Đề tài Quá trình và Thiết bị là một môn học mang tính tổng hợp trong quá trình học tập của các kỹ sư hoá - Thực phẩm tương la

μN =>μD 80,8 0,4 0,431 0,353 0,382 Ta có: αF . μF =2,384. 0,382= 0,911. Tra hình IX.11 trang 171 [2 ] : ηF = 0,51 o Tính hiệu suất đĩa dưới cùng ηW + độ bay hơi tương đối (5) W W * * W x x1 y1 y α − − = W W Từ xW = 0,00747 ta tra đồ thị cân bằng của hệ : y*W =0,085; tW = 98,582 oC. Suy ra: αW =12,349 tw oC xW μR(cP)- tra bảng I.101,tr.92[1] μN(cP)-bảng I.102 tr.94[1] lgμD =xD.lgμR + (1-xD).lgμN =>μD 98,582 0,00747 0,3315 0,288 0,288 Ta có: αW . μW = 12,349. 0,288 = 3,562. Tra hình IX.11 trang 171 [2] : ηW = 0,36 Suy ra hiệu suất trung bình của tháp : ηtb = 3 36,051,06,0 3 ++ = ++ DWF ηηη =0,49 ™ Số mâm thực tế của tháp Ntt : 776,38 49,0 19 tb === η lt tt NN ≈ 39 mâm Trong đó === 49,0 2 tbη ch ltch tt NN 5 mâm 33 49,0 16 tb === η c ltc tt NN mâm Vậy chọn Ntt = 39 mâm , gồm : 33 mâm cất 1 mâm nhập liệu 5 mâm chưng IV.2.3 Chiều cao toàn tháp Hthân = Ntt.( Δhmâm + δmâm ) + (0,8 ÷ 1) = 39.( 0,5 + 0,005) + (0,8 ÷ 1)= 20,495 m Kết luận: Chiều cao toàn tháp: H = 2.Hđáy+ Hthân =2. 0,475 + 20,417=21,367 m IV.3 . MÂM LỖ – TRỞ LỰC CỦA MÂM IV.3.1 Cấu tạo mâm lỗ 28 α/2 Tra các số liệu mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền có đường kính 1800mm [10]: - Đường kính lỗ : chọn dlỗ = 8mm = 0,008 m. Lỗ bố trí trên các đỉnh tam giác đều .Khoảng cách giữa 2 tâm (bước lỗ) chọn t=25mm tra ra tổng tiết diện lỗ (tiết diện tự do) bằng 7,69% diện tích mâm. Số lỗ trên 1 mâm: N = 22 008,0 8,1.0769,00769,0%69,7 ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ =⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ = lơ t l m d D S S =3894lỗ - Chiều cao ống chảy chuyền nhô lên trên đĩa ≡ chìu cao gờ chảy tràn– chọn hgờ = 70mm = 0,07 m. - Diện tích làm việc của mâm: Flv=2,294 m2.(tra ) - Diện tích mâm : 3,14.(1,8)2/4=2,5434 m2 - Diện tích của bán nguyệt dành cho ống chảy chuyền bằng (2,5434-2,294)=0,2494m2 - Chiều dài gờ chảy tràn : Ta có: Squạt - SΔ = Sbán nguyệt 2494,0 2 cos 2 sin 2 1.2 2 2 =−⇔ αα α RRR ⇔ α - sinα = 0,6074 . Dùng phép lặp ⇒ α= 1,6067 rad = 92,1oC lgờ =2R.sin(α/2)= 1,285 m b = R-R.cos(α/2) =0,9-0,9. cos(1,6067/2) =0,275 m. - Đường kính ống chảy chuyền: dc= z L cxtb xtb ....3600 .4 ωρπ CT (IX.217),tr.236 [2] +Lxtb: lưu lượng lỏng trung bình đi trong tháp (kg/h): Lxtb = 745,99002 209,18.039,43973,3279.6,3 2 .. = + = + WW MLDR kg/h + xρ :khối lượng riêng trung bình của lỏng 462,812 2 557,768367,856 2 = + = + = ch xtb c xtb x ρρρ kg/m3 + z- số ống chảy chuyền trên 1 mâm –chọn z=2 + tốc độ chất lỏng trong ống chảy chuyền –lấy cω =0,1 m/s. Suy ra: dc=0,147m. Vậy ống chảy chuyền chiếm : 5434,2 4 .2 2 cdπ =1,334% diện tích mâm. - Bề dày ống chảy chuyền-chọn δc=4mm theo tr.238[2] -Khoảng cách từ đĩa đến chân ống chảy chuyền =0,25dc =0,0367mm. CT (IX.218,tr.237[2]. Qui thành 36mm. - Mâm được làm bằng thép không gỉ X18H10T. 29 IV.3.2 Bề dày mâm IV.3.2.1. Các thông số cần tra và chọn phục vụ cho quá trình tính toán ™ Nhiệt độ tính toán: t = t max+ 20 =98,58+20 = 118,580C ™ Áp suất tính toán: Khi tháp hoạt động,mâm chịu tác dụng bởi trọng lượng lớp chất lỏng,gờ chảy tràn & ống chảy chuyền: Pmâm = Pthủy tĩnh + Pgờ + Pcc Coi gần đúng áp suất phân bố đều,bỏ qua trong lượng gờ chảy tràn • Tính áp lực do ống chày chuyền tác dụng lên mâm tròn Pcc= 4 . 2 t cc D gm π o Khối lượng của một ống chảy chuyền : mcc = 4 ))2(( 22 ccc dd −+δπ hcc. ρX18H10T Chiều cao máng chảy chuyền hcc =Δhmâm +δmâm +hc – 36 =500 + 5 + 70-36 =539 mm Suy ra: mcc = 4 )147,0)147,0004,0.2(( 22 −+π . 0,539. 7900 =8,076 kg o Áp suất do 2 ống chảy chuyền tác dụng lên 1 mâm tròn : 4 8,1.14,3 81,9. 2.8,076 4 22 == t cc cc D gmP π =62,297 N/m2 • Tính áp suất thủy tĩnh: Pthủy tĩnh = ρxtb.g(hgờ + Δh) =812,24 . 9,81 .(0,07 + 0,0283) =783,262 N/m2 ⇒ P = 62,297 + 783,262 = 845,559N/m2 ™ Hệ số điều chỉnh: bước lỗ t= 25mm ϕb = t dt lo− =0,68 IV.3.2.2. Kiểm tra điều kiện bền với bề dày 5mm Độ võng cực đại ở tâm: T mam o D RPW 64 4 = (Công thức 6.35, trang 100, [8]) Đối với bản có đục lỗ: Tb mam b o lo D RPWW ϕϕ 64 4 == Với: )1(12 2 3 μ δ − = mam T ED ⇒ 3 24 3 24 )1(. 16 3 64 )1(12 mamb mam mamb mam b o lo E RP E RPWW δϕ μ δϕ μ ϕ − = − == Để đảm bảo điều kiện bền thì: Wlo < ½ δmâm 3 246 521000068,0 )33,01(90010.559,845. 16 3 ×× −× = − loW =5,193 > =2 mamδ 2,5 ⇒ Bề dày δmâm đã tính không thỏa điều kiện. Chọn δmâm = 7 mm .Kiểm tra : Wlỗ=1,89 thỏa. Tính lại : 30 Chiều cao tháp: Hthân=Ntt.(Δhmâm+δmâm)+(0,8 ÷ 1)=39.(0,5+0,007)+(0,8 ÷ 1)=20,773m≈20800 mm Kết luận: Chiều cao toàn tháp: H = 2.Hđáy+ Hthân =2.475 + 20800=21750 m Chiều cao ống chảy chuyền hcc =Δhmâm +δmâm +hc – 36 =500 + 7 + 70-36 =541 mm. IV.3.3 . Trở lực (độ giảm áp) của pha khí qua một mâm Trở lực của tháp xác định theo CT IX-135,tr.192 [2] :ΔP=Ntt.ΔPmâm (N/m2) Với : ΔPmâmtổng trở lực thủy lực của 1 mâm xác định theo CT IX-136,tr.192 [2]: ΔPmâm=ΔPk+ΔPs+ΔPt (N/m2) + ΔPk :trở lực của đĩa khơ (N/m2). + ΔPt : trở lực thủy tĩnh do chiều cao lớp chất lỏng trên mâm tạo ra (N/m2). +ΔPs : trở lực do sức căng bề mặt (N/m2). IV.3.2 .1 . Trở lực của đĩa khơ ΔPk: Xác định theo CT IX-140/194 [2] : 2 . 2oy kP ωρξ=Δ (N/m2) + ξ : hệ số trở lực . Do tổng diện tích lỗ bằng 7,69% diện tích mâm,chọn: ξ=1,82 + ρytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (kg/m3) + ωo: vận tốc pha hơi qua lỗ (m/s). ™ Đối với mâm ở phần cất : + Vận tốc pha hơi qua lỗ : ωoc = 0769,0 1,124 0769,0 = c lvω = 14,611 (m/s). + Khối lượng riêng của pha hơi : ρytbc =1,270 (Kg/m3). Suy ra độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất :ΔPkc = 246,756 (N/m2). ™ Đối với mâm ở phần chưng : + Vận tốc pha hơi qua lỗ : ωoch = 0769,0 1,119 0769,0 = lv chω = 14,550 (m/s). + Khối lượng riêng của pha hơi : ρytbch = 0,853 (Kg/m3). Suy ra độ giảm áp qua mâm khô ở phần chưng : ΔPkch = 164,335 (N/m2). IV.3.2 .2 . Trở lực thủy tĩnh do chiều cao lớp chất lỏng bọt trên mâm tạo ra: Aùp dụng công thức trang 68, [6] : ΔPt = 1,3.K.ρx .g.hbọt (N/m2) +K=ρbọt/ρx :tỷ số giữa khối lượng riêng lỏng bọt và khối lượng riêng của lỏng, lấy gần bằng 0,5. + ρx: khối lượng riêng chất lỏng ,kg/m3 + hbọt: chiều cao của lớp chất lỏng bọt trêm mâm: hbọt = hgờ + Δh + Δh :chiều cao lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn : 3/2 `.85,1 ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ =Δ go L lK Qh + x x L MLQ ρ . = : suất lượng thể tích của pha lỏng, m3/s. + lgờ : chiều dài của gờ chảy tràn=1,285 m ™ Phần cất: Khối lượng mol trung bình của pha lỏng trong phần cất : Mtbc = 18).1(.46 ctb c tb xx −+ = 35,612 Suất lượng thể tích của pha lỏng trong phần cất: 31 c xtb c xtbc L MDRQ ρ.3600 .. = =0,00363 m3/s Chiều cao lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn trong phần cất: 3/2 `.85,1 ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ =Δ go c Lc lK Qh =0,02010 m Cho ta:ΔPt c= 1,3.(hgờ+Δhc).K.ρxtbc.g=1,3.(0,07 +0,0210).0,5.768,557.9,81 = 446,172N/m2 ™ Phần chưng Khối lượng mol trung bình của pha lỏng trong phần chưng: Mxtbch = 18).1(.46 chtb ch tb xx −+ =23,748 Suất lượng thể tích của pha lỏng trong phần chưng: == ch xtb ch xtbch l MFQ ρ.3600 . 0,0013 m3/s Chiều cao lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn trong phần chưng: 3/2 `.85,1 ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ =Δ go ch Lch lK Qh =0,0106 m Cho ta:ΔPt ch=1,3.(hgờ + Δhch).K.ρxtbch.g=1,3.(0,07+0,0106).0,5.856,367.9,81=440,190 N/m2 IV.3.2 .3 . Độ giảm áp do sức căng bề mặt Xác định theo công thức (IX-142),trang194,[2] : 208,03,1 4 lơlơ s dd P + =Δ σ Với : + σ : sức căng bề mặt của chất lỏng : RN RN σσ σσ σ + = . (N/m) ™ Phần cất : ttbc =81,773 oC ,tra bảng I.242 ,tr.301[1], ta có : + Sức căng bề mặt của nước : σN = 62,277.10-3 (N/m). + Sức căng bề mặt của rượu : σR =17,140 .10-3 (N/m). Suy ra :Sức căng bề mặt của chất lỏng ở phần cất :σc=0,0134 (N/m) Vậy : Độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là : ΔPsc= 5,167 (N/m2) ™ Phần chưng : ttbch = 86,162 oC , tra bảng I.242 ,tr.301[1], ta có : + Sức căng bề mặt của nước : σN = 61,460.10-3 (N/m). + Sức căng bề mặt của rượu : σR = 16,745.10-3 (N/m). Suy ra :Sức căng bề mặt của chất lỏng ở phần chưng : σch = 0,0132 (N/m) Vậy : Độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần chưng là : ΔPsc= 5,059 (N/m2) Tóm lại : Trở lực thủy lực tổng cộng của pha khí qua một mâm ở : + Phần cất : ΔPmâm c =ΔPkc+ΔPsc+ΔPtc =246,756 +5,167 +446,172 = 698,095 (N/m2). + Phần chưng : ΔPmâmch = ΔPkch+ΔPsch+ΔPtch =164,335 +5,059 +440,190 =609,584 (N/m2). IV.3.4. Kiểm tra hoạt động của mâm: IV.3.4.1 Kiểm tra lại khoảng cách mâm Δhmâm = 0,5m Điều kiện hoạt động bình thường của tháp: Δhmâm > Δhmâm min = g P xtb mâm ρ Δ8,1 ( trang 70, [6] ) Các mâm trong phần cất có trở lực thuỷ lực qua 1 mâm lớn hơn trong phần chưng, ta có: 32 18,9.768,557 698,0958,18,1 =Δ g P c xtb c mâm ρ =0,167 m < Δhmâm = 0,5m ⇒ khỏang cách mâm đảm bảo. IV.3.4.2 Kiểm tra tính đồng nhất hoạt động của các lỗ trên mâm Từ CT trang70, [6] Ta có vận tốc tối thiểu qua lỗ của pha hơi vl, min đủ để cho các lỗ trên mâm đều hoạt động: c ytb c bot c xtbc hg ξρ ρ ν 67,0min = =11,545 m/s < ωo c=14,611m/s :vận tốc pha hơi qua lỗ trên mâm đọan cất ch ytb ch bot ch xtbch hg ξρ ρ ν 67,0min = =13,994 < ωo ch=14,550 m/s: vận tốc pha hơi qua lỗ trên mâm đoạn chưng ⇒ Các lỗ trên mâm đều hoạt động. IV.3.4.3 Kiểm tra ngập lụt khi tháp hoạt động Để tháp không bị ngập lụt thì chiều cao mực chất lỏng không bọt trong ống chảy chuyền hd ≤ 2 1 Δhmâm = 250 mm Bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền, chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ được xác định theo biểu thức (5.20), trang 120, [3]: hd = hgờ + Δh + ΔPmâm + hd’ ,mm.chất lỏng +hgờ : chiều cao gờ chảy tràn , hgờ =70mm +Δh : chiều cao lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn , Δhc= 21,042 mm & Δhch= 10,612 mm +ΔPmâm,: tổng trở lực của pha khí qua 1 mâm, ΔPmâmc= 698,095 N/m2=92,591 mm.chất lỏng & ΔPmâmch= 609,584 N/m2=72,561 mm.chất lỏng + hd’ : tổn thất thủy lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm, được xác định theo biểu thức (5.10), trang 115, [3]: 2 ' .100 .128,0 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ = lv L d f Qh ,mm.chất lỏng + flv : tiết diện làm việc của mâm: 2,294 m2 + QL : suất lượng thể tích của pha lỏng, m3/s. cLQ =0,00363 m3/s ; ch LQ =0,00130 m3/s ™ Phần cất : =⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ = 2 ' .100 .128,0 d c Lc d f Qh 32,02.10-12m.chất lỏng =32,02.10-9 mm.chất lỏng Nên: hdc= 70 + 21,042+92,591+32.02.10-9=183,634 mm < 250 mm Vậy: Khi hoạt động thì mâm ở phần cất sẽ không bị ngập lụt. ™ Phần chưng: =⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ = 2 ' .100 .128,0 d ch Lch d S Qh 4,106.10-12 m.chất lỏng=4,106.10-9mm.chất lỏng Nên: hdch= 70 + 10,612 + 72,561 + 4,106.10-9 = 153,173mm < 250 mm Vậy: Khi hoạt động thì mâm ở phần chưng sẽ không bị ngập lụt. ⇒ khi hoạt động đảm bảo tháp sẽ không bị ngập lụt. Kết luận:Tổng trở lực thủy lực của toàn tháp hay độ giảm áp tổng cộng của toàn tháp là :(xem độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua mâm nhập liệu bằng độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm ở phần chưng ) ΔP = Nttc.ΔPmâmc + NttchΔPmâmch = 33 .698,095 + 6 .609,584 =26694,653 (N/m2). 33 IV.4 . TÍNH TOÁN CƠ KHÍ CỦA THÁP IV.4.1. Bề dày thân tháp Chọn vật liệu cho toàn tháp là không gỉ mã X18H10T. Dựa vào bảng XII.4,tr.309 và bảng XII.7,tr.313 [2], các thông số đặc trưng của X18H10T (với chiều dày tấm thép 4 ÷ 25 mm): Giới hạn bền kéo : σk = 550.106 N/m2 Giới hạn bền chảy : σch = 220.106 N/m2 Hệ số dãn khi kéo ở nhiệt độ 20 ÷ 100 0C là 16,6.10-6, 1/0C Khối lượng riêng ρX18H10T =7900 kg/m3 Hệ số an toàn bền kéo : nk = 2,6 Hệ số an toàn bền chảy : nch = 1,5 Mô đun đàn hồi : E = 2,1.105 N/mm2 Hệ số Poatxông μ = 0,33 IV.4.1.1. Các thông số cần tra và chọn phục vụ cho quá trình tính toán Vì tháp hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phương pháp hàn hồ quang điện, kiểu hàn giáp mối 2 phía. Thân tháp được ghép với nhau bằng các mối ghép bích. IV.4.1.1. Các thông số cần tra và chọn phục vụ cho quá trình tính toán ™ Nhiệt độ tính toán: t = t max+ 20 =98,58+20 = 118,580C . ™ Áp suất tính toán: Aùp suất bên trong tháp ( tính tại đáy tháp ) với môi trường làm việc lỏng -khí:P = Ph + PL + ΔP 9 Aùp suất hơi trong tháp : Ph = 1 at = 9,81.104 ( N/m2) 9 Aùp suất thủy tĩnh của cột chất lỏng :PL = ρxtb.g.H Khối lượng riêng trung bình của pha lỏng trong toàn tháp: ρxtb = = + 2 ch xtb c xtb ρρ 812,462 kg/m3 Ư PL = 812,462 . 9,81 . 21,367 = 1,703 .105 (N/m2) 9 Tổng trở lực của tháp : ΔP = 26694.653 ( N/m2) Suy ra: P=9,81.104 + 1,703 .105 + 26694,653 = 295094,653N/m2 = 0,295 N/mm2 ≈ 2,909 atm ⇒ thân chịu áp suất trong. ™ Hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học của môi trường:C = Ca + Cb +Cc Vì môi trường có tính ăn mòn và thời gian sử dụng thiết bị là trong 20 năm ⇒ Ca = 20.0,1=2 mm Hệ số bổ sung do bào mòn cơ học của môi trường Cb = 0 Hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo và lắp ráp : Cc = 0,4 (mm) Do đó C = 2+ 0,4 = 2,4 (mm) ™ Hệ số hiệu chỉnh:Chọn η = 0,95 ™ Ứng suất cho phép: Ứng suất cho phép [σ] của vật liệu được tính : [σk] = 6 6 2540.10. .0,95 197,307.10 ( / ) 2,6 k k N m n σ η = = [σch] = 6 6 2220.10. .0,95 139,333.10 ( / ) 1,5 ch ch N m n σ η = = Chọn [σ]= Min ( [σk], [σch]) = 139,333 .106 ( N/m2) =139,333 (N/mm2) ™ Hệ số bền mối hàn: 34 Vì sử dụng phương pháp hàn hồ quang điện, kiểu hàn giáp mối 2 phía ⇒ ϕh = 0,95 (Bảng XIII.8, trang 362, [2]) Do trên thân có khoét lỗ nên hệ số bền của thành hình trụ theo phương dọc được tính theo công thức : 20,5 6.0, 45. 0,95.( ) 0,88 20,5 thân h thân H d H ϕ ϕ −∑ −= = = (Xem tương đương 6 lỗ quan sát đường kính φ = 45(cm), chưa tính đến một số lỗ nối ống dẫn hơi) IV.4.1.2. Tính bề dày Ta có: 88,0 0,295 139,333][ ×=ϕσ P =415,49 > 25 ⇒ S’ = 88,0 139,3332 0,2951800 ][2 ×× × = ϕσ PDt =2,166 mm ⇒ S=S’ + C = 2,166 +2,4 = 4,566 mm Quy tròn theo chuẩn: S = 5mm (Bảng XIII.9, trang 364, [2]) IV.4.1.3. Kiểm tra độ bền Điều kiện: 1,0≤− t a D CS ⇔ 1,010.22,2 1800 15 3 <=− − (thỏa) Kiểm tra áp suất tính toán cho phép bên trong thiết bị 5437,0 )15(1800 )15(88,033,1392 )( )(][2][ = −+ −××× = −+ − = at a CSD CSP ϕσ >P = 0,2951 (N/mm2) (thỏa) Kết luận: S = 5 mm IV.4.2. Bề dày đáy và nắp thiết bị Chọn đáy và nắp có dạng là ellipise tiêu chuẩn, có gờ bằng thép X18H10T. Chọn bề dày đáy và nắp bằng với bề dày thân tháp: S = 5 mm. Kiểm tra điều kiện: công thức (6-10) & (6-11),trang 126,[7] ⎪ ⎪ ⎩ ⎪⎪⎨ ⎧ ≥ −+ −ϕσ = ≤ − P )CS(R )CS(][2 ]P[ 125,0 D CS at ah t a Đáy và nắp ellip tiêu chuẩn ⇒ bám kình cong bên trong ở đỉnh đáy (nắp) Rt = Dt ⇒ Điều kiện trên được thỏa như đã kiểm tra ở phần thân tháp. Vậy :bề dày thân và đáy(nắp) : S = 5 mm IV.4.3. Bích ghép thân, đáy và nắp Mặt bích là bộ phận quan trọng dùng để nối các phần của thiết bị cũng như nối các bộ phận khác với thiết bị. Các loại mặt bích thường sử dụng: Bích liền: là bộ phận nối liền với thiết bị (hàn, đúc và rèn). Loại bích này chủ yếu dùng thiết bị làm việc với áp suất thấp và áp suất trung bình. Bích tự do: chủ yếu dùng nối ống dẫn làm việc ở nhiệt độ cao, để nối các bộ bằng kim loại màu và hợp kim của chúng, đặc biệt là khi cần làm mặt bích bằng vật liệu bền hơn thiết bị. Bích ren: chủ yếu dùng cho thiết bị làm việc ở áp suất cao. Chọn bích được ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép X18H10T., cấu tạo của bích là bích liền không cổ. 35 Tra bảng XIII.27, trang 417, [2], ứng với Dt = 1800 (mm) và áp suất tính toán P = 0,295 (N/mm2) ⇒ chọn bích có các thông số sau: Đường kính bên trong của thiết bị Dt(mm) Đường kính bích D(mm) Đường kính tâm bu lông Db(mm) Đường kính mép vát Dl(mm) Đường kính bên ngoài của thiết bị Dn(mm) Chiều cao bích h(mm) Bu lông Đường kính bu lông db Số bu lông Z (cái) 1800 1950 1900 1860 1815 35 M24 48 Tra bảng IX.5, trang 170, [2], với Δhmâm = 500 mm ⇒ khoảng cách giữa 2 mặt nối bích là 4000 mm và số mâm giữa 2 mặt bích là 8. ⇒ Thân cao 20800 được chia làm 5 phần: 3 phần giữa là 4m , 2 phần đáy và đỉnh chia làm 4,4m 4 phần trên mỗi phần 8 đĩa, phần đáy 7 đĩa. ⇒ Số mặt bích cần dùng để ghép là: 6.2 = 12 bích Độ kín của mối ghép bích chủ yếu do vật đệm quyết định. Đệm làm bằng các vật liệu mềm hơn so với vật liệu bích. Khi xiết bu lông, đệm bị biến dạng và điền đầy lên các chỗ gồ ghề trên bề mặt của bích. Vậy, để đảm bảo độ kín cho thiết bị ta chọn đệm là dây amiăng, có bề dày là 5mm. IV.4.4. Đường kính các ống dẫn – Bích ghép các ống dẫn Ống dẫn thường được nối với thiết bị bằng mối ghép tháo được hoặc không tháo được. Trong thiết bị này, ta sử dụng mối ghép tháo được.Đối với mối ghép tháo được, người ta làm đoạn ống nối, đó là đoạn ống ngắn có mặt bích hay ren để nối với ống dẫn(Loại mặt bích thường dùng với ống có đường kính d > 10mm; Loại ren chủ yếu dùng với ống có đường kính d ≤ 10mm, đôi khi có thể dùng với d ≤ 32mm.) Ống dẫn và bích được làm bằng thép X18H10T, cấu tạo của bích là bích liền không cổ. IV.4.4.1 Ống nhập liệu 36 Chọn loại ống nối cắm sâu vào thiết bị. Chọn vận tốc chất lỏng trong ống nối là vF = 0,5 m/s Đường kính trong của ống nối:Dy = FF F v MF πρ3600 ..4 = 0,0657 m⇒ Chọn ống có Dy = 80 mm Tra bảng XIII.32, trang 434, [2] ⇒ Chiều dài đoạn ống nối l = 110 mm Tra bảng XIII.26, trang 409, [2] ⇒ Các thông số của bích ứng với P = 0,295 (N/mm2) là: Dy(mm) Dn(mm) D(mm) Db(mm) Dl(mm) h(mm) Bu lông db Z(cái) 80 89 185 150 128 18 M16 4 • Khối lượng của một bích ghép Ống nhập liệu: ∑mbích ghép ống nhập liệu = 4. ( ) THXn hDD 101822 ...4 ρπ − =4 4 π .(1852-892).18.7900.10-9 = 11,745kg Xem khối lượng ống dẫn ≈ 3.Khối lượng đoạn ống nối • Khối lượng của ống nhập liệu: m ống nhập liệu = 3 ( ) THXyn lDD 101822 ...4 ρπ − =3 4 π .(892-802).110.7900.10-9 =3,113 kg IV.4.4.2 Ống hơi ở đỉnh tháp Chọn vận tốc hơi ra khỏi đỉnh tháp là vHD = 25 m/s Đường kính trong của ống nối:Dy = HDyD DD v MG ...3600 ..4 πρ = 0,383m ⇒ Chọn ống có Dy = 400 mm Với: khối lượng riêng pha hơi ở đỉnh tháp ( )[ ] ( )273.4,22 273.18.1.46 + −+ = D DD yD t yyρ =1,452 (Kg/m3) Tra bảng XIII.32, trang 434, [2] ⇒ Chiều dài đoạn ống nối l = 150 mm Tra bảng XIII.26, trang 409, [2]⇒ Các thông số của bích ứng với P = 0,295 (N/mm2) là: Dy(mm) Dn(mm) D(mm) Dbmm) Dl(mm) h(mm) Bu lông db Z(cái) 400 426 535 495 465 28 M20 16 • Khối lượng của một bích ghép ống hơi ở đỉnh tháp: ∑mbích ghép ống hơi ở đỉnh tháp = 8. ( ) THXn hDD 101822 ...4 ρπ − =16 4 π .(5352-4262).28.7900.10-9 = 291,021kg Xem khối lượng ống dẫn ≈ 3.Khối lượng đoạn ống nối • Khối lượng của ống hơi ở đỉnh tháp: m ống hơi ở đỉnh tháp = 3 ( ) THXyn lDD 101822 ...4 ρπ − =3 4 π .(4262-4002).150.7900.10-9 =59,933 kg IV.4.4.3 Ống hoàn lưu ở đỉnh tháp 37 Chọn loại ống nối cắm sâu vào thiết bị. Chọn vận tốc chất lỏng trong ống nối hoàn lưu(tự chảy từ bộ phận tách lỏng ngưng tụ vào tháp):vhl=0, 5 m/s Đường kính trong của ống nối:Dy = hlD D v MDR ..3600 ...4 πρ =0,103 m ⇒ Chọn ống có Dy =125mm Tra bảng XIII.32, trang 434, [2] ⇒ Chiều dài đoạn ống nối l =120 mm Tra bảng XIII.26, trang 409, [2] ⇒ Các thông số của bích ứng với P = 0,295 (N/mm2) là: Dy(mm) Dn(mm) D(mm) Dbmm) Dl(mm) h(mm) Bu lông db Z(cái) 125 133 235 200 178 20 M16 8 • Khối lượng của một bích ghép ống hoàn lưu ở đỉnh tháp: ∑mbích ghép ống hoàn lưu ở đỉnh tháp = 8. ( ) THXn hDD 101822 ...4 ρπ − =8 4 π .(2352-1332).20.7900.10-9 = 37,245kg Xem khối lượng ống dẫn ≈ 3.Khối lượng đoạn ống nối • Khối lượng của ống hoàn lưu ở đỉnh tháp: m ống hoàn lưu ở đỉnh tháp = 3 ( ) THXyn lDD 101822 ...4 ρπ − =3 4 π .(1332-1252).120.7900.10-9 =4,608 kg IV.4.4.4 Ống hơi ở đáy tháp Chọn loại ống nối cắm sâu vào thiết bị. Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp là vHW = 25 m/s Đường kính trong của ống nối:Dy = = HWyW yWW v MG ...3600 ..4 πρ 0,388 m Với: khối lượng riêng pha hơi đi vào đáy tháp ( )[ ] ( )273.4,22 273.18.1.46 + −+ = W WW Wy t yyρ =0,597 (Kg/m3) ⇒ Chọn ống có Dy = 400mm Tra bảng XIII.32, trang 434, [2] ⇒ Chiều dài đoạn ống nối l = 150 mm Tra bảng XIII.26, trang 409, [2] ⇒ Các thông số của bích ứng với P = 0,295 (N/mm2) là: Dy(mm) Dn(mm) D(mm) Dbmm) Dl(mm) h(mm) Bu lông db Z(cái) 400 426 535 495 465 28 M20 16 • Khối lượng của một bích ghép ống Ống hơi ở đáy tháp: ∑mbích ghép ống hơi ở đáy tháp = 16. ( ) THXn hDD 101822 ...4 ρπ − =16 4 π .(5352-4262).28.7900.10-9 = 291,021kg Xem khối lượng ống dẫn ≈ 3.Khối lượng đoạn ống nối • Khối lượng của ống hơi ở đáy tháp= Khối lượng của ống hơi ở đỉnh tháp=59,933 kg IV.4.4.5 Ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp 38 Chọn vận tốc chất lỏng trong ống nối là vLW = 0,5 m/s Đường kính trong của ống nối:Dy = LWW WW v ML ...3600 ..4 πρ = 0,0770 m ⇒ Chọn ống có Dy = 80 mm Tra bảng XIII.32, trang 434, [2] ⇒ Chiều dài đoạn ống nối l = 110 mm Tra bảng XIII.26, trang 409, [2] ⇒ Các thông số của bích ứng với P = 0,295 (N/mm2) là: Dy(mm) Dn(mm) D(mm) Dbmm) Dl(mm) h(mm) Bu lông db Z(cái) 80 89 185 150 128 18 M16 4 • Khối lượng của một bích ghép ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp: ∑mbích ghép ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp = 4. ( ) THXn hDD 101822 ...4 ρπ − =4 4 π .(1852-892).18.7900.10-9 = 11,745kg. Xem khối lượng ống dẫn ≈ 3.Khối lượng đoạn ống nối • Khối lượng của ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp= Kl của ống nhập liệu=3,113 kg IV.4.5. Tai treo và chân đỡ IV.4.5.1. Tính trọng lượng của toàn tháp ™ Khối lượng của một bích ghép thân: mbích ghép thân = ( ) THXt hDD 101822 ...4 ρπ − = 4π .(19502-18002).(35.2).7900.10-9 = 244,184kg ™ Khối lượng của một mâm: mmâm = THXmâmtD 1018 2 %)334,1%69,7%100( 4 ρδπ −− = 4 π .18002.7.(1-0,0769-0,01334).7900.10-9 =127,958 kg ™ Khối lượng của thân tháp: mthân = 4 π .(D2n –D2t).Hthân . ρX18H10T = 4 π (18052-18002).20800.7900.10-9 = 2325,066 kg ™ Khối lượng của đáy (nắp) tháp: mđáy(nắp) = Sbề mặt .δđáy . ρX18H10T = 3,68 . 0,005 . 7900 = 145,36 kg ™ Khối lượng của một ống chảy chuyền : mcc =8,076 kg (đã tính ở phần IV.4.2.3) ™ Khối lượng dung dịch trong tháp ( xem Vdung dịch = 0,8 Vtháp ) mdd = 0,8 ( Vthân + 2.Vđáy ). ρxtb = 0,8.( 4 π Dt2.Hthân + 2. 24 π Dt3 ) ρxtb =34743,898 kg Ư Khối lượng của toàn tháp: m = 48.6. mbích ghép thân + 39mmâm + 39.2.mcc +mthân + 2 mđáy(nắp) + mdd +∑mbích ghép ống nhập liệu+∑mbích ghép ống hơi ở đỉnh tháp+∑mbích ghép ống hoàn lưu ở đỉnh tháp+∑mbích ghép ống hơi ở đáy tháp +∑mbích ghép ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp+ 2.m ống hơi ở đỉnh tháp + m ống hoàn lưu ở đỉnh tháp+ 2.m ống nhập liệu =114078,443 kg=114,1 tấn IV.4.5.2. Tính chân đỡ tháp Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên bốn chân. Vật liệu làm chân đỡ tháp là thép CT3 Tải trọng cho phép trên một chân: ( 16 tai treo và 4 chân đỡ) Gc = 55955,47620 81,9. 114078,443 2020 === mgP N 39 Qui tròn theo chuẩn: Gc = 6.104 N theo bảng XIII.35, trang 437, [2] ⇒ chọn chân đỡ có các thông số sau: Theo đáy thiết b? Tr ục t hi ết b ? Bề mặt đỡ F.104 m2 Tải trọng cho phép lên bề mặt đế q.10-6(N/m2) L mm B mm B1 mm B2 mm H mm h mm S mm l mm d mm 711 0,84 300 240 260 370 450 226 18 110 34 IV.4.5.3. Tai treo tháp Chọn tai treo: tai treo được gắn trên thân tháp để giữ cho tháp khỏi bị dao động trong điều kiện ngoại cảnh. Chọn vật liệu làm tai treo là thép CT3. Tải trọng cho phép trên một tai treo: Gt = Gc = 8.104 (N). Tra bảng XIII.36, trang 438, [2] ⇒ chọn tai treo có các thông số sau: Bề mặt đỡ , F.104 m2 Khối lượng tai treo, (Kg) Tải trọng cho phép lên bề mặt đỡ, q.10- 6(N/m2) L B B1 H S l a d mm 451 13,2 1,33 230 200 205 350 112 100 25 34 Tấm lót tay treo bằng thép CT3- Tra bảng XIII.37, trang 439, [2]- có chiều cao740mm,chiều ngang 550mm,dày10mm. Suy ra : mtấm lót = Vtấm lót ρCT3 =0,74.0,55.0.01.7850=31,95 kg 40 CHƯƠNG V : TÍNH TOÁN THIẾT BỊ PHỤ Phương trình cân bằng nhiệt lượng: QF + Qđ = QD + Qw + Qt+ Qnt ™ Nhiệt lượng do sản phẩm đỉnh mang ra QD : QD = D .(CD.tD- CD’.tD’) (J/h) ™ Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào QF: QF = . .F FF C t (J/h) ™ Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra Qw : Qw= ' '.( . . )W W W WW C t C t− (J/h) t oC Suất lượng khối lượng,kg/h x CR,J/kg.độ- Tra bảng1.154,tr .172,[1] CN,J/kg.độ- Tra bảng1.249,tr .310,[1] C= CR. x + CN(1- x ) Q.10-6, J/h D 78,494 3279,740 0,937 3201,173 4193,795 3263,848 524,7 D' 35 2652,500 4178 2748,607 F 80,800 4925,426 0,630 3232,000 4196,280 3588,652 1428,192 W 98,582 1645,687 0,0189 3498,723 4218,865 4205,284 443,25 W’ 35 2652,5 4178 4149,230 ™ Nhiệt lượng tách ở thiết bị ngưng tụ Qnt: (rD=40314,552 kJ/Kmol) Qnt =D.( 1+ R).rD =78,301 .(1+3,6).40314,552.103= 14,521.109 (J/h) ™ Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh Qt: Qt=(0,05 ÷ 0,1). Qh (J/h) Vậy: nhiệt lượng cần cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp: Qđ = 95,0 1 .(QW + QD + Qnt – QF ) = 14,801.109 J/h = 4111,33 kW V.1. THIẾT BỊ NGƯNG TỤ SẢN PHẨM ĐỈNH Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ – ống loại TH đặt nằm ngang,truyền nhiệt ngược chiều: nước làm lạnh đi trong ống ,dòng hơi sản phẩm đỉnh đi phía vỏ. Điều kiện:- Ngưng tụ hơi bão hòa.- Không chứa không khí không ngưng.- Màng chất ngưng tụ chảy tầng. Chọn Ống truyền nhiệt được làm bằng thépX18H10T,ống nằm ngang,sắp xếp theo hình sáu cạnh , kích thước: 38 x 3, chiều dài ống là L = 6 (m). Tra tr.175 [4] - Đường kính ngoài: dn = 38 mm = 0,038 m - Bề dày ống: δt = 3 mm = 0,003 m - Đường kính trong: dtr = 0,032 m. tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi san pham đỉnh ngưng tụ, oC tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước lạnh, oC tnV :nhiệt độ dòng nước lạnh đi vào: tnV = 28oC tnR :nhiệt độ dòng nước lạnh đi ra:tnR = 40oC Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra ở bảng 1.249,tr.310 [1] ứng với nhiệt độ trung bình ttbN Nhiệt dung riêng C (J/kg.độ). Khối lượng riêng ρ (Kg/m3). Độ nhớt động lực μ (N.s/m2) Hệ số dẫn nhiệt λ (W/mK) Chuẩn số Prandtl ttbN= 2 nRnV tt + =34,000 4181 994,42 0,7371.10-3 0,6242 4,976 V.1.1. Suất lượng nước cần dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh 41 Lượng nước cần cấp cho thiết bị ngưng tụ: Gn1 = = − ).(.3600 nVnRN nt ttC Q 80,149 (Kg/s). V.1.2 . Xác định bề mặt truyền nhiệt Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Ftb = log. tK Qnt Δ ,(m2) + K : hệ số truyền nhiệt. (W/m2.K) + Δtlog : hiệu số nhiệt độ trung bình ™ Xác định Δtlog : = − − −−− =Δ nRD nVD nRDnVD tt ttLn ttttt )()(log 44,223 ( oK). ™ Xác định hệ số truyền nhiệt K: 1 11 1 αα +Σ+ = t N r K ,(W/m2.K) + αN : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m2.K). + α1 : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ (W/m2.K). + ∑rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. V.1.2.1. Xác định hệ số cấp nhiệt - Nhiệt tải của nước làm lạnh trong ống Chọn vận tốc nước đi trong ống: vn = 0,3 m/s • Số ống trong một đường nước: NtrCN n vd Gn .. 4. 2 34, 1 0 πρ = ~ 335,247 ống. Tra bảng V.II, trang 48, [2] ⇒ chọn n = 365 ống ⇒ Vận tốc thực tế của nước trong ống:: nd Gv trCN n N .. 4.' 2 34, 1 0 πρ = =0,274 m/s • Chuẩn số Reynolds : CN CNtrN N dv 0 0 34, 34,.'.Re μ ρ = =11830,790 > 104 :chế độ chảy rối. • Chuẩn số Nusselt có dạng: 25,034,43,034, 8,0 ) Pr Pr .(PrRe..021,0 0 0 w CN CNNlNNu ε= + εl : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống: ReN= 11830,790 và 50032,0 6 >= trd L ,nên εl =1. + Prw : chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ vách tw2 Suy ra: 9 NuN =f( 25,0Pr 1 w ) 78,4940C78,4940C 280C 400C 42 9 Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: αN = = tr CNN d Nu 034,.λ f( 25,0Pr 1 w ) 9 Nhiệt tải phía nước làm lạnh ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −=−= )34( Pr 1).( 225,02 w w tbNwNN tfttq α (W/m2) (*) V.1.2.2. Xác định nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu t 2w1w t r tt q Σ − = ,W/m2 Với: 21 t t t rrr ++λ δ =Σ , m2.K/W Bề dày thành ống: δt = 0,003 m Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λt = 16,3 W/mK Nhiệt trở lớp bẩn trong ống với nước thường:chọn r1=0,6.10-3 m2.K/W-bảng 5.1,tr.4 [2] Nhiệt trở lớp cáu ngoài ống với ethanol: chọn r2 =0,2 .10-3 m2.K/W Nên: ∑rt = 0,984.10-3 m2.K/W Suy ra: Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu : qt =0,984.10-3 (tw1-tw2) (**) V.1.2.3.Xác định hệ số cấp nhiệt - Nhiệt tải của hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ ngoài thành ống • Xem hơi san phẩm đỉnh là tinh khiết,đối với ống đơn chiếc nằm ngang thì: 4 nW1D 32 1 ).dt-.(t ...r 28,1 μ λρ α = 25,0 1)494,78( wt A − = ,công thức V.111,tr.30[2] Đặt: A= 4 23 . ...28,1 ngd r μ ρλ Các thông số ρ,λ,μ, tra ở nhiệt độ màng chất ngưng tụ tm=0,5(tD+tW1) ; r tra ở nhiệt độ hơi sản phẩm đỉnh bão hòa tD=78,494. Khi hơi ngưng bên ngoài chùm ống nằm ngang thì chiều dày màng nước ngưng ở các ống phía dưới sẽ tăng lên do từ ống trên chày xuống,đồng thời tốc độ hơi sẽ giảm đi vì đã ngưng được 1 phần. Do đó hệ số cấp nhiệt ở các dãy dưới sẽ giảm. Nếu chênh lech nhiệt độ trên các ống như nhau(hơi không lẫn với khí không ngưng)thì hệ số cấp nhiệt trung bình của chùm ống có thể ước tính theo CT (V.109),tr.31[2]: αtb = ε. α1 với ε là hệ số phụ thuộc vào cách bố trí ống và số ống trong mỗi dãy thẳng đứng • Số ống trong một đường nước n =367 ống o số ống trên đường chéo của hình 6 cạnh là: b =21 (tức 357 ống thì ta sếp được 21 hàng) o Số ống trung bình trong 1 hàng: 476,17 21 367 = , Tra hình V.20, trang 30, [2] ⇒ ε = 0,4 ⇒ Hệ số cấp nhiệt trung bình của chùm ống: αtb = εtbα1 = 0,4α1 (W/m2.oC). • Nhiệt tải ngoài thành ống: q1 = αtb.(78,494-tw1) = 0,4.A.(78,494 - tw1)0,75 (***) Từ (*), (**), (***) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2 : Chọn: tw1 = 61,1 oC : Nhiệt độ trung bình của màng chất ngưng tụ: tm = ½ (tD + tW1) = 69,797 oC tmoC x D ρR,Kg/m3.Tra bảng1.2,tr.9,[1] ρN,Kg/m3-Tra bảng1.249,tr.311,[1] ρD = 1 1 − ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − + NR xx ρρ 69,797 0,937 745,215 980,907 756,180 43 tmoC xD μR (N.s/m2)-tra bang I.101,tr.92 [1] μN (N.s/m2)-tra bảng I.102,tr.94 [1] lgμD =x.lgμR + (1-x).lgμN =>μ 69,797 0,853 0,519.10-3 0,410.10-3 0,499.10-3 Nhiệt ngưng tụ của dòng hơi: r= rD=40314,552 KJ/Kmol=958814,069 J/Kg. ⇒ α1 = 2406,128 W/m2K ⇒ Nhiệt tải ngoài thành ống: q1 = 0,4α1.(78,5-tw1) = 16740,735 W/m2 ⇒ Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu qt = q1 = 16740,735 W/m2 (xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể) ⇒ tw2 = t\w1 - qt/Σrt = 44,627 oC ⇒ Prw = 3,954 .Tra bảng1.249,tr.310[1] theo nhiệt độ tw2oC ⇒ Nun = 80,4 ⇒ αn = 1568,308 W/m2K ⇒ Nhiệt tải phía nước làm lạnh qn = αn (tw2 – ttbN) = 16666,597 W/m2 Kiểm tra sai số: ε = 1 1 q qq n− 100% = 0,443% < 5% (thỏa) Kết luận: tw1 = 61,1 oC và tw2 = 44,627 oC V.1.2.4. Xác định hệ số truyền nhiệt 1568.308 1 0,984.10 2406,128 1 1 3- ++ =K =490,861 W/m2K V.1.2.5. Bề mặt truyền nhiệt F =1,2 log. tK Qnt Δ = 222,979 m2 V.1.3 .Cấu tạo thiết bị: • Chiều dài ống truyền nhiệt: L' = 2 dd n F trn +π = 5,528 m < L =6m . Vậy chọn chiều dài ống tuyền nhiệt dài 6m,1 chặng,367 ống là thỏa. • Đường kính trong của thiết bị: D = t(b-1) + 4dn ,công thức (V.140), trang 49, [2] Bước ống : t=1,5 dn=1,5.38=57mm. Suy ra:D =57.(21-1)+4.38=1292 mm . Chọn D= 1300 mm. V.2 . THIẾT BỊ LÀM NGUỘI SẢN PHẨM ĐỈNH Chọn thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt vỏ – ống loại TH đặt nằm ngang,truyền nhiệt ngược chiều: nước làm lạnh đi phía ống ,dòng sản phẩm đỉnh đi phía vỏ với dòng chảy cắt ngang ống.(sắp xếp dòng chảy theo bảng 3.1,tr.188[4]) Chọn Ống truyền nhiệt được làm bằng thépX18H10T,ống nằm ngang,sắp xếp theo hình sáu cạnh , kích thước: 38 x 3, chiều dài ống là L = 6 (m). Tra tr.175 [4] - Đường kính ngoài: dn = 38 mm = 0,038 m - Bề dày ống: δt = 3 mm = 0,003 m tmoC x D λR,W/mK-bảng I.130,tr.135[1] λN,W/mK-tra bảng1.249,tr.310,[1] λD = )1.(. DNDR xx −+ λλ 69,797 0,937 0,164 0,667 0,196 44 - Đường kính trong: dtr = 0,032 m. tD : nhiệt độ vào của dòng sản phẩm đỉnh,tD =78,494oC tD': nhiệt độ ra của dòng sản phẩm đỉnh, tD '=35oC tnV :nhiệt độ dòng nước lạnh đi vào: tnV = 28oC tnR :nhiệt độ dòng nước lạnh đi ra:tnR = 40oC tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh (phía ngoài ống) tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (phía trong ống ) Các tính chất lý học: ttbDoC xD μR.10 3 (N.s/m2)- tra bang I.101,tr.92 [1] μN .103 (N.s/m2)- tra bang I.102,tr.94 [1] lgμ =x.lgμR + (1- x).lgμN =>μ.103 56,747 0,853 0,616 0,493 0,596 ttbDoC xD ρR,Kg/m3.Tra bảng1.2,tr.9,[1] ρN,Kg/m3-Tra bảng1.249,tr.311,[1] ρxtb = 1 1 − ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − + NR xx ρρ 56,747 0,937 756,928 984,761 768,149 t oC Nhiệt dung riêng C (J/kg.độ). Khối lượng riêng ρ (Kg/m3). Độ nhớt động lực μ (N.s/m2) Hệ số dẫn nhiệt λ (W/mK) ttbN = 2 nRnV tt + 34,000 4178 994,4 0,7371.10-3 0,6242 ttbD = 2 'DD tt + 56,747 3006,589 768,149 0,596.10-3 0,234 V.2.1 . Suất lượng nước cần dùng để làm nguôi sản phẩm đỉnh Lượng nước cần cấp: Gn2= )(.3600 nVnRn D ttC Q − = )2840.(4178.3600 524,7.106 − =2,907 ( Kg/s) V.2.2 . Xác định bề mặt truyền nhiệt Ftb = log. 2,1 tK QD Δ ,(m2) ™ Xác định Δtlog : ttbDoC x D CR,J/kg.độ- Trabảng1.154,tr.172,[1] CN,J/kg.độ-Tra bảng1.249,tr.310, [1] CD= CR. x D+ CN(1- x D) 56,747 0,937 2927,711 4179,747 3006,589 ttbDoC x D λR,W/mK-bảng I.130,tr.135[1] λN,W/mK- Trabảng1.249,tr.310,[1] λ = )1.(. DNDR xx −+ λλ 56,747 0,937 0,205 0,655 0,234 78,4940 350C40 0C 280C 45 2835 40494,78 )2835()40494,78( ' )'()( log − − −−− = − − −−− =Δ Ln tt ttLn ttttt nVD nRD nVDnRD =18,476 K ™ Xác định hệ số truyền nhiệt K: D t N r K αα 11 1 +Σ+ = ,(W/m2.K) + αN : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m2.K). + αD : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh (W/m2.K). + ∑rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. V.2.2.1 Xác định hệ số cấp nhiệt - Nhiệt tải của nước đi phía ống trong Chọn vận tốc nước đi trong ống: vn = 0,1 m/s • Số ống trong một đường nước: NtrCN n vd Gn .. 4. 2 34, 2 0 πρ = ~38,556 ống. Tra bảng V.II, trang 48, [2] ⇒ chọn n = 61ống ⇒ Vận tốc thực tế của nước trong ống:: nd Gv trCN n N .. 4.' 2 34, 2 0 πρ = =0,0632 m/s • Chuẩn số Reynolds : == CN CNtrN N dv 0 0 34,, 34,. .'Re μ ρ 2573,849 > 104 :chảy quá độ • Chuẩn số Nusselt có dạng: NuN=0,008.Re0,8.Pr 0,43 công thức (V.44a),tr.16 [ 2 ] + Pr: chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình 34oC bằng 5-tra bang I.249,tr.310[1] Suy ra: 9 NuN = 9,212 9 Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: αN = = tr CNN d Nu 034,.λ 179,687 9 Nhiệt tải phía nước làm lạnh )34.(687,179).( 22 −=−= wtbNwNN tttq α (W/m2) (*) V.2.2.2 Xác định nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu t 2w1w t r tt q Σ − = ,W/m2 Với: 21 t t t rrr ++λ δ =Σ , m 2.K/W Bề dày thành ống: δt = 0,003 m Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λt = 16,3 W/mK Nhiệt trở lớp bẩn trong ống với nước thường:chọn r1=0,6.10-3 m2.K/W-bảng 5.1,tr.4 [2] Nhiệt trở lớp cáu ngoài ống với ethanol: chọn r2 =0,2 .10-3 m2.K/W Nên: ∑rt = 0,984.10-3 m2.K/W Suy ra: Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu : qt =0,984.10-3 (tw1-tw2) (**) V.2.2.3 Xác định hệ số cấp nhiệt - Nhiệt tải của sản phẩm đỉnh đi phía ống ngoài : 9 Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh: αD = td CDD d Nu o747,56,.λ o Kich thước hình hoc lấy đường kinh ngoài ống : dtd =dng = 0,038 (m). o Chuẩn số Reynolds : CD CDtdD D o odv 747,56, 747,56,. .Re μ ρ = 46 Vận tốc sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài tính theo mặt cắt hẹp nhất của chùm ống(xem khoảng cách tương đối giữa các chùm ống không ảnh hưởng đến quá trình cấp nhiệt) == 2 747,56, .. 4 3600 ngCD D dn Dv o πρ 0,0172 m/s . Suy ra: Re=840,055 o Chuẩn số Nusselt có dạng: 25,0 1 33,06,0 ) Pr Pr.(PrRe..41,0 w D DDlDNu ε= CT(V.48),tr18,[2] ƒ εl : hệ số hiệu chỉnh Ta có tổng số ống n = 61 ống,tra ra số ống trên đường chéo của hình 6 cạnh là: b =3 (tức 61 ống thì ta sếp được 9 hàng) ⇒ hệ số hiệu chỉnh hệ số cấp nhiệt đối với dãy ống đầu là εl=0,6; dãy ống thứ hai xếp so le la εl= 0,7. Do đó, εtb= 9 7)0,7(0,6 ++ =0,922 ƒ PrD:chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở 56,747oC,nên == ,747,56, 747,56,,747,56, .Pr CD CDCD D o oo C λ μ 7,669 ƒ Prw1 :chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở nhiệt độ vách tw1 Suy ra: 9 Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh: αD = = td CDD d Nu o747,56,.λ f ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ 25,0 1Pr 1 w ⇒ Hệ số cấp nhiệt trung bình của chùm ống: αtb =0,676.αD = 0,676αD (W/m2.oC). 9 Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −=−= )56,747( Pr 1).(.676,0 125,0 1 1 w w wtbDDD tfttq α (W/m 2) (***) Từ (*), (**), (***) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2 : Chọn: tw1 =53,5 oC Ư tính Prw1= CD CDCD C 0 00 53,5, 53,5, 53,5, . λ μ ttbDoC xD μR (N.s/m2)-tra bang I.101,tr.92 [1] μN (N.s/m2)-tra bảng I.102,tr.94 [1] lgμ =x.lgμR + (1-x).lgμN =>μ 53,5 0,853 0, 663.10-3 0,518.10-3 0,641. 10-3 ⇒ Prw1 = 9,71 ⇒ NuD = 165,414 ⇒αD = 1018,6 ⇒ Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh: =−= ).(.922,0 1wtbDDD ttq α 3050,085 (W/m2) ttbDoC x D CR,J/kg.độ- Trabảng1.154,tr.172,[1] CN,J/kg.độ-Tra bảng1.249,tr.310, [1] CD= CR. x D+ CN(1- x D) 53,5 0,937 2885,5 4183 2967,424 ttbDoC x D λR,W/mK-bảng I.130,tr.135[1] λN,W/mK- Trabảng1.249,tr.310,[1] λ = )1.(. DNDR xx −+ λλ 53,5 0,937 0,165 0.651 0,196 47 ⇒ Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu qt = qD = 3050,085 W/m2 (xem nhiệt tải mất mát không đáng kể) ⇒ tw2 = t\w1 - qt.Σrt = 50,499 oC ⇒αn = 179,687 W/m2K ⇒ Nhiệt tải phía nước làm lạnh qn = αn (tw2 – ttbN) = 2964,6 W/m2 Kiểm tra sai số: ε = 1D nD q qq − 100% = 2,803 % < 5% (thỏa) Kết luận: tw1 = 53,5 oC và tw2 = 50,499 oC V.2.2.4. Xác định hệ số truyền nhiệt 179,687 1 0,984.10 1018,6 1 1 3- ++ =K =243,994 W/m 2K V.2.2.5. Bề mặt truyền nhiệt F = log.3600 2,1 tK QD Δ = 38,797 m2 V.2.3 .Cấu tạo thiết bị • Chiều dài ống truyền nhiệt: L’ = 2 032,0038,014,3.61 38,797 2 + = + trng ddn F π =5,787 m < L = 6 (m) Vậy chọn chiều dài ống 6m, vỏ-ống kiểu 1-1 .chùm ống xếp so le hình lục giác gồm 61 ống sẽ thỏa bề mặt truền nhiệt cần có để làm nguội sản phẩm đỉnh. • Đường kính trong của thiết bị: D = t(b-1) + 4dn ,công thức (V.140), trang 49, [2] Bước ống : t = 1,5dn =1,5.38=57mm. Suy ra:D =57.(9-1)+ 4.38=608 mm. V.3 . THIẾT BỊ ĐUN SÔI ĐÁY THÁP Chọn thiết bị đun sôi đáy tháp là nồi đun Kettle, truyền nhiệt ngược chiều: hơi đốt là hơi nước đi trong ống,dòng lỏng sản phẩm đáy đi phía ngoài. Chọn Ống truyền nhiệt được làm bằng thépX18H10T,xếp theo hình lục giác,kích thước: 38 x 3,chiều dài ống là L= 6 (m). Tra tr.175 [4] - Đường kính ngoài: dn = 38 mm = 0,038 m - Bề dày ống: δt = 3 mm = 0,003 m - Đường kính trong: dtr = 0,032 m. tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi hơi đốt (trong ống), oC tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống),, oC Hơi đốt chọn hơi nước ở 3 atm. Tra bảng 1.251,tr. 314, [1]: Nhiệt độ sôi: OH2t =tsn=132,9 oC Dòng sản phẩm đáy có nhiệt độ: trước khi vào nồi đun (lỏng)=sau khi được đun sôi (hơi):tW= 98,582oC V.3.1 . Suất lượng hơi nước cần dùng để đun sôi sản phẩm đáy Suất lượng hơi nước cần dùng: GhN = = Nr Qd 1,968 (Kg/s). V.3.2 . Xác định bề mặt truyền nhiệt 48 Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Ftb = log. tK Qnt Δ ,(m2) ™ Xác định hiệu số nhiệt độ Δtlog : =Δ logt thN-tW =132,9-98,582=34,318 ( oK). ™ Xác định hệ số truyền nhiệt K: W t N r K αα 11 1 +Σ+ = ,(W/m 2.K) + αN : hệ số cấp nhiệt của hơi nước trong ống (W/m2.K). + αW : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m2.K). + ∑rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. V.3.2.1 Xác định hệ số cấp nhiệt - Nhiệt tải của của hơi nước đi trong ống • Xét sự cấp nhiệt khi ngưng tụ hơi nước bão hòa tinh khiết trên bề mặt ,xác định theo công thức: αN =0,725. 25,0 1 32 )..( ... mtrwsN N dtt gr ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −μ λρ rN ẩn nhiệt chuyển pha xác định ở nhiệt độ sôi tsN: rn132,9 oC = 2171 kJ/kg λμρ ,, thông số vật lí của hơi nước tra ở nhiệt độ màng nước ngưng tm=(tsN+tw1)/ 2 ,tra bảng tr.310 [1] • Nhiệt tải phía hơi nước ngưng tụ: ).( 1wsNNN ttq −=α (W/m2) (*) V.3.2.2 Xác định nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu : t 2w1w t r tt q Σ − = ,W/m2 Với: 21 t t t rrr ++λ δ =Σ , m2.K/W Bề dày thành ống: δt = 0,003 m Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: λt = 16,3 W/mK (Bảng XII.7, trang 313, [6]) Nhiệt trở lớp bẩn trong ống với nước thường:chọn r1=0,6.10-3 m2.K/W-bảng 5.1,tr.4 [2] Nhiệt trở lớp cáu ngoài ống với ethanol: chọn r2 =0,2 .10-3 m2.K/W Nên: ∑rt = 0,984.10-3 m2.K/W Suy ra: Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu : qt =0,984.10-3 (tw1-tw2) (**) V.3.2.3 Xác định hệ số cấp nhiệt - Nhiệt tải của sản phẩm đáy ngoài thành ống • Xét sự cấp nhiệt khi chất lỏng sôi ở chế độ sôi sủi bọt αS = 7,77 . 10-2. 0,37 s 0.11745,0 0,775,00,3330,033 h hh T.c. q...r. μ λ σ ρ ρρ ρ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − công thức (V.89), trang 26, [2] hρ : Khối lượng riêng của pha hơi trong dòng sản phẩm ở ngoài ống(Kg/m3) ρ ,μ,C, λ: Khối lượng riêng, độ nhớt,nhiệt dung riêng,hệ số dẫn nhiệt của pha lỏng trong dòng sản phẩm ở ngoài ống , Kg/m3 49 rh : ẩn nhiệt hóa hơi ,J/Kg σ : Sức căng bề mặt lỏng-hơi ,N/m Các thông số vật lí lấy ở nhiệt độ bão hòa T=98,582oC +273. Xem sản phẩm đáy như là nước: 5,033,2 ..145,0 PtW Δ=α (W/m2.độ) P- áp suất tuyệt đối trên bề mặt thoáng để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, P=9,81.104 (N/m2) Δt-hiệu số nhiệt độ của bề mặt truyền nhiệt và của nước sôi, Δt =tw2-tW Suy ra: hệ số cấp nhiệt : αW= 0,145. (9,81.104 )0,5.(tw2 – 98,582)2,33 • Nhiệt tải ngoài thành ống: qW = αW.( tw2 – tW) = 0,145. (9,81.104 )0,5.(tw2 – 98,582)3,33 (***) Từ (*), (**), (***) ta dùng phương pháp lặp để xác định tw1, tw2 : Chọn: tw1 = 131,631 oC : t oC Nhiệt dung riêng C (J/kg.độ). Khối lượng riêng ρ (Kg/m3). Độ nhớt động lực μ (N.s/m2) Hệ số dẫn nhiệt λ (W/mK) tm = 2 1wsN tt + 132,266 4270 932,961 0,208.10-3 0,686 ⇒ αN = 21024,747 W/m2K ⇒ Nhiệt tải phía hơi nước ngưng tụ trong ống: qN = αN.( 132,9-tw1) = 26680,396 W/m2 ⇒ Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu qt = q1 = 26680,396 W/m2 (xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể) ⇒ tw2 = tw1 - qt/Σrt = 105,377 oC ⇒ αW = 3947,7 W/m2K ⇒ Nhiệt tải phía sản phẩm đáy ngoài thành ống :qW = αW(tw2 – 98,582) = 26828,337 W/m2 Kiểm tra sai số: ε = W WN q qq − 100% = 0,544 % < 5% (thỏa) Kết luận: tw1 = 131,631 oC và tw2 = 105,377 oC V.3.2.4 Xác định hệ số truyền nhiệt 3947,7 1 0,984.10 21024,747 1 1 3- ++ =K =778,286 W/m 2K V.3.2.5 Bề mặt truyền nhiệt F = log. tK Qd Δ = 153,927 m2 V.3.3 .Cấu tạo thiết bị • Số ống truyền nhiệt: n = 6 2 032,0038,014,3 927,153 2 + = + Ldd F trnπ =1180,294 Qui chuẩn n = 1303 ống, bảng V.11,tr.48 [2],ta có số ống trên đường xuyên tâm b=39 • Đường kính trong của thiết bị: D = t(b-1) + 4dn ,công thức (V.140), trang 49, [2] Bước ống : t=1,5dn=1,5.38=57mm. Suy ra:D =57.(39-1)+ 4.38 = 2318 mm . Chọn D=2400mm. 50 CHƯƠNG VII: TÍNH KINH TẾ THÁP Lượng thép X18H10T cần dùng: M1 =m toàn tháp- mdd = 79334,545 kg Lượng thép CT3 cần dùng: M2 = 4. mchân đỡ + 16. mtai treo + 16. mtấm lót = 4. 21,5 + 16. 21,5 + 16. 31,95 =941, 2 kg Số bulông cần dùng:n = 336 (cái) Vật liệu Số lượng Đơn giá Thép X18H10T 79334,545 (kg) 50000 (đ/kg) Thép CT3 941, 2 (kg) 10000 (đ/kg) Bulông 336 (cái) 2500 (đ/cái) Tổng chi phí vật tư=3 976 979 250 đ ≈ 4 tỷ Xem tiền công chế tạo bằng 500% tiền vật tư. Vậy: tổng chi phí là 24 tỷ. Kết luận Với hệ thống chưng cất ethanol - nước dùng tháp mâm xuyên lỗ như đã thiết kế, ta thấy bên cạnh những ưu điểm cũng còn có nhiều nhược điểm. Thiết bị có ưu điểm là năng suất và hiệu suất cao nhưng thiết bị còn rất cồng kềnh, đòi hỏi phải có sự vận hành với độ chính xác cao. Bên cạnh đó, khi vận hành thiết bị này ta cũng phải hết sức chú ý đến vấn đề an toàn lao động để tránh mọi rủi ro có thể xảy ra, gây thiệt hại về người và của. 51 Tài liệu tham khảo [1]. Sổ tay Quá trình và Thiết bị Công nghệ Hóa học Tập 1, ĐHBK Hà Nội. [2]. Sổ tay Quá trình và Thiết bị Công nghệ Hóa học Tập 2, ĐHBK Hà Nội. [3]. Võ Văn Bang, Vũ Bá Minh, “ Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Tập 3: Truyền Khối”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 2004. [4]. Phạm Văn Bôn – Nguyễn Đình Thọ, “Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Tập 5: Quá trình và Thiết bị Truyền Nhiệt”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 2002. [5]. Phạm Văn Bôn , “Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Bài tập Truyền nhiệt”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM,2004. [6]. Trịnh Văn Dũng , “Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Bài tập Truyền khối”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM,2004. [7]. Hồ Lê Viên, “Thiết kế và Tính toán các thiết bị hóa chất”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 1978. [8]. Nguyễn Minh Tuyển, “Cơ sở Tính toán Máy và Thiết bị Hóa chất – Thực phẩm”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 1984. [9].Lê Bạch Tuyết, “Các quá trình công nghệ cơ bản trong sản xuất thực phẩm”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 2002. [10]. Nguyễn Hữu Tùng, “Kĩ thuật tách hỗn hợp cấu tử: tập 1-Các nguyên lí và ứng dụng,tập 2-Tính tốn và thiết kế”,Nhà xuất bản Bách Khoa Hà Nội,2009