : áp suất tại mặt thoáng (1-1), chọn P1 = 1 at. + P2 : áp suất tại mặt thoáng (2-2). 2 Xem P=P2 –P1 =Ncất .htl = 42 . 379,226 = 15927,492 (N/m ). + v1 : vận tốc tại mặt thoáng (1-1), xem v1 = 0(m/s). + v1 : vận tốc tại vị trí nhập liệu, v1 = vF = 0,149 (m/s). + hf1-2 : tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2): hf1-2 = h1 + h2 + h3 = 0,064 + 1,978 + 1,667 = 3,709(m). 2 2 P2 P1 v2 v1 Vậy: Chiều cao bồn cao vị: Hcv = z2 + +hf1-2 F .g 2.g 15927,492 0,1492 0 =2,813 + + 4,307 947,513.9,81 2.9,81 = 8,489(m). Chọn Hcv = 10(m). 2 . Chọn bơm: GF 776,5272 3 Lưu lượng nhập liệu: VF = 0,7805 (m /h). F 982,099 3 Chọn bơm có năng suất là Qb = 0,8 (m /h).Đường kính ống hút, ống đẩy bằng nhau và bằng 21(mm),nghĩa là chọn ống 25x2. Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với o nhiệt độ trung bình t’F = 28 C: 3 + Khối lượng riêng: F = 999.256 (Kg/m ). -3 2 + Độ nhớt động lực: F = 1,772.10 (N.s/m ). Vận tốc dòng nhập liệu trong ống hút và đẩy: 4.Qb 4.0,8 vh = vd = 2 2 = 0,6419(m/s). 3600. .dh 3600. ,0,021 Tổng trở lực trong ống hút và ống đẩy: l l v 2 h d h hhd = .  h  d . d h 2.g Với: + lh : chiều dài ống hút, chọn lh = 1,5 (m). + ld : chiều dài ống đẩy, chọn ld = 11,5 (m). + h : tổng tổn thất cục bộ trong ống hút. + d : tổng tổn thất cục bộ trong ống đẩy. +  : hệ số ma sát trong ống hút và ống đẩy. * Xác định : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu: vh .dh . F 0,6419.0,021.999.256 Re= 3 =7601. F 1,772.10 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: 8 8 7 7 d h 21 + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh=6. =6. =2704,68.  0,1 + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: 47
  48. 9 9 8 8 d h 21 Ren=220. =220. =90140,38.  0,1 Suy ra: Regh < Re < Ren: khu vực chảy quá độ, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): 0,25  100 = 0,1. 1,46. 0,1308 dh Re * Xác định h: Hệ số tổn thất cục bộ trong ống hút qua: + 1 van cầu: vh= 10. + 1 lần vào miệng thu nhỏ: t = 5. Suy ra: h = vh + t =10,5. * Xác định d: Hệ số tổn thất cục bộ trong ống đẩy qua: + 1 van cầu: vd= 10. + 2 lần uốn góc: u =2.1,1 = 2,2. Suy ra: h = vd + u =12,2. Vậy:Tổn thất trong ống hút và ống đẩy: 1,5 11,5 0,64192 hhd = 0,1308. 10,5 12,2 . =0,4955(m). 0,021 2.9,81 Chọn : + Mặt cắt (1-1) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn chứa nguyên liệu. + Mặt cắt (2-2) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn cao vị. Ap dụng phương trình Bernolli cho (1-1) và (2-2): 2 2 P1 v1 P2 v2 z1 + + + Hb= z2 + + +hf1-2 F .g 2.g F .g 2.g Với: + z1: độ cao mặt thoáng (1-1) so với mặt đất. + z2: độ cao mặt thoáng (2-2) so với mặt đất. + P1 : áp suất tại mặt thoáng (1-1), chọn P1 = 1 at. + P2 : áp suất tại mặt thoáng (2-2), chọn P2 = 1 at. + v1,v2 : vận tốc tại mặt thoáng (1-1) và(2-2), xem v1=v2= 0(m/s). + hf1-2 =hhd: tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2). + Hb : cột áp của bơm. Suy ra: Hb = (z2 – z1) + hhd = Hcv + hhd = 10 +0,4955 =10,5(m.chất lỏng) Chọn hiệu suất của bơm: b = 0,8. Qb Hb F .g 0,8.10,5.999,256.9,81 Công suất thực tế của bơm: Nb = 3600.b 3600.0,8 = 28,59(W) = 0,0383 (hp). Tóm lại: Để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn 2 bơm li tâm loại XM vì Qb = 0,8 (m3/h) và acid axetic là chất độc hại. 48
  49. CHƯƠNG V : GIÁ THÀNH THIẾT BỊ. I . TÍNH SƠ BỘ GIÁ THÀNH CỦA THIẾT BỊ: Lượng thép X18H10T cần dùng: G1 = 53.m2+ m3+ 2.m4 = 53.1,955 + 531,808 + 2.7,347 = 650,117(Kg). Lượng thép CT3 cần dùng: G2 = Gbích ghép thân + Gbích ghép ống dẫn = 30.18,144 +(2.4. .(0,1402-0,0502).0,012 + 2.2. . (0,2052-0,1002) . .0,014). 4 4 7850 = 565,498(Kg). Số lượng bulông cần mua: n = 15.20 + 4.5 = 320 (bulông). Thể tích vật liệu cách nhiệt cần dùng: 3 V = .(Dt + St ).a .H = .(0,5 + 0,003).0,02.14,5 = 0,4583(m ). Chiều dài ống dẫn: * Ong 25mm: L1= Lb +LTBTĐN +LTBGN +Lnồi đun +LTBnt +LTBln = 13 + 18 + 15 + 91.1,5 + 91.1,5 + 20.2 =359(m)~360(m). * Ong (31-50)mm: L2= Ldẫn + LTBGN +LTBTĐN +l1 = 40 +15 +18 +20 = 93(m) ~ 95(m). * Ong 100mm: chọn ống dẫn hơi ở đỉnh và đáy tháp: L3 = 10(m). Kính quan sát: đường kính là:100(mm), dày 5(mm). S = 2. 0,12 = 0,0157(m2). 4 Bộ phận nối cong ống: Những chỗ quay ngược ống ta dùng 2 bộ phận nối ống cong 90o. * Nối ống 25mm: 11.2 + 1 + 2.2 = 27 (cái). * Nối ống (31-50)mm: 10 + 11.2 + 1 = 33 (cái). Vậy: số tiền mua vật tư chế tạo thiết bị là 55394934 (đồng). Tiền gia công chế tạo thiết bị(gia công phức tạp, độ chính xác cao) bằng 500% tiền vật tư: 500%.55394934 = 276974670 (đồng). Tóm lại: Chi phí đầu tư: 55394934 + 276974670 = 332369604 (đồng). Tổng chi phi đầu tư (bao gồm chi phí phát sinh) được chọn là 400 (triệu đồng). Vật liệu Số lượng Đơn gía Thành tiền Thép X18H10T 650,117 (kg) 50000 (đ/kg) 32505850 Thép CT3 565,498 (kg) 10000 (đ/kg) 5654980 3000 Bulông 320 (bulông) (đ/bulông) 960000 49
  50. Vật liệu cách nhiệt 0,4583 (m3) 4000000 (đ/m3) 1833200 Ong dẫn 25mm 360 (m) 15000 (đ/m) 5400000 Ong dẫn (31-50)mm 95 (m) 20000 (đ/m) 1900000 Ong dẫn 100mm 10 (m) 40000 (đ/m) 400000 Bộ phận nối 25mm 27 (cái) 30000 (đ/cái) 810000 Bộ phận nối (31-50)mm 33 (cái) 50000 (đ/cái) 1650000 Bơm 2.0,064 (hp) 700000 (đ/hp) 89600 Ap kế tự động 1 (cái) 600000 (đ/cái) 600000 Nhiệt kế điện trở tự ghi 5 (cái) 200000 (cái) 1000000 1000000 Lưu lượng kế (<50mm) 2 (cái) (đ/cái) 2000000 Kính quan sát dày 5mm 6.0,0157 (m2) 120000 (đ/m2) 11304 Van thép 25mm 5 (cái) 20000 (đ/cái) 100000 Van thép (31-50)mm 8 (cái) 30000 (đ/cái) 240000 Racco nối ống 8 (cái) 30000 (đ/cái) 240000 Tổng cộng 55394934 II . KẾT LUẬN: Sau ba tháng nghiên cứu, em đã tìm hiểu và học tập được các vấn đề: + Thiết kế được tháp chưng cất Etanol – Nước tương đối hoàn chỉnh khi biết trước năng suất, nồng độ nhập liệu và nồng độ, độ thu hồi của sản phẩm đỉnh. + Tính toán tương đối chi tiết quá trình làm việc của thiết bịvà khả năng chịu bền của thiết bị về tính ăn mòn cơ học và hoá học, cũng như điều kiện làm việc của thiết bị. + Sơ bộ tính được chi phí đầu tư ban đầu cho tháp chưng cất. Đặc tính kỹ thuật của thiết bị chưng cất đã thiết kế ứng với các thông số đã cho ban đầu: + Tỉ số hoàn lưu thích hợp: R = 2,973. + Số mâm chưng cất thực tế: 53 mâm. + Đường kính tháp chưng cất: 500 mm. + Đường kính lỗ trên mâm: 3 mm. + Bề dày mâm: 1,8 mm. + Số lỗ trên một mâm: 2716 lỗ. + Trở lực của toàn tháp: 20199,9 N/m2. + Khoảng cách giữa hai mâm: 250 mm. + Chiều cao tháp: 14,5 m. + Thân – đáy – nắp làm bằng thép X18H10T, có bề dày: 3 mm. + Bích ghép thân – đáy – nắp làm bằng thép X18H10T, loại bích liền không cổ. + Bích ghép ống dẫn làm bằng thép CT3, loại bích liền không cổ. + Đường kính ống dẫn chất lỏng: 50 mm. + Đường kính ống dẫn hơi: 100 mm. Ưu và nhược điểm của tháp chưng cất mâm xuyên lỗ được tóm tắt ở phần đầu (chương I, mục I.2). 50
  51. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] . Võ Văn Ban, Vũ Bá Minh – Quá trình và thiết bị công nghệ hoá học, truyền khối(tập 3) – Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM. [2] . Phạm Văn Bôn, Vũ Bá Minh, Hoàng Minh Nam – Quá trình và thiết bị công nghệ hoá học, Ví dụ và bài tập(tập 10) - Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM. [3] . Phạm Văn Bôn, Nguyễn Đình Thọ - Quá trình và thiết bị công nghệ hoá học, Quá trình và thiết bị truyền nhiệt(tập 5) – Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia TP.HCM. [4] . Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hoá chất (tập 1, 2) – Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [5] . Hồ Lê Viên – Thiết kế và tính toán các chi tiết thiết bị hoá chất – Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật Hà Nội 1978. [6] . Tập thể giảng viên Bộ Môn Cơ Lưu Chất – Giáo Trình Cơ Lưu Chất – Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM. 52