Tính toán thiết kế hệ thống chưng luyện hỗn hợp hai cấu tử CS2 – CCl4

Như đã thiết kế ban đầu hỗn hợp đầu đi vào tháp là quá trình tự chảy với vận tốc khoảng 0,2m/s. Do đó hợp đầu không bơm trực tiếp vào tháp mà bơm lên thùng cao vị để tạo ra vận tốc chảy thích hợp. Như vậy nhiệm vụ quan trọng nhất của tính và chọn bơm là xác định được chiều cao của thùng cao vị để có thể đưa được chất lỏng vào tháp ở đĩa tiếp liệu. Chiều cao này phụ thuộc vào trở lực trong ống hay nói cách khác là phụ thuộc vào chiều dài của ống dẫn. Ban đầu ta giả sử chiều cao từ mặt thoáng của thùng cao vị đến đĩa tiếp liệu là 15m và từ đó ta có thể chọn: Chiều cao của chất lỏng trong tháp là 3m. Chiều dài đoạn ống từ đáy thùng cao vị đến thiết bị ống là 17m. Chiều dài từ thiết bị ống chùm là đến tháp chưng là 3m.

pdf65 trang | Chia sẻ: lylyngoc | Ngày: 22/02/2014 | Lượt xem: 2550 | Lượt tải: 4download
Bạn đang xem nội dung tài liệu Tính toán thiết kế hệ thống chưng luyện hỗn hợp hai cấu tử CS2 – CCl4, để tải tài liệu về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
ăn mòn trong môi trường không khí ẩm đặc biệt là khi tháp để ngoài trời với nhiều biến đổi của thời tiết và độ ẩm không khí. Để khắc phục nhược điểm này thì ta sơn bên ngoài bề mặt của các chi tiết và thiết bị một lớp sơn chống gỉ. I. Tính thân hình trụ Thân hình trụ là 1 bộ phận chủ yếu cấu thành thiết bị hóa chất. Tháp chưng hỗn hợp CS2 – CCl4 được thiết kế theo phương pháp hàn, làm việc trong điều kiện chịu áp. I.1. Tính chiều dày thân hình trụ làm việc với áp suất P được xác định theo công thức sau:   C P PDs t    2 . , m [II-360] Trong đó: tD : Đường kính trong của thiết bị, m;  : Hệ số bền của thành hình trụ theo phương dọc, m; C : Hằng số do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày, m; P : Áp suất trong của thiết bị, N/m2;   : Ứng suất cho phép của vật liệu chế tạo, N/m2. - Đường kính tháp: tD = 1,4m - Hệ số bền của thành thiết bị: Theo bảng XIII.8[II-360] ta có:  = 0,95 - Áp suất trong của tháp: lmt PPP  Với: mtP = 1,03.10 5N/m2; lP = gl . lH g: Gia tốc trọng trường, g = 9,81m/s2; lH : Chiều cao cột chất lỏng, lH = 19.96m; 27 l : Khối lượng riêng của lỏng, kg/m 3 1388 2    c x l x l   kg/m3  lP = 1388.9,81.19.96= 2,72.10 5N/m2 P = 1,03.105 + 2,72.105 = 3,75.105 N/m2 - Hằng số C: C = C1 + C2 + C3 Trong đó: C1: Bổ sung do ăn mòn, xuất phát từ điều kiện ăn mòn vật liệu của môi trường và thời gian làm việc của thiết bị, mm. Chọn C1 = 1mm. C2: Bổ sung do ăn mòn(Nguyên liệu chứa các hạt rắn chuyển động). Chọn C2 = 0. C3: Bổ sung do dung sai chiều dày phụ thuộc vào chiều dày của tấm thép. Theo bảng XIII.9[II-364] ta chọn C3 = 0,5mm. Vậy: C = 1 + 0 + 0,5 = 1,5 mm - Ứng suất cho phép của thép CT3; Do tháp làm việc chịu tác dụng của tải trọng dọc trục nên ta có: + Ứng suất cho phép của vật liệu theo giới hạn bền:    k k k n  k : Giới hạn bền khi kéo, N/m 2; Theo bảng XII.4[II-309] ta có k = 380.10 6 N/m2; kn : Hệ số an toàn theo giới hạn bền Theo bảng XIII.3[II-356] ta chọn kn = 2,6  : Hệ số hiệu chỉnh được chọn theo bảng XIII.2[II-356]:  = 1    k k k n  = 1. 6,2 380 146.106 N/m2 Ứng suất cho phép của vật liệu ( thép CT3) theo giới hạn chảy:  c c c n  cn : Là hệ số an toàn theo giới hạn chảy chọn theo bảng XIII.3[II-356] : cn =1,5 6 6 10.1601. 5,1 10.380 k N/m 2 Vậy ứng suất cho phép của thép CT3 được chọn theo giới hạn bền   610.146k N/m2 Ta có: 28   87,36995,0. 10.75,3 10.146 5 6   P k N/m2 > 50N/m2 Nên có thể bỏ qua P ở mẫu số. Vậy ta có: 336 5 10.39,310.5,1 95,0.10.146.2 10.75,3.4,1  S m = 3,39mm Lấy chiều dày của thân thiết bị là S = 4mm. I.2. Kiểm tra ứng suất thử của thành theo áp suất thử(dùng nước): Áp suất thử được xác định như sau: lth PPP 0 thP : Áp suất thử thủy lực, N/m 2 Theo bảng XIII.5[II-358] ta chọn thP = 1,25 P = 1,25.3,75.10 5 = 4,69.105 N/m2 lth PPP 0 = 4,69.10 5 + 2,72.105 = 7,41.105N/m2 Ứng suất thử được xác định:   6 6 0 10.200 2,1 10.240 2,1)..(2 .)(     ct CS PCSD    N/m2 =   65 10.79,21810.41,7. 95,0).5,14(2 )5,14(1400    > 200.106N/m2 Chọn lại giá trị S = 5mm   65 10.39,15610.41,7. 95,0).5,15(2 )5,15(1400     < 200.106N/m2 Chiều dày của thân thiết bị là 5mm là phù hợp. II. Tính các đường kính dẫn Đường kính ống dẫn phụ thuộc vào lưu lượng dòng hơi hoặc đi trong tháp xác định theo công thức:  4 2dVs  785,0 sVd  , m [I-369] Trong đó:  : Vận tốc thích hợp của khí(hơi) hoặc lỏng đi trong tháp, m/s; Đối với chất lỏng tự chảy  = 0,1 – 0,5m/s; Hơi bão hòa đi trong ống dẫn khí áp suất lớn hơn 1at  = 15 – 20m/s; sV : Lưu lượng hơi hoặc lỏng đi trong tháp, m 3/s; 29 sV =  G G : Lưu lượng tính theo kg/s;  : Khối lượng riêng của hỗn hợp lỏng hoặc hơi đi trong ống, kg/m3. II.1. Đường kính ống dẫn hỗn hợp đầu F sF F Vd 785,0  , m Trong đó: F F sF GV   , m3/s F = 5,2kg/s, xF = 0,36phần mol; Nội suy bảng I.2[I - 9] ta có: 1199 2 CS kg/m 3, 1516 4 CCl kg/m 3  1385xF kg/m 3 310.75,3 1385 2,5 sFV m 3/s Chon 2,0F m/s Nên ta có: 158,0 2,0.785,0 10.75,3 3   Fd m =158mm Quy chuẩn theo bảng PL.8[I - 343] ta có: Đường kính trong: 158mm Đường kính ngoài: 168mm Bề dày ống: 5mm II.2. Đường kính ống dẫn hỗn hợp hơi sản phẩm đỉnh p sp p V d 785,0  , m Trong đó: p p sp G V   , m3/s )1(  RPG p = 1,16(2,4 +1) = 3,94kg/s xp = yp = 0,98 phần mol tp = 46,620C  Tp = 273 + 46,62 = 319,62K p CClpCSp p T MyMy 4,22 )1( 42   96,2273. 62,319.4,22 154).98,01(98,0    kg/m3 30 33,1 96,2 94,3 spV m 3/s Chọn 20p m/s Nên ta có: 20.785,0 33,1 pd = 0,29m =290 mm Quy chuẩn đường kính theo bảng PL.8[III - 343] ta có: Đường kính trong: 300mm Đường kính ngoài: 325mm Bề dày của ống: 12,5mm II.3.Ống dẫn sản phẩm đáy w w Vd 785,0 sw , m Trong đó: w w sw RG V  )1(   , m3/s W = 4,04(2,4 + 1) = 13,74kg/s; xw = 0,36phần mol; Nội suy từ bảng I.2[I - 9] ta có: 1172 2 CS kg/m 3; 1479 4 CCl kg/m 3  1475xw kg/m 3 310.31,9 1475 74,13 swV m 3/s 2,0w m/s Nên ta có: 242,0 2,0.785,0 10.31,9 3   wd m = 242mm Quy chuẩn theo bảng I.2[III - 343] ta có: Đường kính trong: 250 Đường kính ngoài:273mm Bề dày của ống:11,5mm II.4. Đường kính ống hồi lưu sản phẩm đỉnh R PR Vd 785,0 PR , m Trong đó: 2,0R m/s; xRPR . = 1,16.2,4 = 2,78kg/s 98,0 pR xx 31 62,46 PR tt 0C, Nội suy từ bảng I.2[I - 9] ta có: 1222 2S C kg/m 3; 4CCl = 1544kg/m 3  1227xR kg/m 3 310.27,2 1227 78,2 PRV m3/s Nên ta có: 123,0 2,0.785,0 10.27,2 3   PRd m = 123mm Quy chuẩn theo bảng I.2[III - 343] ta có: Đường kính trong: 123mm Đường kính ngoài: 133mm Bề dày của ống: 5mm. II.5. Đường kính hồi lưu sản phẩm đáy wR wR wR Vd .785,0 .4  , m; Trong đó: w wR wR GV   , m3/s; wRG = xw RG . = 4,04.2,4 = 9,70kg/s 04,22 .. 4422 T T MxMx CClCClCSCS w   = 1475kg/s 32,5273. 08.349.4,22 154.98,076.02,0    = kg/s 82,1 32,5 70,9 wRV m 3/s 20wR m/s 20.785,0 82,1.4 wRd = 0,34m = 340mm Quy chuẩn theo bảng I.2[III - 343] ta có: Đường kính trong: 340mm Đường kính ngoài: 371mm Bề dày của ống: 15,5mm III. Tính đáy và nắp thiết bị Áp suất làm việc của thiết bị P = 3,82.105N/m2 > 7.104N/m2 nên ta chọn đáy và nắp dạng elíp có gờ, chiều cao của gờ h = 50mm. III.1. Chiều dày đáy tháp a/ Chiều dày của đáy được xác định theo công thức sau: 32   Ch D Pk PD S b t k t    2 . ...8,3 .  , m [II-385] Với: bh : Chiều cao phần lồi của đáy, chọn bh = 0,25. tD = 0,35m. k : Hệ số không thứ nguyên t t D d k 1 td : Đường kính lớn nhất(hay kích thước lớn nhất của lỗ không phải hình tròn) lỗ không tăng cứng của đáy. td = 0,137m 90,0 4,1 137,01 k P = 3,82.105N/m2   610.146k N/m2  = 0,95 Ta có:   78,326 10.82,3 95,0.9,0.10.146.. 5 6  P kk  > 30N/m2 Nên có thể bỏ qua đai lượng P ở mẫu số. CCS  36 5 10.25,2 35,0.2 4,1. 95,0.9,0.10.146.8,3 10.82,3.4,1 , m Ta có S – C = 2,25.10-3 – 1,5.10-3 = 0,75.10-3m = 0,75mm < 10mm Do đó tăng thêm 2 đơn vị cho đại lượng C: C = 1,5.10-3 + 2.10-3 = 3,5.10-3m = 3,5mm S = 2,25.10-3 + 3,5.10-3 = 5,75.10-3m = 5,75mm. Chọn chiều dày của đáy S = 7mm. b/ Kiểm tra ứng suất thành của nắp thiết bị theo áp suất thử thủy lực   6 6 0 2 10.200 2,1 10.240 2,1)(...6,7 .)(.2     c b bt CShk PCShD    N/m2 =   6 52 10.63,186 )5,37.(350.95,0.90,0.6,7 10.57,7.)5,37(350.21400    < 200N/m2 Vậy chiều dày của đáy S = 7mm là thỏa mãn. III.2. Chiều dày nắp tháp a/ Chiều dày của nắp được xác định như sau: 33   Ch D Pk PD S b t k t    2 . ...8,3 .  , m Trong đó: tD = 1,4m =1400mm   610.146k N/m2  = 0,95 35,0bh m =350mm P : Áp suất tác dụng lên nắp thiết bị, coi P là áp suất của hơi đi trong tháp. P = 1,03.105N/m2 815,0 4,1 259,0  n n D dk Ta có:   64,599 10.03,1 95,0.815,0.10.146.. 5 6  P kk  > 30N/m2 Nên có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu số. CS  35,0.2 4,1. 95,0.815,0.10.146.8,3 10.03,1.4,1 6 5 0,67.10-3 + C , m CS  < 10mm nên ta tăng thêm 2 đơn vị cho hệ số C: C = 1,5.10-3 + 2.10-3 = 3,5.10-3m = 3,5mm. 3303 10.17,410.5,310.67,0  CS m = 4,17mm Chọn chiều dày của nắp là 5mm. b/ Kiểm tra ứng suất thành của nắp thiết bị theo áp suất thử thủy lực   6 6 0 10.200 2,1 10.240 2,1)..(2 .)(     ct CS PCSD    0P = (1,03 + 0,3).10 5 = 1,33.105N/m2   6 32 4310,84 )5,35(350.95,0.815,0.6,7 10.33,1.)5,35(350.21400      < 200.106N/m2 Vậy chiều dày của nắp 5S mm là chấp nhận được. IV.Tra bích Thiết bị gồm có bích của thân thiết bị, bích để nối thân với các bộ phận của thiết bị, bích để nối các ống dẫn thiết bị. Tuy nhiên ở đây chỉ đề cập đến bích của thân thiết bị vì nó là cần thiết nhất liên quan trực tiếp đến thân thiết bị. còn các bích khác tùy thuộc vào đường kính ống dẫn ta sẽ chọn được bích phù hợp. Các thông số của bích thân thiết bị: tD = 1400mm 34 D = 1600mm bD = 1525mm 1D = 1475mm 0D = 1475mm h = 1419mm Chọn bulông với bd :M30; số bulông: Z = 40 Bích để nối thiết bị V. Tính và chọn bệ đỡ Với chiều cao tháp tH = 19,96m thì tháp phải đặt ngoài trời và không thể dùng chân đỡ hoặc tai treo mà phải đặt lên bệ đỡ. Ngoài các tải trọng tác động vào thiết bị như trọng lượng tháp, áp suất môi trường bên trong thiết bị thì còn có tải trọng của gió. Nên việc xác định kích thước của các chi tiết như vỏ đỡ, vòng đỡ và bulong là rất quan trọng để tháp làm việc ổn định. V.1.Khối lượng của tháp khi làm việc Bao gồm: - Khối lượng của thân thiết bị - Khối lượng của đệm - Khối lượng của đáy và nắp - Khối lượng của bích - Khối lượng của hơi và lỏng đi trong tháp V.1.1. Khối lượng của thân tháp Khối lượng của thân tháp được tính: TCTT Vm 3 , kg 3CT : Khối lượng riêng của thép CT3 được chọn làm thành thiết bị, kg/m 3 Theo bảng XII.7[II - 313] ta có: 3CT = 7,85.10 3 kg/m3 TV : Thể tích của tháp, m 3 35 vtT SHV . ., m 3 Sv: Diện tích mặt cắt ngang của thành thiết bị, m2 Sv = 24 v d 222 tnv DDd  42,110.6.24,12 3  SDD tn m Sv =   0265,04,142,14 22   m2 TV 0,0265.20,46= 0,62m 3 Khối lượng của thân tháp là: Tm = 0,54.7852 = 4257kg V.1.2. Khối lượng của đệm Khối lượng của đệm được xác định theo công thức: dddd HVm  , kg Theo bảng IX.8[II - 193] ta có: 135d m 2/m3; 78,0dV m 3/m3; dH =16,26m. 171226,16.78,0.135 dm kg IV.1.3. Khối lượng của đáy và nắp Theo bảng XIII.10[II – 384] ta có: Khối lượng của nắp: nM = 85kg Khối lượng của đáy: dM = 124kg V.1.4. Khối lượng lỏng đi trong tháp Giả sử chất lỏng choán tháp ta có: ccxllxcxlxl VVmmm   ccxllx H DHD 44 22      3507249,6 4 4,1.14,3132277,9 4 4,1.14,31455 22  kg V.1.5. Khối lượng của bích Do khối lượng của bích ống nối không đáng kể nên ta ta có thể bỏ qua khi tính khối lượng tháp. Khối lượng bích của thân tháp được xác định như sau:  hDDm tB )(4 22  , kg D = 1600mm =1,6m 36 tD = 1400mm = 1,4m h = 50mm =0,05m 3CT  = 7850kg/m 3 1857850.05,0)4,16,1( 4 14,3 22 Bm kg Do thân tháp có bích nên khối lượng của bích là: Bm = 2.185 = 370kg Khối lượng nhỏ nhất của tháp: BnddT mmmmmM 1 = 4257 + 1712 + 85 + 124 + 370 = 6548kg. Khối lượng lớn nhất của tháp khi chất lỏng chiếm đầy tháp là: lmMM  12 = 35072 + 6548 = 41620kg Tải trọng bé nhất của tháp:  gMG .11 6540.9,81 = 64245,88N Tải trọng lớn nhất của tháp:  gMG .22 41620.9,81 = 408293,20N V.2. Bề dày của vỏ đỡ Chọn: Chiều dày của vở đỡ là 5mm. Đường kính của vỏ đỡ 1400mm. Chiều cao từ bề mặt đỡ đến đáy của thiết bị 1700mm. Chu kì dao động của thân thiết bị:        04. .79,1  JE H g GHT ,s [IV - 205] H : Chiều cao của tháp và vỏ đỡ, m. H = 19,96 + 1,7 = 21,66m G : Tải trọng bé nhất của tháp 1G = 64245,88N g : Gia tốc trọng trường g = 9810mm/s2 E : Mô đun đàn hồi của vật liệu: Thép CT3 có E = 2,05.105 N/mm2 J : Mômen quán tính của tiết diện ngang hình vòng xuyến của thiết bị: SDJ 34,0 = 0,4.14103.5 = 56,06.108mm4 0 : Góc xoay của tiết diện vòng đỡ đáy thiết bị: mm JC . 1 0  , 1/N.mm 37 :mC Hệ số nén không đồng đều của móng, đối với móng bêtông có thể lấy mC = 0,05 N/mm 3 [IV - 209] mJ : Mô men quán tính của bệ đối với trục của tâm lấy mJ = 1,3 J = 1,3.56,06.10 8 = 72,88.108m4 80 10.88,72.05.0 1  = =27,44.10-101/N.mm Vậy:         1085 10.44,27.4`10.88,72.10.05,2 21660 9810 88,6424521660.79,1T = 10,40s Lực tác dụng lên thân thiết bị được xác định theo công thức: HDqP ....6,0  , N [IV - 209] Trong đó: q : Áp suất động học tiêu chuẩn của gió kể đến hệ số hiệu chỉnh  , N/m2 Theo bảng 8.10[IV - 204] ta có: q = 12.10-4N/mm2 Hệ số hiệu chỉnh  theo bảng 8.12[IV - 205] là: 1,39 Do đó: q = 15,60.10-4 N/mm2 D : Đường kính ngoài của thiết bị, m; D = 1,4 + 2.0,005 = 1410mm H : Chiều cao của tháp và vỏ đỡ, m. H = 19,96 + 1,7 = 21660mm  : Hệ số tăng áp suất động học  = m. H = 21660 theo bảng 8.11[IV - 205] ta có m = 0,35 T = 10,40 theo bảng 8.13[IV - 205] ta có  = 3,2  = 0,35.3,2 = 1,12 Vậy: P = 0,6.1,12.15,60.10-4 .1410.21660 = 32016,32N Mômen uốn do tải trọng gây nên đối với thiết bị được xác định theo công thức: HPM G . = 32016,32.21660 = 693,47.10 6N.mm Kiểm tra bền: Mômen uốn cực đại lên tháp: 4 ..].[ 2 SD M uu   , N.mm ][ u : Ứng suất cho phép khi uốn của vật liệu làm thân ][ u = 140N/mm 2 38 4 5.1410.14,3.140 2 uM = 1077,02.10 6N.mm Ta có: GM < uM nên thiết bị làm việc an toàn với các thông số đã chọn. V.3. Tính vòng đỡ Chọn vòng đỡ với: - Đường kính ngoài: 601  DD mm D : Đường kính trong của vỏ đỡ,mmm Vậy: 1D = 1400 – 60 = 1340mm - Đường kính ngoài của vỏ đỡ: 200.22  SDD S : Bề dày của vỏ đỡ, S = 5mm Vậy: 2D = 1400 + 2.5 + 200 = 1610mm Bề dày tối thiểu của vòng đỡ được xác định theo công thức:  u K bS   max73,1 [IV - 211] Trong đó: b : Khoảng cách từ mép ngoài của vòng đỡ đến đường kính ngoài của vỏ đỡ b = 1610 – 1410 = 200mm ][ u : Ứng suất cho phép của vật liệu làm vòng đỡ Với thép CT3 : ][ u = 140N/mm max : Ứng suất cực đại lên bề mặt vòng đỡ được xác định theo công thức: W M F G G ' maxmax max  [IV - 211] F : Tiết diện vòng đỡ )(785,0 2122 DDF  = 0,785(1610 2 – 13402) = 625252,50mm2 W : Mômen cản của tiết diện vòng đỡ                1610 13401610 32 14,3 32 44 1 4 1 4 2 D DDW  212,99.106mm3 maxG : Trọng lượng lớn nhất của thiết bị maxG = 408293,20N ' maxGM : Mômen gió ứng với trọng lượng lớn nhất của thiết bị 2' max ....6,0. HDqHPM G  Với maxG = 408293,20N thì hệ số tăng áp suất động học lấy bằng 1 ' maxGM = 0,6.1.12.10 -4.1410.21660 = 476,29.106N.mm 39 Vậy: 6 6 max 10.29,212 10.29,476 50,625252 20,408293  = 2,90N/mm2 Bề dày tối thiểu của vòng đỡ là: 140 90,2200.73,1KS = 50mm Kiểm tra bền: Tháp làm việc an toàn thì ứng suất cực đại lên bề mặt đỡ phải thỏa mãn điều kiện:  q W M F G G  ' maxmax max  q : Tải trọng riêng cho phép lên bề mặt đỡ. Theo bảng 8.8[IV - 189] với thép CT3 ta có:  q = 200N/mm2 Vậy max = 2,90 <  q nên thiết bị làm việc đảm bảo độ tin cậy. Để độ bền và độ ổn định của tháp khi làm việc ta có thể thiết kế thêm 4 gân tăng cứng. V.4. Xác định các thông số của bulông Tải trọng tác dụng lên các bulông bệ được xác định như sau:   ].[.785,0 2122 DDPb  , N [IV - 213] bP = 0,785(1610 2 – 13402).2,90 = 1813232,25N Dựa vào đường kính vòng đỡ, tải trọng tác dụng lên các bulông bệ và giá trị ứng suất cho phép ][ ta chọn số bulông là Z = 14. Tải trọng tác dụng lên 1 bulông bệ: Z PP bb  ' , N [IV - 213] 14 87535350' bP = 129516,59N Đường kính chân ren bulông: abb C Pd  ][ .4 '  , mm [IV – 213] aC : Hệ số bổ sung do ăn mòn lấy băng 2mm. 2 140.14,3 59,129516.4 bd = 36,33mm Vậy ta chọn bulông loại M36. Đường kính vòng bulông trên vòng đỡ: bb dSDD .42  , mm [IV - 213] = 1400 + 2.5 + 4.36 = 1554mm 40 Ta chọn đường kính ngoài theo đường kính bulông là: bb dDD .32  , mm [IV - 213] = 1554 + 3.36 = 1662mm Phần V: Tính toán và chọn thiết bị phụ Tính và chọn thiết bị phụ là một khâu quan trọng trong việc thiết kế nhằm mục đích lựa chọn cho phù hợp các thiết bị đi kèm của tháp chưng luyện. Trong trường hợp này ta tính và chọn đối với các thiết bị quan trọng nhất là thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu và bơm. I. Tính toán thiết kế thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu Yêu cầu công nghệ:  Thiết bị gia nhiệt dùng để đun nóng hỗn hợp đầu từ nhiệt độ 250C đến nhiệt độ 60,290C.  Dễ chế tạo, rẻ tiền.  Dễ làm vệ sinh.  Bề mặt truyền nhiệt lớn. Vậy ta chọn thiết bị kiểu ồng chùm: - Dùng hơi nước bão hòa ở áp suất 2at, nhiệt độ 119,60C để đun nóng hỗn hợp đầu. - Thiết bị được đặt thẳng đứng - Hai lưu thể chuyển động ngược chiều nhau: Hỗn hợp CS2 – CCl4 đi từ dưói lên trong không gian ống. Hơi nước bão hòa đi trong không gian ngoài ống, ngưng tụ và đi ra ngoài. - Thiết bị được chế tạo từ thép CT3. Yêu cầu quan trọng nhất của việc thiết kế thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu là xác định được bề mặt truyền nhiệt. Ngoài ra còn xác định các thông số khác như: Đường kính, chiều cao, số ống và số ngăn của thiết bị,… Bề mặt riêng của quá trình truyền nhiệt được xác định thông qua phương trình cơ bản của truyền nhiệt: Q = tbtFK .. , W [II - 3] tbtK QF   . , m2 Trong đó: Q : Lượng nhiệt trao đổi, W; F : Diện tích bề mặt truyền nhiệt, m2; K : Hệ số truyền nhiệt, W/m2độ; tbt : Hiệu số nhiệt độ trung bình, 0C. I.1. Lượng nhiệt trao đổi được xác định theo phương trình cân bằng nhiệt sau: 41 )( cdpF ttCGQ  , W Trong đó: Q : Nhiệt lượng trao đổi, W; FG : Khối lượng chất tải nhiệt(lượng hỗn hợp đầu), kg/s; FC : Nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu ở nhiệt độ trung bình, J/kgđộ; dt : Nhiệt độ của hỗn hợp trước khi vào thiết bị gia nhiệt, 0C; ct : Nhiệt độ của hỗn hợp sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt, 0C; a/ Xác định động lực của quá trình truyền nhiệt tbt = c d cd t t tt    ln [I - 5]  tbt : Hiệu số nhiệt độ trung bình của hỗn hợp đầu(động lực của quá trình), 0C. dt : Hiệu số nhiệt độ của hơi nước bão hòa và hỗn hợp trước khi vào thiết bị gia nhiệt, 0C; ct : Hiệu số nhiệt độ của hơi nước bão hòa và hỗn hợp sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt, 0C.  dt dhbh tt  = 119,60 – 25 = 94,60 0C ct = thbh – tc = 119,6 – 60,29 = 59,31 0C tbt = 54,75 31,59 6,94ln 31,5960,94   b/ Xác định nhiệt dung riêng của hỗn hợp CS2 – CCl4 ở nhiệt độ trung bình Dùng hơi nước bão hòa có nhiệt độ không đổi nên ta có: hbhtb tt  - tbt [I - 10] = 119,6 – 75,54 = 44,06 0C Nội suy trong bảng I.153[I - 171] ta được: 60,1017 2 CSC J/kgđộ 30,898 4 CClC J/kgđộ Nhiệt dung riêng của hỗn hợp được xác định theo công thức: 42 )1(F CClFCSp CaCaC  PC = 0,22.1017,60 + (1 – 0,22).898,30 = 924,55 J/kgđộ Ta có: FGF  = 5,2kg/s Vậy lượng nhiệt trao đổi cần thiết là: Q = 5,2.924,55(60,29 – 25) = 16966 W 42 I.2. Xác định hệ số truyền nhiệt K Hệ số truyền nhiệt K được xác định theo công thức: 21 11 1       i i K , W/m2độ [II - 3] Trong đó: 21 , : Hệ số cấp nhiệt, W/m 2độ;   21 rrrr i i t   :Tổng trở của thành ống, m2độ/W; 21 ,rr : Nhiệt trở cặn bẩn ở 2 phía của thành ống, m 2độ/W;  : Bề dày của thành ống,m;  : Hệ số dẫn nhiệt của thành ống, W/m2độ. Đối với thép CT3: 4,46 W/m2độ. I.2.1 Xác định hệ số cấp nhiệt 2 a/ Khối lượng riêng của hỗn hợp ở 44,060C Nội suy từ bảng I.2[I - 9] ở nhiệt độ 44,040C ta có: 1227 2 CS kg/m 3; 1556 4 CCl kg/m 3 1556 78,0 1227 22,011 42 CCl F CS F     aa hh  1469hh kg/m 3 b/ Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiệt 44,060C Nội suy từ bảng I.101[I - 91] ở nhiệt độ 44,060C ta có: 310.282,0 2 CS Ns/m 2; 310.701,0 4 CCl Ns/m 2 lg 42 lg)1(lg CClFCSFhh xx   30,3 10.701,0lg)36,01(10.282,0lg36,0 33     310.505,0 hh Ns/m 2 c/ Hệ số dẫn nhiệt độ của hỗn hợp 3.. M CA   , W/m2độ [I - 123] C : Nhiệt dung riêng đẳng áp của dung dịch, J/kgđộ; A : Hệ số phụ thuộc vào mức độ liên kết của hỗn hợp chất lỏng, A = 3,58.10-8;  : Khối lượng riêng của dung dịch, kg/m3; M : Khối lượng mol của dung dịch, kg/kmol; 42 )1( FF CClCS MaMaM  43 = 0,36.76 + (1-0,36).154 = 125,92kg/kmol 38 92,125 1469.1469.55,924.10.58,3  = 0,11 W/mđộ d/ Chuẩn số Prant của hỗn hợp đầu  .Pr C [II - 12] 24,4 11,0 10.505,0.55,924 3   e/ Chuẩn số Reynon của hỗn hợp Chọn chế độ dòng chất lỏng trong ống là chế độ chảy xoáy (Re  104). Vì ở chế độ chảy xoáy hệ số truyền nhiệt là lớn nhất. Chọn giá trị Re = 104 g/ Chuẩn số Nuxen của hỗn hợp 25,0 43,08,0 Pr PrPr.Re..21,0        t Nu  Chọn ống có: l =1,6m; d = 32mm = 0,032m; S = 2,5mm = 0,0025m. Ta có: 26,59 032,0 6,1  d l > 50 nên ta chọn 1 Chênh lệch nhiệt độ giữa thành ống và dung dịch nhỏ nên 1 Pr Pr 25,0       t Ta có: hh dNu   .2 [II - 31] d Nu hh .2  Vậy: 95,212 032,0 11,0.83,390 2  W/m 2độ I.2.2. Xác định hệ số cấp nhiệt 1 Thiết bị gia nhiệt ống chùm đặt thằng đứng với tốc độ hơi nhỏ nên ta chọn công thức tính 1 như sau: 4 32 1 .. ...15,1 Ht gr      , W/m2độ Hay 44 41 . .04,2 Ht rA   , W/m2độ [II - 29] Trong đó: 25,032 .         A : Giá trị của A phụ thuộc vào nhiệt độ mt ; )(5,0 1 hbhTm ttt  , 0C [II - 29] 1Tt : Nhiệt độ thành ống có màng nước ngưng, 0C; r : Ẩn nhiệt ngưng tụ lấy theo nhiệt độ hơi bão hòa, J/kg; 11 Tn ttt  : Hiệu số giữa nhiệt độ ngưng(nhiệt độ của hơi nước bão hòa) và phía tường tiếp xúc với nước ngưng, 0C; H : Chiều cao ống truyện nhiệt, m. a/ Giả thiết chênh lệch nhiệt độ giữa hơi nước bão hòa và hơi nược ngưng tụ là 1t = 2 0C. - Nhiệt độ thành ống: 11 ttt hbhT  = 119,6 – 1,6 = 118 0C - Nhiệt độ màng nước ngưng:     8,1181186,119 2 1 2 1 1  Thbm ttt 0C - Nội suy từ bảng [II - 29] ở nhiệt độ 8,118mt 0C ta được A = 187,52 - Ở nhiệt độ bão hòa của hơi nước 6,119hbht 0C và áp suất 2p at theo bảng I[I-314] ta có: 2208r .103J/kg. - 29,11025 2.6,1 110.2208.52,187.04,2 4 3 1  W/m 2độ - Tải nhiệt riêng 1q : 46,176406,1.59,11025. 111  tq  W/m 2 - Hiệu số nhiệt độ giữa 2 bề mặt của thành ống: tTTT rqttt .21  2T t : Nhiệt độ thành ống phía dung dịch, 0C; tr : Nhiệt trở tổng, W/m 2độ 21 rrrt    Tra bảng PL.12[III - 346] ta có: 30001 1  r Kcal/m3h.độ = 3480W/m2độ 100001 2  r Kcal/m3hđộ = 11600W/m2độ 41 10.873,2 r m 2độ/W 45 42 10.862,0 r m 2độ/W 4 3 10.539,0 4,46 10.5,2     m2đô/W tr 2,873.10 -4 + 0,862.10-4 + 0,539.10-4 = 4,274.10-4m2độ/W - tT rqt 1 = 17640,46.4,274.10 -4 = 7,5320 - TTT ttt  12 = 118 – 7,532 = 110,468 0C - 222 ttt TT  = 110,468 – 60,29 = 50,178 0C - Tải nhiệt riêng của hỗn hợp CS2 – CCl4 30,10685178,50.95,212. 222  tq  W/m 2 Ta có: 100. 1 21 q qq  % = 100. 76,17640 30,1068546,17640  % = 39% > 5% Vậy ta phải chọn lại giá trị 1t . b/ Giả thiết 11 t 0C - 6,11816,119 1 Tt 0C -   1,1196,1186,119 2 1 mt 0C - Nội suy từ bảng [II - 29] ta có: A = 187,64 - 88,12407 2.1 10.2208.64,187.04,2 4 3 1  W/m 2độ - 88,12407111  tq  W/m 2 - 41 10.274,4.88,12407  tT rqt = 5,303 0C - 297,113303,56,118 12  TTT ttt 0C - 007,5329,60297,11322 2  ttt T 0C - 84,11287007,53.95,212222  tq  W/m 2 Ta có: 1 21 q qq  .100% = 87,12407 84,1128788,12407  .100% = 9,03% c/ Giả thiết chênh lệch nhiệt độ 8,01 t 0C - 7,1189,06,119 1 Tt 0C -   15,1197,1186,119 2 1 mt 0C - Nội suy từ bang [II - 29] ta có: 66,187A - 41,12740 2.9,0 10.2208.66,187.04,2 4 3 1  W/m 2độ 46 - 37,114669,0.41,12740111  tq  W/m 2 - 901,410.274,4.37,11466 41  tT rqt 0C - 799,113901,47,118 12  TTT ttt 0C - 509,5329,60799,11322 2  ttt T 0C - 74,11394509,53.95,212222  tq  W/m 2 Ta có: 1 21 q qq  .100% = 37,11466 74,1139437,11466  .100% = 0,062% Giá trị 1  có thể chọn là: 1 = 12740,41W/m 2độ Hệ số truyền nhiệt là: 95,212 110.274,4 41,12740 1 1 11 1 4 21         i i K = 192,24W/m2độ Vậy diện tích bề mặt truyền nhiệt của thiết bị là: 65,11 .    tbtK QF m2 I.3. Xác định số ống và thiết bị trao đổi nhiệt ống chùm a/ Số ống của thiết bị được xác định theo công thức: f Fn  n : Số ống của thiết bị; F : Tổng diện tích bề mặt, m2; 65,11F m2 f : Diện tích bề mặt truyền nhiệt của 1 ống, m2; 0.. Hdf tb 5,29 2 )5,2.227(27 2 )2(      tt tb ddd cm =0,0295m 0H : Chiều dài của ống, 0H = 1,6m; 6,1.0295,0.14,3f = 0,148m2 Vậy: 72,78 148,0 65,11 n Quy chuẩn theo bảng V.II[II – 48] ta có: Tổng số ống là 91 Sắp xếp ống theo hình 6 cạnh Số hình sáu cạnh là 5 47 Số ống trên đường xuyên tâm là 11 b/ Đường kính trong của thiết bị dbtD 4)1(  , m 12  ab [II – 49] Trong đó: a : Số ống trên 1 cạnh của hình 6 cạnh; t : Bước ống t = 1,2 – 1,5 d . Chọn dt 5,1 = 4,8mm = 0,048m; d : Đường kính ngoài của ống, m 608,0032,0.4)111(048,0 D m I.4. Tính kiểm tra Vận tốc trung bình chảy trong mỗi ống của thiết bị ống chùm: f V 0 , m/s [IV – 29] V : Lưu lượng thể tích của chất lỏng m3/s 310.54,3 1469 2,5   FGV m3/s f : Tiết diện của ống, m2 4 22 10.72,5 4 027,0.14,3 4  df  m/s 79,5 10.72,5 10.54,3 4 3 0     m/s Tốc độ thực của dòng lỏng trong ống dẫn: 064,0 91 79,50  nt   m/s So sánh tốc độ thực của hỗn hợp trong ống dẫn t với tốc độ tự chảy của hỗn hợp mà ta đã chọn 2,0 m/s thì t < nên ta phải tăng hệ số truyền nhiệt bằng cách tăng số ngăn của thiết bị gia nhiệt để đảm bảo được năng suất của thiết bị. Số ngăn của thiết bị được xác định bằng: 14,3 064,0 20  t x   Vậy số ngăn của thiết bị là 3 và số ống trong mỗi ngăn có 30 ống. Tính lại tốc độ ta có: 'f G  = '2 ...785,0 nd G  = 2,06m/s Vậy tốc độ tính lại là phù hợp. II. Tính và chọn bơm II.1. Xác định chiều cao của thùng cao vị 48 Như đã thiết kế ban đầu hỗn hợp đầu đi vào tháp là quá trình tự chảy với vận tốc khoảng 0,2m/s. Do đó hợp đầu không bơm trực tiếp vào tháp mà bơm lên thùng cao vị để tạo ra vận tốc chảy thích hợp. Như vậy nhiệm vụ quan trọng nhất của tính và chọn bơm là xác định được chiều cao của thùng cao vị để có thể đưa được chất lỏng vào tháp ở đĩa tiếp liệu. Chiều cao này phụ thuộc vào trở lực trong ống hay nói cách khác là phụ thuộc vào chiều dài của ống dẫn. Ban đầu ta giả sử chiều cao từ mặt thoáng của thùng cao vị đến đĩa tiếp liệu là 15m và từ đó ta có thể chọn: Chiều cao của chất lỏng trong tháp là 3m. Chiều dài đoạn ống từ đáy thùng cao vị đến thiết bị ống là 17m. Chiều dài từ thiết bị ống chùm là đến tháp chưng là 3m. Áp suất toàn phần cần thiết để khắc phục tất cả sức cản trong hệ thống(cả ống dẫn và thiết bị): cktHmd PPPPPPP  , N/m 2 [I – 375] Trong đó: dP : Áp suất động học, tức là áp suất cần thiết để tạo tốc độ cho dòng chảy ra khỏi ống, N/m2; mP : Áp suất để khắc phục trở lực do ma sát khi dòng chảy ổn định trong hệ thống, N/m2; HP : Áp suất cần thiết để nâng chất hoặc khắc phục áp suất thủy tĩnh, N/m 2; tP : Áp suất cần thiết để khắc phục trở thiết bị, N/m 2; kP : Áp suất bổ sung ở cuối ống dẫn trong những trường hợp cần thiết, N/m2; cP : Áp suất cần thiết để khắc phục trở cục bộ, N/m 2. 1. Áp suất toàn phần để thắng trở lực từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu: cHmd PPPPP  , N/m 2 a/ Áp suất động lực học 2 2  dP , N/m 2 : Khối lượng riêng của hỗn hợp chất lỏng ở 250C Nội suy từ bảng I.2[ I – 9] ở nhiệt độ 250C ta có: 1256 2 CS kg/m 3; 4CCl  = 1584kg/m3 1584 64,0 1256 36,011 4 2 2 2    CCl CS CS CS hh xx  1498hh kg/m 3  : Tốc độ dòng chảy trong ống F Vs , m/s sV : Lưu lượng thể tích của chất lỏng trong ống ở nhiệt độ 25 0C, m3 49 310.47,3 1498 2,5   F s GV m/s F : Tiết diện ống dẫn, m2 0196,0 4 158,0.14,3 4 2  dF  m2 18,0 0196,0 10.47,3 3    m/s Vậy: 27,24 2 18,0.1498 2  dP N/m 2 b/ Áp suất khắc phục trở lực do ma sát 2 2  d LPm  , N/m 2 [I – 377] Trong đó: L : Chiều dài đoạn ống dẫn, chon L = 17m;  : Hệ số ma sát. Ta có:   ..Re d  : Độ nhớt của hỗn hợp chất lỏng ở 250C, Ns/m2 Nội suy từ bảng I.101[I – 91] ta có: 310.343,0 2 CS Ns/m 2; 310.901,0 4 CCl Ns/m 2 4222 lg)1(lglg CClCSCSCS xx   33 10.901,0lg64,010.343,0lg36,0   = -3,20  = 0,636.10-3Ns/m2 66986 10.636,0 1498.158,0.18,0Re 3   Re > 104 nên chế độ chảy của dòng chất lỏng trong ống là chế độ chảy xoáy. Do đó hệ số ma sát  được xác định dựa vào công thức:                7,3Re 81,6lg21 9,0  [I - 380] Trong đó:  : Độ nhám tương đối xác định theo công thưc: d   [I – 380]  : Độ nhám tuyệt đối. Chọn ống dẫn nguyên và ống hàn trong điều kiện ít ăn mòn, theo bảng II.15[ I - 381] ta có: 2,0 mm =0,2.10-3m 50 158,0 10.2,0 3  =1,27.10-3 45,67,310.27,1 66986 81,6lg21 39,0                  024,0 Vậy: 2 18,0.1498. 158,0 17.024,0 2  mP = 62,66N/m 2 c/ Áp suất khắc phục trở lực cục bộ 2 . 2  cP , N/m 2 [I - 377]  : Hệ số trở lực cục bộ. - Đột thu: Khi chảy từ thùng cao vị vào ống dẫn: Chọn đường kính thùng cao vị là 4m ta có: 10.56,1 4 158,0 1 0 1 0  d d F F -3 1, FFo : Tiết diện của ống và tiết diện của thùng cao vị, m 2 Theo bảng N013[I - 388] ta có: 11  - Trên đoạn ống dẫn từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt có khuỷu 900 do hai khuỷu 450 tạo thành. Chọn 0 b a Theo bảng N029[I - 394] ta có: 3,31,1.32  - Sử dụng 1 van tiêu chuẩn trên đọan đuờng ống. Khi mở hoàn toàn thì 158,0d m Nội suy tử bảng N037[I - 397] ta có: 44,43  - Đột mở tại cuối đoạn ống và cửa vào của thiết bị ống chùm: 26,0 608,0 158,0 2 0 2 0  d d F F Nội suy từ bảng N011[I - 387] ta có: 4 = 0,5 Ta có: 4321   = 1 + 3,30 + 4,44 + 0,56 = 9,25 Do đó: 05,222 2 18,0.1498.15,9 2  cP N/m 2 d/ Áp suất cần thiết để nâng chất lỏng từ khuỷu thứ 3 đến hết không gian sau cửa vào của thiết bị ống chùm HgPH .. , N/m 2 [I - 377] Chọn mH 7,0 : 51 62,100877,0.81,9.1498  HP N/m 2 Vây: 60,0396,162,1008705,22266,6227,24 P N/m2 Chiều cao tương ứng của cột chất lỏng để đưa chất lỏng từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt:  g PH 1 71,0 1498.81,9 60,10396  m 2. Áp suất toàn phần để thăng trở lực trong thiết bị gia nhiệt của hỗn hợp đầu cHmd PPPPP  , N/m 2 a/ Áp suất động học 2 2  dP , N/m 2  : Tốc độ trung bình của chất lỏng trong thiết bị: '2 ...785,0 nd G f V Fs    Trong đó:  : Khối lượng riêng của hỗn hợp chất lỏng trong thiết bị ống chùm ở nhiệt độ 44,060C: 1469 kg/m3; 'n : Số ống trong mỗi ngăn của thiết bị, 'n = 30ống; d : Đường kính ống của thiết bị ống chùm, 027,0d m. 06,2 30.027,0.1469.785,0 2,5 2  m/s 17,31 2 206,0.1469 2  dP N/m 2 b/ Áp suất khắc phục trở lực do ma sát 2 .. 2  d lPm  , N/m 2 l : Chiều dài của ống trong thiết bị ống chùm: l = 1,6m. Ta có:   d.Re   : Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiệt độ trung bình của thiết bị gia nhiệt. 310.505,0  Ns/m2 16179 10.505,0 1469.027,0.206,0Re 3   Re > 104 nên  được tính:                7,3Re 81,6lg21 9,0  52 3 3 10.41,7 027,0 10.2,0   d                 7,3 10.41,7 16179 81,6lg21 39,0  039,0 Thiết bị có 3 ngăn nên ta có: 59,215 2 206,01469 027,0 6,1039,0.3 2  N/m2 c/ Áp suất khắc phục trở lực cục bộ 2 . 2 P , N/m2 Tiết diện ống trong 1ngăn thiết ống chùm: 0172,0 4 027,0.14,3 4 . 22 0  dF  m2 Tiết diện các ngăn ở 2 khoảng trống đầu và cuối thiết bị ống chùm: 0967,0 3 1. 4 608,0.14,31. 4 . 22 1  n dF  m2 Đột thu tại đầu mỗi ngăn: 18,0 867,0 0172,0 1 0  F F Do thiết bị có 3 ngăn nên ta có: 37,1457,0.31  Đột mở tại cuối mỗi ngăn: 18,0 1 2  F F Nên ta có: 01,267,0.32  38,301,237,1  35,105 2 02061469.28,3 2 P N/m2 d/ Áp suất để nâng chất lỏng gHPH  Chiều dài đoạn ống trong thiết bị: 6,1H m. 42,230576,1.81,9.1469  HP N/m 2 Vậy: Hcmd PPPPP  = 31,17 + 215,59 + 105,35 + 23057,42 = 23403,53N/m2 Tương ứng với chiều cao của đoạn chất lỏng để thắng trở lực này là: 53 59,1 81,9.1469 53,23403 2    g PH  m 3. Áp suất toàn phần để thắng trở lực từ thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu đến tháp chưng Hcmd PPPPP  a/ Áp suất động lực học 2 2  dP , N/m 2  : Khối lượng riêng của hỗn hợp chất lỏng ở 60,290C: 1385 kg/m3;  : Tốc độ của hỗn hợp lỏng trong ống dẫn hỗn hợp đầu: 192,0 .785,0 2  FF F d G   m/s 53,25 2 192,0.1385 2  dP N/m 2 b/ Áp suất khắc phục trở lực do ma sát 2 .. 2  d lPm  , N/m 2 Chiều dài đoạn ống dẫn: 3l m; Ta có:   ..Re d  : Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiệt độ 60,290C; 4222 lg)1(lglg CClCSCSCS xx   Nội suy từ bảng I.101[I - 91] ở nhiệt độ 60,290C ta có: 310.249,0 2 CS Ns/m 2; 310.588,0 4 CCl Ns/m 2 33 10.588,0lg64,010.249,0lg36,0lg   = - 3,36 310.432,0  Ns/m2 71,97358 10.432,0 1385.158,0.192,0Re 3   Re > 104 nên  được xác định:                7,3Re 81,6lg21 9,0  310.27,1   = 0,023 15,11 2 192,0.1385 158,0 3023,0 2  mP N/m 2 b/ Áp suất khắc phục trở lực cục bộ 54 2 . 2 P , N/m2 Đột thu tại cuối thiết bị: 26,0 608,0 158,0 1 0 1 0  d d F F Nội suy từ bảng II.16[I - 388] ta có: 41,01  Lắp 1 trục khuỷu 900C: chọn 0 b a ta có: 1,12  Lắp 1 van tiêu chuẩn: 3 = 4,4 Đột mở khi vào tháp: Ta có: 0 11 0  d d F F o nên ta có: 4 = 1 4321   = 0,41 + 4,4 + 1,1 + 1 = 6,91 2 192,0.1385.91,6 2 P = 176,40Ns/m2 d/ Áp suất nâng chất lỏng HgP .. , N/m2 Chọn 7,0H m 79,95107,0.1385.81,9 P N/m2 Vậy: P = 25,53 + 11,15 + 176,40 + 9510,79 = 9723,87N/m2 Ta có: 72,0 81,9.1385 01,9723 3 H m Chiều cao của cột chất lỏng để thắng toàn sức cản trong hệ thống từ thùng cao vị đến tháp chưng là: 321 HHHH  = 0,71 + 1,59 + 0,72 = 3,02m Áp dụng phương trình Becnuli tính chiều cao Z: Chọn: 0 – 0’: Mặt phẳng chuẩn_đi qua đĩa tiếp liệu của tháp. 1 – 1’: Mặt phẳng đi qua mặt thoáng chất lỏng trong thùng cao vị. Theo định luật Becnuli ta có: Tại 0 – 0’: CHZ g P g m  0 0 0 2 0 .2   (const) (1) Tại 1 – 1’: 55 CZ g P g  1 1 1 2 1 .2   (const) (2) Trong đó: 0 : Vận tốc của hỗn hợp đầu tại vị trí đĩa tiếp liệu, m/s; 0 = 0,192 m/s 1 : Vận tốc hỗn hợp đầu tại mặt thoáng chất lỏng trong thùng cao vị, m/s; Chọn 1 = 0 0P : Áp suất tại mặt thoáng chất lỏng: 0P = 1,03.10 5N/m2; 1P : Áp suất làm việc của tháp tại vị trí đĩa tiếp liệu, N/m 2 0 : Khối luợng riêng của hỗn hợp khi vào tháp ở đĩa tiếp liệu: 0 = 1385kg/m 3 1 : khối lương riêng của hỗn hợp ở thùng cao vị: 1 = 1498kg/m 3 0Z : Thế năng riêng của đĩa tiếp liệu hay chiều cao hình học của đĩa tiếp liệu: 0Z = 0 1Z : Thế năng riêng của chất lỏng hay khoảng cách từ đĩa tiếp liệu đến mặt thoáng của chất lỏng trong thùng cao vị: 1Z = 15m. mH : Thế năng riêng do mất mát: 02,3 HH m m Từ (1) và (2) ta có:  mHg P g .2 0 0 2 0   1 1 1 . Z g P   =>        mHZg P g gP 1 0 0 2 0 00 .2 .    =        02,315 81,9.1498 10.03,1 81,9.2 192,081,9.1385 52 = 2,58.105N/m2 Áp suất làm việc trong thiết bị: lmt PPP 1 , N/m 2 510.03,1mtP N/m 2 `.. lll HgP  lH = 9,77 + 2.0,9 = 11,57m lP = 1322.9,81.11,57 = 1,50.10 5N/m2 555 10.53,210.50,110.03,1 P N/m2 56 Vậy áp suất tạo ra cuối đường ống lớn hơn áp suất làm việc tại đĩa tiếp liệu nên giả thiết đặt ra là hợp lí. Do đó chiều cao từ đĩa tiếp liệu đến mặt thoáng chất lỏng là: 15m. Chiều cao của thùng cao vị so với đáy tháp là: cHZH  = 15 + (6,49 + 1 + 0,9) = 23,39m. II.2.Chọn bơm Hỗn hợp CS2 – CCl4 không gây cháy nổ trong điều kiện áp suất cao nên trong trường hợp này có thể dùng bơm li tâm làm việc ở áp suất thường, đặt theo kiểu trục nằm ngang. 1. Chiều cao hút của bơm Yêu cầu: - Làm việc bảo đảm không xảy ra hiện tượng xâm thực. - Giảm thiểu khả năng dao động của bơm. Theo bảng II.34[II - 44] ở nhiệt độ 250C ta chọn chiều cao hút của bơm là: hH = 3,5m. 2. Chiều cao đẩy của bơm Giả thiết thùng chứa hỗn hợp đầu đặt nằm ngang với đáy thiết bị. Chiều cao đẩy của bơm được xác định: dH =  hHH 23,39 – 3,5 = 19,89 m. 3. Tổn thất áp suất từ thùng cao vị đến hỗn hợp đầu Chọn đường ống dẫn chất lỏng từ thùng chứa ban đầu đến thùng cao vị là: td = 100mm = 0,1m nd = 108mm = 0,108m S = 4mm = 0,04m Để đảm bảo lưu lượng khối là 5,2kg/s thì tốc độ của hỗn hợp trong ống là: 44,0 12,0.1498.785,0 2,5 ..785,0 2  d G F V Fs   m/s Tổn thất áp suất động học: 2 44,0.1498 2 22   P = 145,01N/m2 Tổn thất áp suất do khắc phục trở lực ma sát: Ta có: 103497 10.636,0 44,0.1,0.1498..Re 3    d Re > 104 nên chế độ chảy trong ống là chảy xoáy:           7,3Re 81,6lg21 9,0  57 tdd   ; Sử dụng ống nguyên và ống hàn trong điều kiện ít ăn mòn nên chọn  = 0,2.10-3m. 3 3 10.2 1,0 10.2,0             7,3 10.2 103497 81,6lg21 39,0   0,025 2 44,01498 1,0 39,23.025,0 2  mP = 851,55N/m 2 Tổn thất áp suất để khắc phục trở cục bộ: 2 .. 2  cP , N/m 2 Trên đường ống có 2 trục khuỷu do 3 khuỷu 300 tạo thành: Theo bảng II.[I - 394] chọn 1 b a ta có: 1 = 2.03 =0,6 Trên đường ống đặt 1 van 1 chiều có mặt phẳng tựa kiểu đĩa hình cầu: Chọn 2,1 d h nên ta có: 37,22  = 5,7 21   = 0,6 + 5,7 = 6,3 2 44,0.1498.3,6 2 P = 913,54N/m2 Tổng tổn thất áp suất trên đường ống: cmd PPPP  = 145,01 + 851,55 + 913,54 = 1910,10N/m2 Áp suất mà bơm tạo ra để thắng tất cả trở lực này là: 13,0 81,9.1498 10,1910 .    g Ph  m. 4. Áp suất toàn phần do bơm tạo ra được xác định theo công thức: mhHg ppH  012 . [II -438] Trong đó: H : Áp suất toàn phần do bơm tạo ra, m; 1p : Áp suất trên bề mặt chất lỏng trong không gian hút: 1p = 1,03.10 5N/m2 2p : Áp suất trên bề mặt chất lỏng trong không gian đẩy: 2p = 1,03.10 5N/m2 0H : Chiều cao nâng của chất lỏng:  hd HHH 0 23,39 mh : Áp suất tiêu tốn để thắng toàn bộ trở lực trên đường ống kể cả hút và đẩy: mh = 0,13m. 58 Nên ta có: 52,2313.039,23 H m. 5. Công suất yêu cầu trên trục động cơ của bơm:   .1000 ... HgQN  , KW [I - 439] Trong đó: Q : Năng suất của bơm, m3/s Q= sV = 3,47.10 -3m/s H : Áp suất toàn phần của bơm,m H 23,52m  : Hiệu suất chung của bơm: cktl   0 0 : Hiệu suất thể tích tính đến sự hao hụt chất lỏng chảy từ vùng áp suất cao đến vùng áp suất tháp thấp và do chất lỏng rò qua các chỗ hở của bơm; Theo bảng II.32[I - 439] chọn 0 = 0,94 tl : Hiệu suất thủy lực, tính đến ma sát và sự tạo vòng xoáy trong bơm. Theo bảng II.32[I -439] chọn tl = 0,85 ck : Hiệu suất cơ khí tính đến ma sát cơ khí ở ổ bi, ổ lót trục. Theo bảng II.32[I - 439] chọn ck = 0,95  0,94.0,85.0,95 = 0,759 Vậy ta có: 759,0.1000 52,23.81,9.1498.10.47,3 3 N = 1,58KW 6. Công suất động cơ điện dctr dc NN  .  , KW tr : Hiệu suất truyền động cơ, chọn 1tr dc : Hiệu suất động cơ điện, chọn 85,0dc 86,1 85,0.1 58,1 dcN KW Thông thường người ta chọn động cơ điện lớn hơn so với công suất tính toán(lượng dự dựa vào khả năng quá tải) dccdc NN . , KW [I - 439]  : Hệ số dự trữ công suất. Theo bảng II.33[I - 439] chọn  = 1,3 054,258,1.3,1 cdcN KW Vậy ta có thể chọn bơm với các thông số sau: 59 Phần VI. TÍNH CÂN BẰNG NHIỆT LƯỢNG VÀ XÁC ĐỊNH LƯỢNG HƠI NƯỚC CẦN THIẾT CHO CÁC THIẾT BỊ Trong trường hợp này ta tính cân bằng nhiệt lượng cho: thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu, thiết bị ngưng tụ, thiết bị làm lạnh và cân bằng nhiệt lượng cho tháp chưng luyện. I. Cân bằng nhiệt lượng và lượng hơi đốt cần thiết cho thiết bị đun nóng hỗn hợp đầu Phương trình cân bằng nhiệt lượng: 1xqngFfD QQQQQ  , J/h [II - 196] Trong đó: DQ : Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào, J/h; fQ : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào, J/h; FQ : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang ra khỏi tháp, J/h; ngQ : Nhiệt lượng của nước ngưng sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt, J/h; xqQ : Nhiệt lượng mất ra do môi trường xung quanh, J/h. I.1.Nhiệt lượng do hơi nước ngưng mang vào ).(. 111111 CrDDQD   [II - 196] 1D : Lượng hơi đốt cần thiêt, J/kg; 1 : Hàm nhiệt(nhiệt lượng riêng của hơi đốt), J/kg; 1r : Ẩn nhiệt hóa hơi, J/kg 1r = 2208J/kg 1 : Nhiệt độ của nước ngưng, 0C 1 = 119,6 0C 1C : Nhiệt dung riêng của nước ngưng, J/kgđộ; Ở nhiệt độ 119,60C, áp suất 2at theo bảng I.148[I - 166] ta có: 1C = 1,04KCal/kgđộ = 4,24.103 J/kgđộ  3311 10.24,4.6,11910.2208  DQD = 2715,75.103 1D J/h I.2. Nhiệt lượng của hỗn hợp đầu fff tCFQ .. , J/h [II - 196] ft : Nhiệt độ của hỗn hợp đầu trước khi vào thiết bị, 0C ft = 25 0C fC : Nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu, J/kgđộ 4422 .. CClCClCSCSf CaCaC  [II - 152] 60 Nội suy từ bảng I.153[I - 153] ta có: 50,1000 2 CSC J/kgđộ; 4CClC = 867,70J/kgđộ 48,89870,869.78,050,1000.22,0 fC J/kgđộ F = 5,2kg/s = 18720Kg/h 25.48,898.18720fQ = 420488640J/h 610.49,420fQ J/h I.3. Nhiệt lượng của hỗn hợp đầu mang ra khỏi thiết bị gia nhiệt FFF tCFQ . , J/h [II - 196] Ft : Nhiệt độ của hỗn hợp sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt, 0C Ft = 60,29 0C Nội suy từ bảngI.153[I - 171] ta có: 40,922 2 CSC J/kgđộ; 52,1024 CClC J/kgđộ 26,10052,102.78,040,922.22,0 FC J/kgđộ 29,60.26,100.18720FQ = 113154177J/kg 610.54,1131FQ J/kg I.4. Nhiệt lượng do nước ngưng mang đi 1111 .. CGQ ngng  , J/h [II - 196] 1ngG : Lượng nước ngưng, bằng lượng hơi đốt: 1ngG = 1D , kg/h; 1 = 119,6 0C; 1C = 4,24.10 3J/kgđộ 6,119.10.24,4. 311 DQng  = 507,10.10 3. 1D , J/h I.5. Nhiệt lượng mất đi do môi trường xung quanh Lượng nhiệt mất đi do môi trung xung quanh lấy bằng 0,05lượng nhiệt tiêu tốn: 111 05,0 rDQxq  , J/h [II - 197] Vậy lượng nhiệt cần thiết để đun nóng hỗn hợp đầu là: 11 11 1 95,0 r QQQQQQ D fFfxqngF      , kg/h [II - 197]  3 66 1 10.2208.95,0 10.49,42010.54,1131D 338,98kg/h `631 10.58,92010.75,2715.98,338 DQ J/h 1ngQ 338,98.507,10.10 3 = 171,89.106J/h 1xqQ = 0,05.338,98.2208.10 3 = 37,42.106J/kg II. Cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện Tổng lượng nhiệt mang vào tháp bằng tổng nhiệt lượng mang ra khỏi tháp: 61 222 ngxqWyRDF QQQQQQQ  , J/h [II - 197] Trong đó: FQ : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào tháp, J/h; 2DQ :Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào tháp, J/h; RQ : Nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào tháp, J/h; yQ : Nhiệt lượng do hơi đốt mang ra ở đỉnh tháp, J/h; wQ : Nhiệt lượng do sản phẩm mang ra ở đáy tháp, J/h; xqQ : Nhiệt lượng mất đi do môi trường xung quanh, J/h; 2ngQ :Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra, J/h. II.1. Lượng nhiệt do hỗn hợp đầu mang vào tháp FQ =1131,54.10 6J/h II.2. Lượng nhiệt do hơi đốt mang vào tháp ).(. 2222222  CrDDQD  [II - 197] 2D : Lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi dung dịch ở đáy tháp, kg/h; 2r : Ẩ nhiệt hóa hơi: 2r = 2208.10 3J/kgđộ; 2 : nhiệt dung riêng của nước ngưng: 2 = 119,6 0C; 2C : Nhiệt dung riêng của nước ngưng, J/kgđộ; 2 : Hàm nhiệt của hơi đốt, 2 = 2715,75.10 3J/kg. 2DQ = 2715,75.10 3. 2D J/h II.3. Lượng nhiệt do hồi lưu lỏng mang vào tháp RQ = RRR tCG .. , J/h [II - 197] Rt = pt = 46,62 0C  RPGR . 2,78kg/s = 10022,40kg/h :RC Nhiệt dung riêng của hỗn hợp lỏng hồi lưu Nội suy từ bảng I.153[I - 171] ta có: 1019 2 CSC J/kgđộ; 40,902 4 CClC J/kgđộ 40,902.03,01019.97,0 RC = 1015,50J/kgđộ RQ = 10022,40.1015,50.46,62 = 474,47.10 6J/h II.4. Lượng nhiệt do hơi mang ra ở đỉnh tháp dxy RPQ ).1(  , J/ [II - 197] d : Nhiệt lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp, J/kg 4422 .. CClCClCSCSd aa   [II - 197] 2CS : Nhiệt lượng riêng của CS2 ở đỉnh tháp, J/kg 62 4CCl : Nhiệt lượng riêng của CCl4 ở đỉnh tháp, J/kg Nội suy trong bảng I.153[I - 171] ta có: 21,84 2 CSr kcal/kmol = 352,57.103 J/kg 4CClr = 50kcal/kmol = 209,34.103 J/kg 2CS = pCSCS tCr .22  = 352,57.10 3 + 1019.46,63 = 400,08.103J/kg 4CCl = pCClCCl tCr .44  =209,34 + 902,40.46,62 = 251,41.10 3J/kg 33 10.41,251.03,010.08,400.97,0 d = 395,62.10 3J/kg yQ = 4176.(1+2,4).395,62.10 3 = 5617,17.106J/h II.5.Lượng nhiệt do hơi mang ra ở đáy tháp www tCWQ .. , J/h [II - 197] W : : Lượng sản phẩm đáy: W = 4,04.3600 = 14544kg/h; wt : Nhiệt độ của sản phẩm đáy: wt = 76,08 0C; wC : Nhiệt dung riêng của hỗn hợp sản phẩm đáy, J/kgđộ Nội suy từ bảng I.153[I - 171] ở nhiệt độ 76,080C ta có: 2CSC = 1036,08J/kgđộ; 4CClC = 941,20J/kgđộ wC = 0,03.1036 + 0,97.941,20 = 944,04J/kgđộ wQ = 14544.944,04.76,08 = 1044,59.10 6J/h II..6.Nhiệt do nước ngưng mang ra khỏi tháp 2ngQ = 222 .. CGng , J/h [II - 198] 2ngQ = 222 .. CD = 112 .. CD = 2D .4,24.10 3.119,6 = 507,10.103. 2D J/h II.7.Nhiệt lượng mất mát ra mội trường xung quanh Lấy bằng 5% lượng nhiệt tiêu tốn ở đáy tháp: 222 ..05,0 rDQxq  = 101,25.10 3. 2D , J/kg Lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi đáy tháp: 2 2 2  RFngxqwy QQQQQQD   3 66 2 3 2 366 10.75,2715 10.47,47410.54,1131.10.25,101.10.10,50710.59,104410.17,5617   DD 3 2 36 10.75,2715 10.36,60810.75,5055 D  63  0,776 2D = 1861,64  2D = 2399,02kg/h Vậy: 2DQ = 2715,75.10 3.2399,02 = 6515,14,106J/h 2ngQ = 507,10.2399,02 = 1216,54.10 6J/h xqQ = 101,25.2399,02 = 242,90.10 6J/h III.Cân bằng nhiệt lượng trong thiết bị ngưng tụ Thiết bị ngưng tụ là thiết bị ống chùm. Ta có cân bằng nhiệt lượng của thiết bị ngưng tụ như sau: )(... 12 ttCGrRP nnlx  [II -198] Do đó lượng nước lạnh tiêu tốn là: )( .. 12 ttC rRPG n x nl   Trong đó: P : Lượng sản phẩm đỉnh: P = 1,16.3600 = 4176kg/s xR : Chỉ số hồi lưu thích hợp: xR = 2,4 21, tt : Nhiệt độ vào và ra của nước lạnh: Chọn 1t = 25 0C, 2t = 35 0C nC : Nhiệt dung riêng của nước đã làm lạnh, J/kgđộ Nhiệt độ trung bình của nước làm lạnh: 30 2 3525 2 22      ttttb 0C Nội suy từ bảng I.14[I - 168] ta có: nC = 0,9985kcal/kgđộ = 8,18.103J/kgđộ r : Ẩn nhiệt ngưng tụ, J/kg Ở nhiệt độ 46,620C nội suy bảng I.212[I - 254] ta có: 2CSr = 352,57.10 3J/kg; CClr = 209,34.10 3J/kg r = 0.98.352,57.103 + 0,02.209,34.103 = 349,71.103J/kg Vậy lượng nước lạnh cần tiêu tốn là: 66,83845 )2535(10.18,8 10.71,349.4,2.4176 3 3   nlG Kg/h IV. Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị làm lạnh 64 Trong thiết bị ngưng tụ ta chọn chỉ ngưng tụ lượng hồi lưu thì cân bằng nhiệt lượng trong thiết bị làm lạnh như sau:   )(.)( 123'' ttCGttCrP nnp  [II - 198] pC : Nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ, J/kg; pC = RC = 928,25J/kgđộ '2'1, tt : Nhiệt độ đầu và nhiệt độ cuối của sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ, 0C; '1t = 46,62 0C; '2t = 25 0C 21, tt : Nhiệt độ vào và ra của nước lạnh: Chọn 1t = 25 0C, 2t = 35 0C r = 0.98.352,57.103 + 0,02.209,34.103 = 349,71.103J/kg nC = 8,18.10 3J/kgđộ P = 4176kg/s nG : Lượng nước lạnh tiêu tốn, kg/h;       188777 2535.10.18,8 )2562,46.(25,92810.71,2494176 )( )( 3 3 12 ' 2 ' 1 3       ttC ttCrP G n p n kg/h 65 Kết luận Sau một thời gian làm việc nghiêm túc em đã hoàn thành đồ án này

Các file đính kèm theo tài liệu này:

  • pdfthap_dem_8675.pdf