-
Thông tin
-
Hỏi đáp
Thiết kế hệ thống tháp đệm chưng cất hệ Acid Acetic - Nước | Đồ án Kỹ thuật thực phẩm
Đồ án Kỹ thuật thực phẩm với đề tài: "Thiết kế hệ thống tháp đệm chưng cất hệ Acid Acetic - Nước với năng suất nhập liệu 3500 kg/h" của sinh viên trường Đại học công nghiệp thực phẩm thành phố Hồ Chí Minh giúp bạn tham khảo và hoàn thành tốt bài tập của mình đạt kết quả cao. Mời bạn đọc đón xem!
Môn: Công nghệ thực phẩm(FI) 8 tài liệu
Trường: Đại học Công nghiệp Thực phẩm Thành phố Hồ Chí Minh 133 tài liệu
Thông tin:
Tác giả:
Preview text:
BỘ CÔNG THƯƠNG
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHIỆP THỰC PHẨM TP.HCM
KHOA CÔNG NGHỆ THỰC PHẨM ……
ĐỒ ÁN KỸ THUẬT THỰC PHẨM
THIẾT KẾ HỆ THỐNG THÁP ĐỆM CHƯNG CẤT HỆ
ACID ACETIC – NƯỚC VỚI NĂNG SUẤT NHẬP LIỆU 3500 KG/H GVHD: TRẦN CHÍ HẢI SVTH:
NGUYỄN THỊ HỒNG NGỌC 2005180561 09DHTP5
PHAN THỊ THÙY DƯƠNG 2005180568 09DHTP5 TP. Hồ Chí Minh, 2020 LỜI CẢM ƠN
Đầu tiên, em xin chân thành cảm ơn cha mẹ, những người thân đã quan tâm và
tạo điều kiện đầy đủ cho em được học tập tại trường Đại học Công nghiệp Thực phẩm.
Em cũng xin chân thành cảm ơn thầy cô trường Đại học Công nghiệp Thực phẩm
nói chung, khoa Công nghệ Thực phẩm nói riêng đã tận tình truyền đạt những kiến
thức vô cùng quý giá cũng như những kinh nghiệm thực tiễn trong thời gian học tập tại
trường. Và đặc biệt là sự giúp đỡ tận tình của thầy Trần Chí Hải mà chúng em có thề
hoàn thành đồ án của mình. Cảm ơn Thầy thời gian qua đã luôn sát cánh cùng chúng
em, hướng dẫn nhiệt tình để đồ án của chúng em được hoàn thiện hơn. Chúng em xin
trận trọng gửi tới Thầy lời cảm ơn sâu sắc nhất!
Đây là lần đầu tiên chúng em làm đồ án. Dù đã rất cố gắng để hoàn thành một
cách tốt nhất, nhưng sai sót là điều không thể tránh khỏi. Chúng em rất mong nhận
được những ý kiến đóng góp của thầy cô.
Một lần nữa chúng em xin chân thành cảm ơn công lao dạy dỗ của thầy cô dưới
mái trường mến yêu này. Kính chúc quý thầy, cô giáo nhiều sức khỏe và đạt được
nhiều thắng lợi trong nghiên cứu và trong sự nghiệp trồng người.
Chúng em xin chân thành cảm ơn. TP.HCM, tháng 12 năm 2020 Sinh viên thực hiện Phan Thị Thùy Dương Nguyễn Thị Hồng Ngọc i MỤC LỤC
LỜI CẢM ƠN...............................................................................................................i
LỜI MỞ ĐẦU.............................................................................................................iv
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN........................................................................................1
1.1. Khái niệm về chưng cất....................................................................................1 1.1.1.
Khái niệm..................................................................................................1 1.1.2.
Các phương pháp chưng cất.......................................................................1 1.1.3.
Thiết bị chưng cất......................................................................................1
1.2. Giới thiệu sơ bộ nguyên liệu.............................................................................2 1.2.1.
Acid acetic.................................................................................................2 1.2.2.
Nước..........................................................................................................4
1.3. Đồ thị cân bằng acid acetic – nước...................................................................4
CHƯƠNG 2. QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ................................................................6
CHƯƠNG 3. CÂN BẰNG VẬT CHẤT.....................................................................7
3.1. Các thông số ban đầu:......................................................................................7
3.2. Xác định suất lượng sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy thu được.......................7
3.3. Xác định chỉ số hoàn lưu làm việc....................................................................8 3.3.1.
.Nồng độ phần mol....................................................................................8 3.3.2.
Suất lượng mol tương đối của dòng nhập liệu...........................................8 3.3.3.
Tỉ số hoàn lưu làm việc.............................................................................9 3.3.4.
Đường làm việc.........................................................................................9
3.4. Xác định suất....................................................................................................9 3.4.1.
Tại đỉnh tháp:.............................................................................................9 3.4.2.
Tại mâm nhập liệu:..................................................................................10 3.4.3.
Tại đáy tháp.............................................................................................10
CHƯƠNG 4. CÂN BẰNG NĂNG LƯỢNG.............................................................12
4.1. Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị đun sôi hỗn hợp đầu..................................12
4.2. Cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện...................................................14
4.3. Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ....................................................15
4.4. Cân bằng nhiệt lượng tại thiết bị làm lạnh......................................................16
CHƯƠNG 5. TÍNH TOÁN THIẾT BỊ CHÍNH.......................................................17
5.1. Đường kính tháp chưng cất............................................................................17 5.1.1.
Lượng hơi trung bình đi trong tháp..........................................................17 5.1.2.
Khối lượng riêng trung bình:...................................................................20 5.1.3.
Tốc độ của khí (hơi) đi trong tháp:..........................................................23 5.1.4.
Đường kính tháp chưng cất......................................................................25
5.2. Chiều cao tháp chưng cất................................................................................26 5.2.1.
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối....................................................27 5.2.2.
Số đơn vị chuyển khối.............................................................................35 5.2.3.
Tính m.....................................................................................................37 5.2.4.
Xác định chiều cao tháp...........................................................................38 5.2.5.
Chiều cao toàn tháp.................................................................................38
5.3. Trở lực của tháp đệm......................................................................................39 5.3.1.
Trở lực đoạn chưng..................................................................................40 5.3.2.
Trở lực đoạn cất.......................................................................................41
CHƯƠNG 6. TÍNH TOÁN CƠ KHÍ VÀ LỰA CHỌN...........................................42
6.1. Tính toán thân tháp.........................................................................................42 6.1.1.
Chọn vật liệu làm thân tháp.....................................................................42 6.1.2.
Tính chiều dày thân tháp..........................................................................43
6.2. Tính chiều dày đáy tháp và nắp thiết bị..........................................................45 6.2.1.
Chiều dày nắp..........................................................................................46 6.2.2.
Chiều dày đáy thiết bị..............................................................................47
6.3. Tính đường kính ống dẫn...............................................................................47 6.3.1.
Đường kính ống dẫn sản phẩm đỉnh........................................................47 6.3.2.
Đường kính ống dẫn hỗn hợp đầu............................................................49 6.3.3.
Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy..........................................................50
6.4. Tra bích..........................................................................................................51 6.4.1.
Kích thước chiều dài ồng nối...................................................................51
6.5. Lưới đỡ đệm, dầm đỡ đệm.............................................................................51 6.5.1.
Đĩa phân phối...........................................................................................51 6.5.2.
Lưới đỡ đệm............................................................................................52 6.5.3.
Dầm đỡ đệm............................................................................................52
6.6. Giá đỡ và tai treo............................................................................................56 6.6.1.
Tai treo.....................................................................................................56 6.6.2.
Giá đỡ......................................................................................................57
CHƯƠNG 7. TÍNH TOÁN VÀ CHỌN THIẾT BỊ PHỤ........................................58
7.1. Thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu........................................................................58 7.1.1.
Tính hiệu số nhiệt độ trung bình..............................................................58 7.1.2.
Tính nhiệt lượng trao đổi.........................................................................58 7.1.3.
Tính hệ số cấp nhiệt.................................................................................59
7.2. Tính thùng cao vị............................................................................................65 7.2.1.
Các trở lực trong quá trình tiếp liệu.........................................................65 7.2.2.
Tính chiều cao của thùng cao vị so với đĩa tiếp liệu................................72
7.3. Tính toán bơm................................................................................................73
TÀI LIỆU THAM KHẢO.........................................................................................76 DANH MỤC HÌNH
Hình 1.1 Cấu tạo phân tử acid acetic.............................................................................3
Hình 1.2 Cấu tạo phân tử nước......................................................................................4
Hình 1.3 Đồ thị cân bằng Acid acetic-nước...................................................................5
Hình 1.4 Đồ thị T - xy...................................................................................................5 LỜI MỞ ĐẦU
Acid acetic (CH3OOH) là một trong những hợp phần không thể thiếu trông công
nghệ thực phẩm cũng như trong một số ngành công nghiệp khác, CH3COOH cũng
chiếm một vai trò quan trọng trong cuộc sống.
Để sản xuất axit CH3COOH thì có nhiều phương pháp khác nhau nhưng trong công
nghiệp thực phẩm thì nó được sản xuất bằng phương pháp lên men bởi tác nhân vi sinh
vật. Để thu được CH3COOH tinh khiết có thể thực hiện bằng nhiều phương pháp khác
nhau nhưng như các phương pháp hoá học, hoá lý…trong công nghiệp để thu được
lượng lớn CH3COOH với độ tinh khiết theo yêu cầu thì người ta thường sử dụng phương pháp chưng cất.
Có nhiều phương pháp chưng cất khác nhau nhưng trong công nghiệp thực phẩm
thường sử dụng phương pháp chưng cất liên tục.
Nguyên tắc phương pháp là dựa vào nhiệt độ bay hơi khác nhau của các cấu tử
trong hổn hợp.Về thiết bị thì có nhiều loại khác nhau, tuỳ thuộc vào yêu cầu công nghệ
mà người ta chọn loại thiết bị phù hợp.Trông công nghệ thực phẩm thiết bị chưng cất
thường dùng là thiết bị loại tháp.
Nội dung của đồ án này là tính toán thiết kế hệ thống tháp đệm chưng cất hệ hỗn
hợp hai cấu tử là CH3COOH và H2O.
Nhiệm vụ của Đồ án này là Thiết kế hệ thống tháp đệm chưng cất hệ acid acetic –
nước với năng suất nhập liệu 3500 kg/h
- Hệ acid acetic – nước có nồng độ nhập liệu 8% ( tính theo acid acetic)
- Nồng độ sản phẩm đáy: 45% tính theo acid acetic - Nhập liệu lỏng sôi
- Trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy. CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN
1.1. Khái niệm về chưng cất 1.1.1. Khái niệm
Chưng cất là phương pháp dùng để tách các hỗn hợp chất lỏng cũng như các hỗn
hợp khí - lỏng thành các cấu tử riêng biệt dựa vào độ bay hơi khác nhau của các cấu tử
trong hỗn hợp (nghĩa là khi ở cùng một nhiệt độ, áp suất hơi của các cấu tử khác nhau)
bằng cách lặp đi lặp lại nhiều lần quá trình bay hơi và ngưng tụ, trong đó vật chất đi từ
pha lỏng vào pha hơi và ngược lại.
Quá trình chưng cất là quá trình trong đó cả dung môi và chất tan đều bay hơi. Khi
chưng cất ta thu được nhiều cấu tử và thường thì bao nhiêu sẽ thu được bấy nhiêu sản
phẩm. Nếu xét hệ đơn giản chỉ có hai cấu tử thì ta thu được hai sản phẩm:
- Sản phẩm đỉnh chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi lớn và một phần rất ít cấu tử có độ bay hơi bé.
- Sản phẩm đáy chủ yếu gồm cấu tử có độ bay hơi bé và một phần rất ít cấu tử có độ bay hơi lớn.
Đối với hệ Acid acetic – Nước thì:
- Sản phẩm đỉnh chủ yếu là nước
- Sản phẩm đáy chủ yếu là acid acetic.
1.1.2. Các phương pháp chưng cất
Phân loại theo áp suất làm việc: 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
- Phân loại theo nguyên lý làm việc: chưng cất đơn giản, chưng cất bằng hơi nước trực
tiếp và chưng cất chân không
- Phân loại theo phương pháp cấp nhiệt ở đáy tháp: cấp nhiệt trực tiếp, cấp nhiệt gián
tiếp. Trong đó cấp nhiệt trực tiếp bằng hơi nước thường được áp dụng trường hợp chất
được tách không tan trong nước.
1.1.3. Thiết bị chưng cất
Trong sản xuất thường sử dụng rất nhiều loại tháp, 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 vào lưu chất kia.
Tháp chưng cất rất phong phú về kích cỡ và ứng dụng, các tháp lớn nhất thường
được áp dụng trong công nghiệp lọc hóa dầu. Kích thướt của tháp: đường kính tháp và
chiều cao tháp tùy thuộc suất lượng pha lỏng, pha khí của tháp và độ tinh khiết của sản
phẩm. Ở đây ta khảo sát hai loại tháp chưng thường dùng là tháp mâm và tháp chêm. 1
-Tháp mâm: thân tháp hình trụ, thẳng đứng phía trong có gắn các mâm có ctạo khác
nhau để chia thân tháp thành các đoạn bằng nhau, trên đó pha lỏng và pha hơi được
tiếp xúc với nhau. Tùy theo cấu tạo của đĩa, ta có:
Tháp mâm chóp: trên mâm bố trí có chóp dạng tròn, xupap, chữ s…
Tháp mâm xuyên lỗ: trên mâm bố trí các lỗ có đường kính ( 3-12mm).
-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.
Tháp đệm hình trụ, bên trong có đổ đầy đệm. Trong tháp đệm chất lỏng chảy từ trên
xuống theo bề mặt đệm và khí đi từ dưới lên phân tán đều trong chất lỏng
-So sánh ưu nhược điểm của các loại tháp: Tháp đệm Tháp mâm xuyên lỗ Tháp mâm chóp Ưu điểm - Cấu tạo khá đơn - Hiệu suất tương đối - Hiệu suất cao giản cao. - Hoạt động ổn - Hoạt động khá ổn định - Trở lực thấp định - Làm việc được với - Làm việc với chất chất lỏng bẩn nếu lỏng bẩn dùng đệm cầu có của chất lỏng. Nhược điểm - Do có hiệu - Trở lực khá cao - Cấu tạo phức ứng thành → - Yêu cầu lắp đặt tạp hiệu suất truyền khắc khe → lắp - Trở lực lớn khối thấp. đĩa thật phẳng - Không làm - Độ ổn định không việc với chất cao, khó vận hành. lỏng bẩn - do có hiệu ứng thành → tăng năng suất thì hiệu ứng thành tăng → khó tăng năng suẩt - Thiết bị nặng
Vậy: ta sử dụng tháp đệm để chưng cất hệ Acid acetic – Nước
1.2. Giới thiệu sơ bộ nguyên liệu
Nguyên liệu là hỗn hợp acid acetic – nước 1.2.1. Acid acetic 1.2.1.1 Tính chất
Acid acetic là một hệ thống có tên là acid ethanoic là một hợp chất hữu cơ với
công thức hóa học là CH3COOH.
Hình 1.1 Cấu tạo phân tử acid acetic
Là chất lỏng không màu, có mùi sốc đặc trưng, trọng lượng riêng 1,0497 (ở 20C)
Khi nhiệt độ hạ xuống một ít thì đông đặc thành một khối tinh thể có Tnc = 16,635 ± 0,002C; TSôi = 118C.
Tan trong nước, rượu và ete theo bất kì tỷ lệ nào.
Là một acid yếu, hằng số phân ly nhiệt động của nó ở 25C và K = 1,75.10-5 Tính ăn mòn kim loại: Acid acetic ăn mòn sắt.
Nhôm bị ăn mòn bởi acid loãng, nó đề kháng tốt với acid acetic đặt và
thuần khiết. Đồng và chì bị ăn mòn bởi acid acetic với sự hiện diện của không khí.
Thiếc và một số loại thép nikel – crom đề kháng tốt với acid acetic. 1.2.1.2 Điều chế
Acid acetic được điều chế bằng cách:
a) Oxy hóa có xúc tác đối với cồn etylic để biến thành andehit acetic, là một giai đoạn
trung gian. Sự oxy hóa kéo dài sẽ tiếp tục oxy hóa andehit acetic thành acid acetic. 1 CH3CHO + O2 → CH3COOH 2 C2H5OH + O2 → CH3COOH + H2O
b) Oxy hóa andehit acetic được tạo thành bằng cách tổng hợp từ acetylen
Sự oxy hóa andehit được tiến hành bằng khí trời với sự hiện diện của coban
acetat. Người ta thao tác trong andehit acetic ở nhiệt độ gần 80C để ngăn chặn sự
hình thành peroxit. Hiệu suất đạt 95 – 98% so với lý thuyết. Người ta đạt được như thế
rất dễ dàng sau khi chế acid acetic kết tinh được: 1 Coban acetic 80℃ CH3CHO + O2 → CH3COOH 2
c) Tổng hợp đi từ cồn metylic và cacbon oxit
Hiệu suất có thể đạt 50 – 60% so với tỷ lệ lý thuyết bằng cách cố định cacbon
oxit trên cồn metylic qua xúc tác.
Nhiệt độ từ 200 – 500C, áp suất 100 – 200atm: CH3OH + CO → CH3COOH
Với sự hiện diện của metaphotphit hoặc photpho – vonframat kim loại 2 và 3
hóa trị (chẳng hạn sắt, coban). 1.2.1.3 Ứng dụng
Acid acetic là một loại acid quan trọng nhất trong các loại acid hữu cơ. Nó rẽ
nên được ứng dụng rộng rãi và là hóa chất cơ bản để điều chế nhiều hợp chất quan
trọng. Acid acetic ứng dụng trong các ngành:
+ Làm dấm ăn (dấm ăn chứa 4.5% acid acetic)
+ Làm đông đặc nhựa mủ cao su.
+ Làm chất dẻo tơ lụa xenluloza axetat – làm phim ảnh không nhạy lửa.
+ Làm chất kết dính polyvinyl acetat
+ Làm phẩm màu, dược phẩm, nước hoa tổng hợp. 1.2.2. Nước
Hình 1.2 Cấu tạo phân tử nước
Trong điều kiện thường nước là chất lỏng không màu, không mùi, không vị,
nhưng khối nước dày sẽ có màu xanh nhạt. Khi hóa rắn nó có thể tồn tại ở 5 dạng tinh thể khác nhau. Tính chất vật lý: + Khối lượng phân tử : 18g/ mol + Khối lượng riêng :1g/ml + Nhiệt độ nóng chảy : 0C + Nhiệt độ sôi :100C
Nước là hợp chất chiếm phần lớn trên trái đất (3/4 diện tích trái đất là nước
biển) và rất cần thiết cho sự sống. Nước là dung môi phân cực mạnh có khả năng hòa
tan nhiều chất và là dung môi rất quan trọng trong kỹ thuật hóa học.
1.3. Đồ thị cân bằng acid acetic – nước
Ta có bảng thành phần lỏng (x) – hơi (y) và nhiệt độ sôi của hỗn hợp Nước –
acid acetic ở 760 mmHg (% mol) X 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Y 0 9,2 16,7 30,3 42,5 53 62,6 71,6 79,5 86,4 93 100
T 118,1 115,4 113,8 110,1 107,5 105,8 104,4 103,3 102,1 101,3 100,6 100 1 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 y 0.3 0.2 0.1 0 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 x
Hình 1.3 Đồ thị cân bằng Acid acetic-nước 118 117 116 115 114 113 T 112 111 110 109 108 107 106 00.10.20.30.4 0.5 0.60.70.80.91 105 xy 104 103 102
Hình 1.4 Đồ thị T - xy 101 100
CHƯƠNG 2. QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ
Hỗn hợp Acid acetic- nước có nồng độ acid acetic 8% ( theo số mol), nhiệt độ
khoảng 25ºC tại bồn chứa nguyên liệu (1), được bơm(2) lên bồn cao vị (3) qua thiết bị
gia nhiệt ( trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy) . Lưu lượng được khống chế bằng cách
điều chỉnh hệ thống van và lưu lượng kế (6) sau đó đưa thiết bị đun nóng dòng nhập
liệu (4) bằng hơi nước bão hòa từ nồi hơi vào đun sôi hỗn hợp đầu đến nhiệt độ sôi
sau khi đạt tới nhiệt độ sôi hỗn hợp này được đưa vào đĩa tiếp liệu của tháp chưng
cất loại đệm (8). Trong tháp, hơi đi từ dưới lên gặp chất lỏng từ trên xuống. Ở đây có
sự tiếp xúc và trao đổi nhiệt giữa 2 pha với nha. Pha lỏng chuyển động trong phần
chưng càng xuống dưới càng giảm nồng độ cấu tử dễ bay hơi vì đã bị nồi đun lôi cuốn
các cấu tử. Nhiệt độ càng lên trên càng thấp, nên khi hơi đi 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 Acid acetic chiếm nhiều nhất (45% theo phần mol). Hơi này đi vào thiết bị
ngưng tụ sản phẩm đỉnh (9) một phần lỏng ngưng được thu hồi về tháp, một phần chất
lỏng ngưng đi qua thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh (16). 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 cấu tử khó bay hơi
(nước). Hỗn hợp lỏng ở đáy có hỗn hợp Acid acetic là 5% theo phần mol (13), còn lại
là nước. Dung dịch lỏng ở đáy tháp được đun tại nồi đun (11), bốc hơi cung cấp lại cho
tháp để tiếp tục làm việc, phần còn lại trao đổi nhiệt với nhập liệu.
Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đỉnh là nước được thải bỏ, sản
phẩm đáy là Acid acetic được giữ lại.
CHƯƠNG 3. CÂN BẰNG VẬT CHẤT
3.1. Các thông số ban đầu:
- Chọn loại tháp là tháp đệm
- Khi chưng cất dung dịch hệ Acid acetic – nước thì cấu tử dễ bay hơi là
nước Hỗn hợp: + Acid acetic - CH3COOH → MA = 60 g/mol
+ Nước – H2O → MH2O = 18 g/mol
Năng suất nhấp liệu: GF= 3500 kg/h
Nồng độ nhập liệu: aF = 92% (kg nước/ kg hỗn hợp)
Nồng độ sản phẩm đỉnh: aD= 99.5% (kg nước/ kg hỗn hợp)
Nồng độ sản phẩm đáy: aW= 55% (kg nước/ kg hỗn hợp). - Chọn:
Nhiệt độ nhập liệu: tFV = 25C
Trạng thái nhập liệu là trạng thái lỏng sôi.
Đối với thiết bị đun sôi đáy tháp :
Áp suất hơi đốt : Ph = 2at
Đối với thiết bị làm nguội sản phẩm đáy :
Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi làm nguội: tWR = 40oC
Nhiệt độ dòng nước lạnh đi vào: tV = 25oC
Nhiệt độ dòng nước lạnh đi ra: tR =
35oC Đối với thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh :
Nhiệt độ dòng nước lạnh đi vào: tV = 25oC
Nhiệt độ dòng nước lạnh đi ra: tR = 40oC - Các kí hiệu:
F, GF: lượng nhập liệu ban đầu (kmol/h), (kg/h)
D, GD: suất lượng sản phẩm đỉnh (kmol/h), (kg/h)
W, GW: suất lượng sản phẩm đáy (kmol/h), (kg/h)
xF: nồng độ phần mol của nước trong nhập liệu
xD: nồng độ phần mol của nước trong sản phẩm đỉnh
xW: nồng độ phần mol của nước trong sản phẩm đáy.
3.2. Xác định suất lượng sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy thu được
Ta có, năng suất nhập liệu GF = 3500 kg/h
Phương trình cân bằng vật chất:. G { F = GD + GW GF. aF = GD. aD + GW.aW GF G G → D = W = aD − aW aF − aW aD − aF Nên : aF − aW.GF 92 − 55 G = . 3500 = 2910,11 kg/h D = aD − aW 99.5 − 55
→ GW = GF − GD = 3500 − 2910,11 = 589, 89 kg/h
3.3. Xác định chỉ số hoàn lưu làm việc
3.3.1. .Nồng độ phần mol aF 0, 92 MH x = 2O 18 F =
= 0,9746 kmol nước/kmol hỗn hợp aF (1 − a 0 ,92 F) 18 (1 − 0,92) M M + 60 H A + 2O aD M 0,995 18 H x = 2O =
= 0,9985 kmol nước/kmol hỗn hợp D aD (1 − a 0 ,995 ) D) 18 ( 1 − 0,994 M M + 60 H A + 2O aW M 0,55 H x = 2O 18 W =
= 0,8029 kmol nước/kmol hỗn hợp a 0, 55 0 ,55) W (1 − a 18 (1 − M + W) H + 2O MA 60
3.3.2. Suất lượng mol tương đối của dòng nhập liệu xD − xW f = 0.9985 − 0.8029 = x = 1.1391 F − xW 0.9746 − 0.8029
3.3.3. Tỉ số hoàn lưu làm việc
Với giá trị x = 97,46 → Ta kẻ đường song song với trục y và cắt đường cân bằng.
Từ đó, ta kẻ đường song song với trục x cắt trục y tại B ta xác định được giá trị y*=0,9819 x y* 0,9985 0,9819
Tỉ số hoàn lưu tối thiểu: R
D F = 2,274 min * y x 0,9819 0,9746 F F
Tỉ số hoàn lưu làm việc: R = 1,3Rmin + 0,3 = 1,3.2,274+0,3=3,2562
3.3.4. Đường làm việc
Phương trình đường làm việc của phần R x cất: y x D R 1 R 1 3,2562 x 0,9985 3,2562 1 0,765x 0,2346 3,2562 1
Phương trình đườn làm việc đường chưng: R f f 1 y x R 1 R 1 3 ,2562 1,1392 x 1,1392 1 1,0327x 0,02626 3,2562 1 R 13,2562 1
3.4. Xác định suất
Coi lưu lượng mol của các dòng pha đi trong mỗi đoạn tháp (chưng và luyện) là không đổi
3.4.1. Tại đỉnh tháp: nHD L nHD L
Vì tại đỉnh tháp nồng độ phần mol của nước trong pha lỏng và pha hơi bằng nhau.
→ Khối lượng của pha hơi và pha lỏng tại đỉnh tháp là bằng
nhau: MHD = MLD = xD. MN + (1 – xD). MA
= 0,9985. 18 + (1 – 0,9985). 60 = 18,063 (kg/mol)
Suất lượng khối lượng của dòng hơi tại đỉnh tháp:
GHD = (R +1)GD = (3,2562 + 1). 2910,11 = 12386,01 (kg/h)
Suất lượng mol của dòng hơi tại đỉnh tháp: n 12386,01 HD = GHD 685,71 (kmol/h) M 18,063 HD
Suất lượng khối lượng của dòng hoàn lưu:
GL = RGD = 3,2562 . 2910,11 = 94759 (kg/h)
Suất lượng mol của dòng hoàn lưu: G 9475,9 L = L = 524,6 (kmol/h) M LD 18,063
3.4.2. Tại mâm nhập liệu: nHF nLF F nHF n’LF
Khối lượng mol của dòng nhập liệu: MF = xF. MN + (1 – xF). MA
= 0,9746.18 + (1 – 0,9746).60 = 19,067 (kg/kmol)
Suất lượng mol của dòng nhập liệu: G F = F 3500 = 183,5632 (kmol/h) M 19,067 F Và: nLF = L = 524,6 (kmol/h)
n’LF = L + F = 524,6+183,5632=708,1632 (kmol/h) nHF = nHD = 685,71 (kmol/h)
3.4.3. Tại đáy tháp: nHW nLW W
Vì tại đáy tháp nồng độ phần mol của nước trong pha lỏng và pha hơi bằng nhau.
Khối lượng của pha hơi và pha lỏng tại đáy tháp là bằng nhau:
MHW = MLW = xW. MN + (1 – xW). MA
= 0,8029. 18 + (1 – 0,8029). 60 = 26,2782 (kg/mol)
Suất lượng mol của dòng sản phẩm đáy: G W = W M 589,89 = 22,4479(kmol/h) 26,2782 LW
Và: nLW = n’LF = 708,1632 (kmol/h)
nHW = nHF = nHD = 685,71 (kmol/h).
CHƯƠNG 4. CÂN BẰNG NĂNG LƯỢNG
4.1. Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị đun sôi hỗn hợp đầu
Mục đích của việc tính toán cân bằng nhiệt lượng là để xác định lượng hơi đốt
cần thiết khi đun nóng hỗn hợp đầu, đun bốc hơi ở đáy tháp cũng như xác định lượng
nước lạnh cần thiết cho quá trình ngưng tụ làm lạnh
Chọn nước làm chất tải nhiệt vì nó là nguồn nguyên liệu rẻ tiền phổ biến trong
thí nghiệm và có khả năng đáp ứng yêu cầu công nghệ.
Phương trình cân bằng nhiệt lượng của thiết bị đun nóng hỗn hợp
đầu: QD1 + Qf = QF + Qng1 + Qxq1 (J/h) [ IX.149 STQTTB-II tr.196] Trong đó:
QD : Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào, J/h;
Qf : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào, J/h;
QF : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang ra, J/h;
Qng1:Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra, J/h;
Qxq1: Nhiệt lượng mất mát ra môi trường xung quanh, J/h. o o
Chọn hơi đốt là hơi nước bão hoà ở áp suất 2 at, có t sôi = 119,62 C (Bảng [I.148 STQTTBII-164]
a. Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào
QD1 = D1.λ1 = D1(r1 +θ.C1) ,(J/h) [ IX.150(STQTTB-II-196)] Trong đó:
D1: Lượng hơi đốt, kg/h;
r1: ẩn nhiệt hóa hơi, J/h;
λ1: hàm nhiệt của hơi đốt, J/kg (nhiệt lượng riêng của hơi đốt (J.kg);
1: nhiệt độ nước ngưng, J/kg.độ.
b. Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào Qf =F. Cf.tf ,(J/h) [IX.151(STQTTB-II-196)] Trong đó:
F: lượng hỗn hợp đầu, kg/h (= 3500 kg/h)
tf: Nhiệt độ của hỗn hợp đầu, (ºC)0
Hỗn hợp vào ở nhiệt độ thường: tf = 25 C
Cf : nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu, J/kg.độ. o
Lấy tf = 25 C và nội suy từ bảng [I.154 STQTTB-I tr.172], ta được : CA = 2020,5 (J/kg.độ) CN = 4182,28 (J/kg.độ)
Cf = CA.aF + (1- aF).CN = 0,92.4182,28+(1 – 0,92).2020,5 = 4009,3376(J/kg.độ)
Vậy: Qf = F.Cf.tf = 3500.4009,3376.25=350817040 (J/h)
c. Nhiệt lượng do hỗn hợp mang ra
QF = F.CF.tF (J/h) [IX.152 STQTTB-II tr.196]
F: lượng hỗn hợp đầu, kg/h (= 3500 kg/h)
Cf : nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu, J/kg.độ. CF = CA.aF + (1-aF)CN
CA, CN: lần lượt nhiệt dung riêng của Acid acetic và Nước ở nhiệt độ F tº = 65,41ºC
Nội suy từ bảng I.154[STQTTB-I-172] ta có: CA = 2236,4845 (J/kg độ) CN = 4189,762 (J/kg độ)
CF = CA.aF + (1-aF)CN = 4189,762.0,92+(1-0,92).2236,4845 = 4033,4998 (J/kg.độ)
Vậy: QF = F.CF.tF = 3500.4033,4998.65,41 = 923409276,7 (J/h)
d. Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra
Qngl = Qngl.C1.θ1 = D1.C1. θ1 (J/h) [IX.153 STQTTB-II tr.197] Trong đó:
Gngl: Lượng nước ngưng, bằng lượng nước hơi đốt, kg/h Do G = D1 (kg/h).
e. Nhiệt lượng mất mát ra môi trường xung quanh
Nhiệt lượng mất mát ra môi trường lấy bằng 5% nhiệt tiêu tốn
Qxq1 = 0,05D1.C1.r1 (J/h) [IX.154 STQTTB-II tr.197]
f. Lượng hơi đốt cần thiết để đun nóng dung dịch đầu đến nhiệt độ sôi
QF + Qng1 + Qxq1 − QfQF − Qf F. (CF. tF − Cf. (kg⁄h) tf) D = = = 1 λ 0,95. 0,95. r 2 1 r1
Chọn p = 2 at tra bảng [I.212 STQTTB-I tr.254] ta được tsº = 119,6ºC
Với ts = 119,62 ºC tra bảng [I.212 STQTTB-1tr.254] ta được:
→ r1 = 96,811 (kcal/kg) = 405328,2948 J/kg D 0,95. r 1 = Q Q F + Qng1 + Qxq1 − Qf F − 1 Q λ f 2 = 350 (4003,5.65,41 − = 95.405328,2948 0. 4009,376). 25 0, = 1469,1686 kg⁄h
4.2. Cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện
Phương trình cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện:
Tổng nhiệt lượng mang vào tháp bằng tổng lượng nhiệt mang ra:
QF + QD2 + QR = Qy + QW + Qxq + Qngt [IX.156 STQTTB-II tr.197] Trong đó:
QF: Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào đầu tháp (J/h)
QD2: Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào tháp, (J/h)
QD2 = D2 (r2 +C2.θ2) = D2.λ2 (J/h) [IX.156 STQTTB-II tr.197]
QR: Lượng nhiệt do lượng lỏng hồi lưu sản phẩm đỉnh mang vào tháp:
QR = GR.CR.tR (J/h) [IX.156 STQTTB-II tr.197]
Qy: nhiệt do hơi mang ra ở đỉnh tháp
Qy = P (1 + Rx).λđ [IX.159 STQTTB-II tr.197]
λđ = λN .ap + (1 – ap) λA
QW: Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra
QW = W.CW.tW (J/h) [IX.160 STQTTB-II tr.197]
Qng2: nhiệt do nước ngưng mang ra
Qng2 = Dngt.C2. θ2 = D2. C2.θ2 (J/h) [IX.161 STQTTB-II tr.198]
Qxq2: Nhiệt lượng mất mát ra môi trường xung quanh
Lấy bằng 5% nhiệt tiêu tốn ở đáy tháp Qxq2 = 0,05.D2.r2 (J/h) [IX.162 STQTTB-II tr.198]
Chọn hơi đốt là hơi nước bão hòa ở áp suất 2at, có tº sôi = 119,62ºC
Vậy lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi sản phẩm đáy
Qy+QW + Qngt − Qxq2 − QF − QR D2 = ,
[IX. 163 STQTTB − II tr. 198] λ2 kg⁄h
a.Nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào tháp QR = GR.CR.tR = P.RX. CR.tR
Tính CR: CR = CN.ap + (1 – ap).CA
Từ bảng [I.154 STQTTB-I tr.172] ở nhiệt độ tºp = 57,23 ºC
CA = 2192,344 (J/kg. độ), CN = 4185,9878 (J/kg. độ)
CR = CN.aD + (1 – aD).CA = 0,995.4185,9878 + (1 – 0,995).2192,341 = 4194,8565(J/kg.độ)
Tính GR: GR = P.RX = 2910,11.3,2562 = 9475,9 (J/h)
Vậy: QR = GR.CR.tR = 9475,9.41948565.57,26 = 2276087331 (J/kg)
b. Nhiệt lượng do hơi mang ra ở đỉnh tháp Qy = P(Rx + 1)λd Λđ = ap λA + (1 – ap) λ
→Với λd, λN: Nhiệt lượng riêng của nước và acid acetic, (J/kg) λA = rA + tP.CA λN = rN + tP.CN
Tra bảng I.212[STQTTB-II-254] nội suy ở nhiệt độ tºP = 57,26 ºC được: rA=2177,136 (J/kg) rN=2425580,72 (J/kg)
λA = rA + tP.CA = 2177,136 + 57,26.2192,345 = 127710,5817 (J/kg)
λN = rN + tP.CN = 2425580,72 + 57,26.4185,9878 = 2665270,381 (J/kg)
λđ = ap λN + (1 – ap) λA = 0,995.2665270,381 + (1 – 0,995).217710,5817 = 2652582,582(J/kg)
Qy = P(Rx + 1)λđ = 2910,11.(3,2562 + 1).2652582,582 = 3,2855.1010 (J/kg)
c. Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra QW = CW .W. tW (J/h)
Từ xW = 0,8029 nội suy theo bảng IX.2a [STQTTB-II-254] ta có tºW = 101,2797 ºC CW = CN .aW + (1 - aW ).CA
Nội suy từ bảng I.154 [STQTTB-I-172] có: CA = 2436,7184 (J/kg. độ) CN = 6116,4 (J/kg. độ)
CW = CN .aW + (1 - aW ).CA = 6116,4.0,55 + (1 – 0,55).2436,7184 = 4460,5433 (J/kg. độ)
QW = CW .W. tW = 589,89.4460,5433.101,2797 = 266490173,6 (J/h)
d. Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra Qngt = D2.C2.θ2
Từ bảng [I.149 STQTTB-I tr.168]
Qngt = D2.C2.θ2 = 119,62.2154,51.D2 = 257722,4862.D2 (J/h)
Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường:
Qxq = 0,05D2.r2 = 0,05.405328,2948.D2 (J/h)
Lượng hơi đốt cần thiết cho sản phẩm đáy
Qy + QW + Qngt − Qxq − QF − QR D2 =
[IX. 163 STQTTB − II tr. 198] λ2
4.3. Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ
Phương trình cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ( ngưng tụ hoàn toàn)
P( Rx + 1)r = Gnl.Cn (t2 – t1) [STQTTB-II-198] Trong đó:
r: Ẩn nhiệt ngưng tụ, (J/kg)
Nhiệt độ của hơi đỉnh tháp là: tºd = 57,26 ºC
Tra bảng [I.212 STQTTB-I tr.254] nội suy ở nhiệt độ : tºP = 57,26 ºC được: rA=2177,136 (J/kg) rN=2425580,72 (J/kg) →rng = rN. aP+ (1 – aP) rA
=2425580,72.0,995 + (1 – 0,995).2177,136 = 2413463,702 (J/kg)
Gnl: Lượng nước lạnh tiêu tốn cần thiết, (Kg/h)
Cn: Nhiệt dung riêng của nước ở nhiệt độ trung bình ,(J/kg. độ)
t1, t2: Nhiệt độ vào và ra của nước lạnh, (ºC)
Nhiệt độ vào của nước lạnh lấy là nhiệt độ thường: t1 = 25 ºC
Nhiệt độ ra của nước lạnh chọn là: t2 = 45 ºC 25 + 45 ttb = = 35C 2
Tra từ bảng [I.153 STQTTB-I tr.172] ta có Cn = 2073,5 (J/kg. độ)
Vậy lượng nước lạnh cần thiết để ngưng tụ hoàn toàn sản phẩm đỉnh :
P. (1 + RX) 2910,11. (1 + 3.2562). 2413463,702 Gnl = = = 720838,8229(kg⁄h) Cn(t2 − t1) 2073,5(45 − 25)
4.4. Cân bằng nhiệt lượng tại thiết bị làm lạnh
Coi làm lạnh sau khi đã ngưng tụ hoàn toàn thì ta có phương trình cân bằng nhiệt
lượng của thiết bị làm lạnh:
P.CP (t1 – t2) = Gn4 .Cn.(t2 – t1 ) [IX.167 STQTTB-II tr.198] Trong đó:
Gn4 : Lượng nước lạnh tiêu tốn, (kg/h)
T1,t2: Nhiệt độ đầu vào và cuối của sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ, ºC
Chọn t1 = 15 ºC, t2 = 25 ºC Tính t,1 Hiệu số trung bình: Δt 45 − 25 tb = t2 − t1 T − t = 20,62C = 1 ln 57 ,26 − 25 T − t2 ln 57,26 − 45
Nhiệt độ cuối của sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ lấy là: t’2 = 25 ºC Vậy C t′1−t′2 P tại t = = 30,82C ′tb 2
Nội suy theo bảng I.154 [STQTTB-I-172] tại 30,82 ºC ta có: CA = 2051,346(J/kg.độ) CN = 4181,121 (J/kg.độ)
→CP = CN .aP + (1 – aP ).CA
= 0,995.4181,121 + (1 – 0,995).2051,346 =4170,47231(J/kg.độ)
Lượng nước lạnh tiêu tốn: P. CP(t′1 − t′2)
2910,11.4170,47213(36,64 − 5) G = = 9259,7032(kg⁄h) 2073,5. (45 − 25) = Cn(t2 − t1)
CHƯƠNG 5. TÍNH TOÁN THIẾT BỊ CHÍNH
5.1. Đường kính tháp chưng cất 4Vtb D = √ , (m) [IX. 89 STQTTB − II tr. 181] π. 3600. ωtb Hay là: gtb D = 0.0188
, (m) [IX. 90 STQTTB − II tr. 181] √ y y (ρ ω ) Trong đó:
Vtb : lượng hơi ( khí) trung bình đi trong tháp, m3/h;
ytb: tốc độ hơi ( khí) trung bình đi trong tháp, m/s;
gtb: lượng hơi ( khí) trung bình đi trong tháp, kg/h;
yy: tốc độ hơi ( khí) trung bình đi trong tháp, kg/m2.s.
5.1.1. Lượng hơi trung bình đi trong tháp
Vì lượng hơi và lượng lỏng thay đổi theo chiều cao tháp và khác nhau trong mỗi
đoạn nên ta phải tính đường kính trung bình riêng cho từng đoạn: chưng và cất.
a.Lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất
Lượng hơi trung bình đi trong đoạn luyện tính gần đúng bằng trung bình cộng
của lượng hơi đi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp và lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn luyện. gd + g1 g = tb , (kg⁄h) [IX. 91 STQTTB − II tr. 181] 2 Trong đó
gtb: lượng hơi trung bình đi trong đoạn luyện (kg/h)
gđ: lượng hơi đi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp (kg/h)
g1: lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn luyện (kg/h).
Lượng hơi ra khỏi đỉnh tháp:
Gđ = GD + GR = GD ( R+1) = 2910,11 ( 3,2562 +1) = 12386,01 (kg/h) Trong đó:
GD: là lượng sản phẩm đỉnh (kg/h) GD= 2910,11(kg/h)
GR: là lượng chất lỏng hồi lưu (kg/h) GR=GD.R
Lượng hơi đi vào đoạn luyện g1:
Lượng hơi g1, hàm lượng y1 và lượng lỏng G1 đối với đĩa thứ nhất của đoạn
luyện được xác định theo hệ phương trình sau: g1 = G1 + GD {g1y1 = G1x1 +
(∗) [IX. 93,94,95 STQTTB − II tr. 182] GDxD g1r1 = gdrd
Trong các phương trình trên ta coi x1 = xF (phần khối lượng)
G1: lượng lỏng đi vào đĩa thứ nhất của đoạn luyện (kg/h)
r1: ẩn nhiệt hoá hơi đi của hỗn hợp vào đĩa thứ nhất của đoạn luyện (kJ/kg)
rđ: ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp đi ra khỏi đỉnh tháp (kJ/kg).
Xác định ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp vào đĩa thứ nhất của đoạn luyện:
r1 = rN y1 + ( 1- y1) rA o
rN: ẩn nhiệt hóa hơi của nước ở tF=100,48 C o
rA: ẩn nhiệt hóa hơi của acid acetic ở tF=100.48 C
Từ bảng số liệu [I.212 STQTTB-I tr.254] r = 289,851 kj/kg
Dựa theo công thức nội suy: → { A rN = 2255,378 kj/kg
r1= rN y1 + ( 1- y1) rA = 2255,379.y1+(1-y1)389,851 = 389,851 – 1865,582.y1
Xác định ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi ra từ đỉnh tháp: r = rN yd + ( 1- yd) rA o
rN: ẩn nhiệt hóa hơi của nước ở tD= 100,03 C o
rA: ẩn nhiệt hóa hơi của acid acetic ở tD=100,03 C
Từ bảng số liệu [I.212 STQTTB-I tr.254] r = 391,051 kJ/kg
Dựa theo công thức nội suy: →{ A rN = 2256,604 kJ/kg
→rd=2256,604yd + (1 – yd)391,051= 391,051 + 1865,553yd
Mặt khác yd = yD = aD =0,995 phần khối lượng
rd = 391,051 + 1865,553. 0.995 = 22247,2782 (kJ/kg)
Thay các giá trị rđ, r1, x1=aF,xP=aP, GP vào công thức (*) g1 = G1 + GD g1 = G1 + 2910,11 {g1y1 = G1x1 + → { g1y1 = 0,92G1 + 2910,11.0,92 GDxD
389,851g1 + 1865,28g1y1 = 27834810,26 g1r1 = gdrd g1 = 13217,4826 →{G1 = 10307,3726 y1 = 0,92
Thay y1=0,92 vào r1 ta được r1=389,851 + 1865,528.0,92=2106,1368 (kJ/kg)
Vậy lượng hơi trung bình trong đoạn luyện : gd + g1 12386,01 + 13217,4826 gtb = 2 = 2 = 12801,7463 (kg⁄h)
b.Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng
Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng được xác định gần đúng bằng trung
bình cộng của lượng hơi đi ra khỏi đoạn chưng và lượng hơi đi vào đoạn chưng. g′d + g′1 g′tb = [IX. 96 STQTTB − II tr. 182] 2 Trong đó:
g’n: lượng hơi đi ra khỏi đĩa trên cùng của đoạn chưng
g’1: lượng hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn luyện.
Vì lượng hơi đi ra khỏi đoạn chưng bằng lượng hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn luyện
g’n=g1 nên ta có thể viết: g′ g tb 1 + g′1 = [IX. 97 STQTTB − II tr. 182] 2
Lượng hơi đi vào đoạn chưng g’1, lượng lỏng G’1 và hàm lượng lỏng x’1
được xác định theo hệ cân bằng vật liệu và cân bằng nhiệt lượng sau: G′1 = g′1 + GW
{G′1x′1 = g′1x′1 + GWxW g
(∗∗) [IX. 98,99,100 STQTTB − II tr. 181] ′1r′1 = g′nr′n = g1r1 Trong đó:
y’1=yw tìm theo đường cân bằng ứng với xw= 0,8029 (phần mol)ta được
yw= 0,866 (phần mol). Đổi yw từ phần mol sang phần khối lượng: 0,866.18 yW =
= 0,66 ( phần khối lượng) 0,866.18 + (1 − 0.866). 60
r’1: ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi vào trong đĩa thứ nhất của đoạn chưng
r′1 = rNy′1 + (1 − y′ ). r 1 A = rNyW + (1 − yW). rA
r’n: ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp đi vào đĩa trên cùng của đoạn chưng
r′n = rNy′n + (1 − y′ ). r n A
Từ bảng số liệu [I.212 STQTTB-I tr.254]
rN: ẩn nhiệt hóa hơi của nước ở o tF=101,82 C o
rA: ẩn nhiệt hóa hơi của nước ở tF=101,82 C r = 956,6532 kJ/kg
Dựa theo công thức nội suy ta có: → { N rA = 954,724 kJ/kg
→ r′1 = 958,6532.0,66 + (1-0,66).954,724 = 957,317 kJ/kg
Thay yW, r’1, r1, x1,g1, GW, xW vào hệ (**) G′1 = g′1 + GW G′1 = g′1 + 589,89 {G′1x′1 = g′1yW + GWxW
G′1x′1 = g′1. 0,66 + 589,89.0,55 →{ g′1r′1 = g′nr′n = g1r1
957,317. g′1 = 13217,4826.2106,1368 G′1 = 29668,896 {g′1 = 29079,006 x′1 = 0,658
Vậy lượng hơi trung bình trong đoạn chưng là : g′tb g1 + g′1 13217,4826 + 29079,006 = = = 21148,2443 (kg⁄h) 2 2
5.1.2. Khối lượng riêng trung bình:
Khối lượng riêng trung bình của pha hơi:
[ytb1. M1 + (1 − ytb1). M2]. 273 ρ = yt , (kg⁄m3)
[IX. 102 STQTTB − II tr. 183] 22,4. T b
Khối lượng riêng trung bình của pha lỏng: 1 atb1 1 − ρ = , (kg⁄m3)
[IX. 104 STQTTB − II tr. 183] xt ρ atb1 xtb1 + b ρxtb2
a.Khối lượng riêng trung bình của đoạn cất
Khối lượng riêng trug bình của đoạn cất đối với pha hơi: đó: Tro ρytb ng [ytbc. ( − ytbc). MA]. 273 M = N + 1 22,4. T (kg⁄m3)
MN, MA: khối lượng phần mol của cấu tử nước và Acid acetic. o
T: nhiệt độ làm việc trung bình của tháp ( K)
ytbc: nồng độ phần mol của cấu tử nước trong đoạn cất lấy theo giá trị trung bình.
y1 = 0,92 phần khối lượng, đổi sang nồng độ phần mol ta được: 0 ,92 18 y1 = = 0,9745 (phần mol) 0, 92 (1 − 0,92) 18 + 60 y 1 + y∗ 0,9745 + 0.99895 y D tbc = = = 0,987(phần mol) 2 2 Với ytbc = 0,987 phần mol
Nội suy từ số liệu trong bảng IX.2a trong [STQTTB-II tr. 148] ta
được: ttb = 100,11C → T = 373,11K
Vậy khối lượng riêng trung bình của đoạn cất đối với pha hơi:
[ytbc. MN + (1 − ytbc). MA]. 273 [0,987.18 + (1 − 0,987). 60]. 273 ρ = ytbc = 22,4. T 22,4.373,11 = 0,6058 (kg⁄m3)
Khối lượng riêng trug bình của đoạn cất đối với pha lỏng: 1 atbc 1 − a = tbc + , (kg⁄m3) ρ ρ ρ xtbc xtb xtbA Trong đó: N
xtbc: khối lượng riêng trung bình đối với pha lỏng (kg/m3)
xN, xA: khối lượng riêng của cấu tử nước và acid acid acetic của pha lỏng lấy theo 3 ttb, (kg/m )
atbc: phần khối lượng trung bình của cấu tử nước trong pha lỏng ở đoạn cất. a 0,92 + 0,995 tbc = aF + aD =
= 0,9575 (phần khối lượng) 2 2 xF + xD
0,9746 + 0,9985 = 0,98655 (phần mol) xtbc = 2 2 =
Với xtbc = 0,98655 phần mol. Nội suy theo bảng IX.2a trong [STQTTB-II-148] ta o được txtb = 100,12 C o
Với txtb = 100,12 C nội suy theo bảng I.2 trong [STQTTB- I tr.9] ta được: N = 957,91 kg/m3 A= 957,784 kg/m3
Vậy khối lượng riêng trung bình của đoạn cất đối với pha lỏng: 1 a 0,9575 1 − 0,9575 tbc 1 − a = tbc + = + = 1,044. 10−3 (kg⁄m3) ρxtbc ρxtbN ρxtbA 957,91 957,784 →xtbc = 957,854 kg/m3
b.Khối lượng riêng trung bình của đoạn chưng
Khối lượng riêng trung bình của đoạn chưng đối với pha hơi:
[ytbC. MN + (1 − ytbC). MA]. ρytbC 273 (kg⁄m3) = 22,4. T Trong đó:
MN, MA: khối lượng phần mol của cấu tử nước và Acid acetic. o
T: nhiệt độ làm việc trung bình của tháp ( K)
ytbC: nồng độ phần mol của cấu tử nước trong đoạn chưng lấy theo giá trị trung bình. y1 + y∗ 0,9745 + 0,866 y W tbC = = = 0,9202 (phần mol) 2 2 Với ytbC = 0,9202 phần mol
Nội suy từ số liệu trong bảng IX.2a trong [STQTTB-II tr. 148] ta
được: ttb = 100,07C → T = 373,07K
Vậy khối lượng riêng trung bình của đoạn chưng đối với pha hơi:
[ytbC. MN + (1 − ytbC). MA]. 273 [0,9202.18 + (1 − 0,9202). 60]. 273 ρ = ytbC = 22,4. T 22,4.373,07 = 0,6975 (kg⁄m3)
Khối lượng riêng trung bình của đoạn chưng đối với pha lỏng: 1 atbC 1 − a = tbC + , (kg⁄m3) ρ ρ ρ xtbC xtb xtbA Trong đó: N 3
xtbC: khối lượng riêng trung bình đối với pha lỏng (kg/m )
xN, xA: khối lượng riêng của cấu tử nước và acid acid acetic của pha lỏng lấy theo 3 ttb, (kg/m )
atbC: phần khối lượng trung bình của cấu tử nước trong pha lỏng ở đoạn chưng. a 0,92 + 0,55 tbC = aF + aW =
= 0,735 (phần khối lượng) 2 2 xF + xW 0,9746 + 0,8029 x = = 0,88875 (phần mol) tbC = 2 2
Với xtbC = 0,88875. Nội suy theo bảng IX.2a trong [STQTTB-II tr. 148],
ta được txtbC =100,679C
Với txtbC = 100,679C nội suy theo bảng I.2 trong [STQTTB- I tr.9] ta được: N = 957,49 kg/m3 A= 956,78 kg/m3
Vậy khối lượng riêng trung bình của đoạn chưng đối với pha lỏng: 1 atbC N 1 − ρxtbA = a ρ ρ tbC xtbC xtb + 0,735 1 − 0,735 = + = 1,0446. 10−3 (kg⁄m3) 957,49 956,78 →xtbC = 957,3 kg/m3
5.1.3. Tốc độ của khí (hơi) đi trong tháp:
Tốc độ của khí (hơi) đi trong tháp được xác định theo công thức: ω = (0,8 ÷ 0,9)ωs
Với s là tốc độ sặc (m/s), được tính theo công thức: Y = 1,2e−4X
, [IX. 144 STQTTB − II, tr. 187] Với: ω2. σ . ρ 0,16 s d Y = ytb . (μx) g. d V3. ρxtb μn 1 1 G 4 ρytb 8 x X = ( ) . ( ) G ρ y xtb Trong đó: s : tốc độ sặc, m/s;
d: bề mặt riêng của đệm, m2/m3;
Vd: thế tích tự do của đệm,
m3/m3; g: gia tốc trọng trường
Gx, Gy: lượng lỏng và lượng hơi trung bình, kg/s;
xtb, ytb: khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và hơi, kg/m3;
x: độ nhớt của pha lỏng theo nhiệt độ trung bình
n = 1,005.10-3, độ nhớ của nước ở 20C, N.s/m2 (tra bảng I.102 trong [STQTTB-I tr.94])
a.Tốc độ hơi đi trong đoạn cất Tính Gx,Gy Gy = gtb = 12801,7463 kg/h
G1 + GR G1 + GD.R 10307,3726 + 2910,11.3,2562 G = x = = 2 2 2 = 9891,6364 kg/h Tính độ nhớt
Độ nhớt của pha lỏng ở txtb = 100,12C
Nội suy theo bảng I.101 trong [STQTTB-I tr. 91] ta được 2 N = 0,2837.10-3 N.s/m 2 A =0,375.10-3 N.s/m
Vậy độ nhớt của pha lỏng trong đoạn cất tính theo nhiệt độ trung bình là:
lgμhc = xtbclgμN + (1 − xtbc)lgμA [STQTTB − I tr. 84]
→lgμhh = lgμxc = 0,98655. lg(0,2837. 10−3) + (1 − 0,98655). lg(0,375. 10−3) = −3,546 →hc = 2,85.10-4 N.s/m2 Thay số liệu ta có: 1 1 1 1 G 4 ρytb 8 9891,6364 4 0,6058 8 x X = ( ) . ( ) = ( ) . ( ) = 0,3734 Gy ρxtb 12801,7463 957,854
Y = 1,2e−4X = 1,2e−4.0,373 = 0,2699
Chọn đệm vòng loại Rasiga loại đổ lộn xộn kích thước: 25 x 25 x 30 tra từ bảng IX.8 [STQTTB-II tr.193] Bề mặt Khối lượng Kích thước riêng, Thể tích tự do, Số đệm trong riêng xốp, , đệm (mm) 3 3 3 2 3 Vd, m /m 1m 3 , m /m kg/m 25 x 25 x 30 195 0,75 3 46.10 600
Với loại đệm vòng ta đã chọn như trên nên: ω2. 195.0,6058 2,85. 10−4 0,16 Y = 0,2699 = s . ( ) 9,81. 0,753. 1,005. 10−3 957,854 →s= 3,3288 m/s.
→Vận tốc hơi đi trong đoạn cất là:
ωc = 0,85ωc = 0,85. 3,3288 = 2,8294 m⁄s
b. Tốc độ hơi đi trong đoạn chưng Tính Gx,Gy G1 + G′1 10307,3726 + 29668,896 G = = 19988,1343 kg⁄h xC = 2 2 GyC = g′ = 21148,2443 kg⁄h tb Tính độ nhớt
lg μxC = xtbC. lg μN + (1 − xtbC) lg μA[I. 12 STQTTB − I tr. 84]
μN ; μA; lần lượt là độ nhớt của 2 cấu tử Nước và Acid acetic ở txtbC =100,679C
Từ bảng I.101[STQTTB-I tr.91] nội suy với txtbC =100,679C 2 N = 0,2822.10-3 N.s/m 2 A = 0,378.10-3 N.s/m
Vậy độ nhớt của pha lỏng trong đoạn chưng tính theo nhiệt độ trung bình là:
lgμhC = xtbClgμN + (1 − xtbC)lgμA [STQTTB − I tr. 84]
→lgμhh = lgμxc = 0,88875. lg(0,2822. 10−3) + (1 − 0,88875). lg(0,378. 10−3) = −3,5353 2 →hc = 2,915.10-4 N.s/m Thay số liệu ta có: 1 1 1 1 G ρ x ytb 8 19988,1343 4 0,6975 8 4 . ( ) = ( ) . ( ) X = ( ) = 0,3997 ρxtb 21148,2443 957,3 Gy
Y = 1,2e−4X = 1,2e−4.0,3997 = 0,2426
Chọn đệm vòng loại Rasiga loại đổ lộn xộn kích thước: 25 x 25 x 30 tra từ bảng IX.8 [STQTTB-II tr.193] Bề mặt Khối lượng Kích thước riêng, Thể tích tự do, Số đệm trong riêng xốp, , đệm (mm) 3 3 3 2 3 Vd,0 m /m 1m 3 , m /m kg/m 25 x 25 x 30 195 0,75 3 46.10 600
Với loại đệm vòng ta đã chọn như trên nên: ω2. 195.0,6975 2,915. 10−4 0,16 Y = 0,2426 = s . ( ) 9,81. 0,753. 1,005. 10−3 957,3 →s= 2,935 m/s.
→Vận tốc hơi đi trong đoạn chưng là:
ωC = 0,85ωc = 0,8.2,935 = 2,4946 m⁄s
5.1.4. Đường kính tháp chưng cất
a. Đường kính đoạn cất
Suất lượng mol của pha hơi trong phần cất: nHc = nHD = 685,71 kmol/h
Suất lượng thể tích của pha hơi trong phần cất: n R. T 22,4 685,71. . (100,11 + 273) Hc. Hc 273 Q = = = 5,83 m3⁄s Hc 3600. P 3600.1 Đường kính phần cất: 4. QHc D = √ = √ 4.2,3325 = 1,62 m c π. ωc π. 2,8294
Quy chuẩn ta lấy đường kính là: Dc = 1,7 m
Thử lại điều kiện làm việc thực tế:
Tốc độ hơi thực tế đi trong đoạn cất: 4.5,83 4. QHc ωttc = = = 2,569 m/s c π. D2 π. 1,72
Tỷ số giữa tốc độ thực tế với tốc độ sặc: ω 2,569 tt = = 0,7717 ωs 3,3288
Vậy chọn đường kính đoạn cất là 1,7m có thể chấp nhận được.
b. Đường kính đoạn chưng
Suất lượng mol của pha hơi trong phần cất: nHC = nHD = 685,71 kmol/h
Suất lượng thể tích của pha hơi trong phần cất: n R. T 22,4 685,71. . (100,07 + 273) Hc. Hc 273 Q = = = 5,8306 m3⁄s Hc 3600. P 3600.1 Đường kính phần cất: = 1,72 m c π. ωc π. 2,4946
Quy chuẩn ta lấy đường kính là: DC = 1,7 m
Thử lại điều kiện làm việc thực tế:
Tốc độ hơi thực tế đi trong đoạn chưng: ω 4.5,8306 ttC = 4. QHc = π. D2 = 2,56877 m/s c π. 1,72
Tỷ số giữa tốc độ thực tế với tốc độ sặc: ω 2,56877 tt = = 0,875 ωs 2,935
Vậy chọn đường kính đoạn chưng là 1,7m có thể chấp nhận được.
Quy chuẩn ta lấy đường kính tháp chưng là DC = Dc = D = 1,7m.
5.2. Chiều cao tháp chưng cất
Đối với tháp đệm chiều cao làm việc của tháp hay chiều cao lớp đệm được xác định theo công thức:
H = hđ.v. my′ , m [IX. 68 STQTTB − II tr. 175] 4. QHc 4.5,8306 D = √ = √ Hay:
H = hđ.v. mx′ , m [IX. 69 STQTTB − II tr. 175] Trong đó:
hđ.v: chiều cao của một đơn vị chuyển khối,m;
my’, mx’: số đơn vị chuyển khối xác định theo nồng độ trong pha hơi (khí) và pha lỏng;
5.2.1. Chiều cao của một đơn vị chuyển khối
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối được xác định theo công thức: m. Gy h + . h [ đ.v = h1 2 IX. 75 STQTTB − II tr. 177] GX Trong đó:
h1: chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối đối với pha hơi, m;
h2: chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối đối với pha lỏng, m;
m: hệ số phân bố trung bình ở điều kiện cân bằng pha
Gx, Gy: lượng lỏng và lượng hơi trung bình đi trong tháp, kg/h. Với: V 2 h d 1 = . R y e0,25 . Pr3 , m [IX. 76 STQTTB − II tr. 177] y a. ψ. σđ 2 μx 3 h1 = 256 ( ) ρ . R x e0,25 . P x r0,5 , m [IX. 77 STQTTB − II tr. 177] x
a: hệ số phụ thuộc vào dạng đệm, với đệm vòng a = 0,123;
x: độ nhớt của pha lỏng, N.s/m2;
Vd: thể tích tự do của đệm m3/m3;
x: khối lượng riêng của lỏng, kg/m3;
: hệ số thấm ướt của đệm, nó phụ thuộc vào tỉ số giữa mật độ tưới thực tế lên tiết
diện ngnag của tháp và mật độ tưới thích hợp, xác định bằng đồ thị (hình IX.16 STQTTB-II tr.178). aa
Xác định chỉ số Re Đoạn chưng
Chuẩn số Re trong pha hơi của đoạn chưng Re 0,4. ρ y yC. ωsC = μyC. σd − II tr. 178] [STQTTB
Ta có hh = yC được tính theo: Mhh mN. MN m = + A. [STQTTB − I tr. 85] μ M hh μN A μA
Mhh = ytbC. MN + (1 − ytbC). MA = 0,9202.18 + (1 − 0,9202). 60 = 21,3516 đvC
Trong đó mN, mA: nồng độ của nước và acid acetic tính theo phần thể tích
Trong cùng điều kiện nhiệt độ và áp suất tỉ lệ mol bằng tỉ lệ thể tích nên ta có: m1 = ytbC = 0,9202 phần mol
Tại nhiệt độ ttb = 100,07C tra theo [I.101STQTTB – 1 tr.91] ta có: N = 0,2838.10-3 N.s/m2 A = 0,389.10-3 N.s/m2 Mhh 21,3516 μyC = M = N M 18 60 A y + (1 − y C. μ 0,9202. μ C). N A
0,2838. 10−3 + (1 − 0,9202). 0,389. 10−3 = 3,021. 10−4 N . s⁄m2 0,4. ρyC. ωsC 0,4.0,6975.2,935 = = 13,9 Rey = μ 3,021. 10−4. 195 yC. σd
Chuẩn số Re của pha lỏng trong đoạn chưng Ta có: 0,04. Gx Rex = t . μ F . σ d x Trong đó: π. D2 Ft = (m2) 4 Gx = 19988,1343 kg/h d = 195 (m2/m3) x = 2,915.10-4 N.s/m2
Vậy chuẩn số Re của pha lỏng: 0,04.19988,1343 0,04. Gx = 1,7 = 1,72 Rex = . 2 t . 2,915. 10−4. F . σ d 3,14. μx 195.3600 4
Chuẩn số Re pha hơi của đoạn cất0,4. ρyc. ωs Rey = μy . σd c Trong đó: μyc = Mhh MN MA y + (1 − y c. μ c). N A μ
Mhh = ytbc. MN + (1 − ytbc). MA = 0,987.18 + (1 − 0,987). 60 = 18,546 đvC
Tại nhiệt độ ttb = 100,11C tra theo [I.101STQTTB – 1 tr.117] ta có: 2 N = 0,284.10-3 N.s/m 2 A =0,38.10-3 N.s/m Mhh 18,546 μyc = M = N M 18 60 A μ y + (1 − y c. 0,987. μ c). N A
0,284. 10−3 + (1 − 0,987). 0,38. 10−3 = 2,87. 10−4 N . s⁄m2 0,4. ρyc. ωs 0,4.0,6058.3,3288 = = 14,41 Rey = μ 2,87. 10−4. 195 yc. σd
Chuẩn số Re pha lỏng trong đoạn cất Ta có: 0,04. Gx Rex = t . μ F . σ d x Trong đó: π. D2 Ft = (m2) 4 Gx = 9891,63654 kg/h
Vậy chuẩn số Re của pha lỏng: 0,04. G d = 195 (m2/m3) x x = 2,85.10-4 N.s/m2 0,04.9891,63654 = = 0,872 Re 1,7 x = . t d π. 2 . 2,85. 10−4. F . σ μx 195.3600 4 aa
Xác định chỉ số khuếch tán Đoạn chưng
Hệ số khuếch tán của pha hơi đoạn chưng 3 DyC = 0, 0043. 1 0 − 4 . T C 2 1 1 . √ + , m2⁄s
[VIII. 5 STQTTB − II tr. 127] 1 1 2 MN MA PC. (V3 + V3) N A Trong đó:
DyC : hệ số khuếch tán của pha hơi, m2/s;
PC : áp suất của hệ 2 cấu tử Nước và Acid acetic ( = 2,5 at);
VN, VA: lần lượt là thể tích mol của hơi Nước và Acid acetic,
cm3/mol; TC: nhiệt độ của đoạn chưng, K;
MN, MA: khối lượng phần mol của 2 cấu tử Nước và Acid acetic, đvC;
Tra bảng [VIII.2 STQTTB-II tr.127] ta có thể tính nguyên tử của C = 14,8; H = 3,7;
O = 11 ( trong các acid); O = 7,4 ( trong andehit và xetone)
VA = 2.14,8 + 4.3,7 + 2.11 = 66,4 cm3/mol.
VB = 2.3,7 + 7,4 = 14,8 cm3/mol.
Mà T = 100,07 + 273 = 373,07K Thay vào ta được: 3 3 DyC = 0 , 0043. 1 0 − 4 . T C 2 1 1 0,0043. 10−4. (373,07)2 1 1 . √ + = . √ + 1 1 2 MN 1 1 2 18 60 MA PC. (V3 + V3) 1. (66,43 + 14,83) N A = 1,968. 10−5 m2⁄s
Hệ số khuếch tán của hỗn hợp lỏng ở 20C 1 10−6. √ M D = N 1 + MA , m2⁄s
[VIII. 14 STQTTB − II tr. 133] xC20 1 1 2 A. B, √μN20. (V3 + V3) N A Trong đó:
A, B: là hệ số phụ thuộc vào bản chất dung môi và chất tan, là hệ số liên hợp kể đến
ảnh hưởng của Nước và Acid acetic (kg/kmol) Ta có: A = 1,0; B = 4,7
DxC20: hệ số khuếch tán của pha lỏng ở 20C, m2/s;
MA, MB: là thể tích mol của Nước – Acid acetic, cm3/mol;
N20: độ nhớt của dung môi nước ở 20C.
Từ bảng [I.102 STQTTB-I tr.94], ta được: N20 = 1,005 Cp 1 1 1 1 10−6. √ + 10−6. √ + → D = MN 18 60 = MA 20 1 2 1 1 2 1 A. B, √μN20. (V3 +
1.4,7. √1,005. (66,43 + 14,83) V3) N A = 1,348.10−9 m2⁄s
Hệ số khuếch tán của hỗn hợp lỏng ở đoạn chưng DxC = D20[1 + b(ttbC − 20)]
[VIII. 15 STQTTB − II tr. 134]
b: là hệ số hiệu chỉnh: 0,2. √μN20 b =
[VIII. 16 STQTTB − II tr. 135] 3√ρN20
Nội suy từ bảng [I.2 STQTTB – I tr.9], ta có: N20 = 998 kg/m3 → b = 0,2. 0,2. √1,005 √μN20 = 0,02006 = 3√998 3√ρN20
→ DxC = D20[1 + b(ttbC − 20)] = 1,348. 10−9. [1 + 0,02006. (100,679 − 20)] = 3,53.10−9 m2⁄s Đoạn cất
Hệ số khuếch tán của pha hơi trong đoạn cất 3 Dyc = 0, 0043. 1 0 − 4 . T C 2 1 1 . √ + , m2⁄s
[VIII. 5 STQTTB − II tr. 127] 1 1 2 MN MA Pc. (V3 + V3) N A Trong đó:
Dyc : hệ số khuếch tán của pha hơi, m2/s;
Pc : áp suất của hệ 2 cấu tử Nước và Acid acetic ( = 2,5 at);
VN, VA: lần lượt là thể tích mol của hơi Nước và Acid acetic,
cm3/mol; Tc: nhiệt độ của đoạn chưng, K;
MN, MA: khối lượng phần mol của 2 cấu tử Nước và Acid acetic, đvC;
Ta có, T = 100,11 + 273 = 373,11K Thay vào ta được: 3 3 Dyc = 0 , 0043. 1 0−4 . T2 c 1 1 0,0043. 10−4. (373,11)2 1 1 . √ + = . √ + 1 1 2 MN 1 1 2 18 60 MA Pc. (V3 + V3) 1. (66,43 + 14,83) N A = 1,9684. 10−6 m2⁄s
Hệ số khuếch tán của hỗn hợp lỏng ở đoạn cất Dxc = D20[1 + b(ttbc − 20)]
[VIII. 15 STQTTB − II tr. 134]
b: là hệ số hiệu chỉnh: 0,2. √μN20 b =
[VIII. 16 STQTTB − II tr. 135] 3√ρN20
Nội suy từ bảng [I.2 STQTTB – I tr.9], ta có: N20 = 998 kg/m3 → b = 0,2. 0,2. √1,005 √μN20 = 0,02006 = 3√998 3√ρN20
→ DxC = D20[1 + b(ttbC − 20)] = 1,348. 10−9. [1 + 0,02006. (100,12 − 20)] = 3,5145.10−9 m2⁄s aa
Xác định chỉ số Prand Đoạn chưng
Chuẩn số Prand trong pha hơi đoạn chưng μyC Pr = yC [STQTTB − II tr. 178] ρyC. DyC Thay số ta được: μxC 3,021.10−4 Pr = = 22,0036 yC = ρ 0,6975. 1,9684.10−5 xC. DxC
Chuẩn số Prand trong pha lỏng đoạn chưng PrxC = μ 2,915. 10−4 = = 86,26 ρ yC . 957,3. 3,53.10−5 D Đoạn cất yC yC
Chuẩn số Prand trong pha hơi đoạn cất Pryc = μ 2,87.10−4 = = 24,068 ρ yc . 0,6058. 1,9684.10−5 D yc yc
Chuẩn số Prand trong pha lỏng đoạn chưng Prxc = 2,85. 10−4 = = 84,66 ρ μxc . 957,854. 3,5145.10−5 D xc xc aa
Tính hệ số thấm ướt Đoạn chưng
Mật độ tưới thích hợp Uth = σd. B (m3⁄m2. h)
B = 0,065 m3/m.h. Hệ số này được cho trong bảng [IX.6 STQTTB-II tr.177]
d: bề mặt riêng của đệm, m2/m3;
Với loại đệm vòng Rasiga loại: 25 x 25 x 30 thì: Vd = 0,75, m3/m3; d = 195, m2/m3; a = 0,123
→Uth = 195.0,065 = 12,675 m3/m2.h
Mật độ tưới thực tế VxC U = tt m3⁄m2. h [STQTTB − II tr. 177] F C t Trong đó:
VxC: lưu lượng thể tích của pha lỏng trong đoạn chưng,
m3/s; Ft: tiết diện ngang của tháp ( đoạn chưng) Mà: π. D2 1,34.1,72 F = t = = 2,2687 m2 4 4 G 19988,1343 xC V = = = 20,8797 m3⁄h xC ρ 957,3 xC V 20,8797 xC U = = = 9,2034 m3⁄m2. h ttC Ft 2,2687 Utt 9,2034 = = 0,7261 C → 12,675 Uth
Từ hình [IX.6 STQTTB-II tr.178] nội suy được: C = 0,78.
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha hơi đoạn chưng: V 2 0,75 2 h d 1C = . R . Pr3 = . 13,90,25. 22,00363 x e0,25 C xC a. ψC. 0,123.0,78.195 σd = 0,6078 m
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha lỏng đoạn chưng: 2 2 μxC 3 0,25 0,5 2,915. 10−4 3 0,25 0,5 h = 265. ( 2C = 256. ( ) ρ xC . Re . Pr xC xC = 0,123 m ) 957, 3 . 1,72 . 86, 26 Đoạn cất
Mật độ tưới thích hợp Uth = σd. B (m3⁄m2. h)
B = 0,065 m3/m.h. Hệ số này được cho trong bảng [IX.6 STQTTB-II tr.177]
d: bề mặt riêng của đệm, m2/m3;
Với loại đệm vòng Rasiga loại: 25 x 25 x 30 thì: Vd = 0,75, m3/m3; d = 195, m2/m3; a = 0,123
→Uth = 195.0,065 = 12,675 m3/m2.h
Mật độ tưới thực tế Vxc U = tt m3⁄m2. h [STQTTB − II tr. 177] F c t Trong đó:
VxC: lưu lượng thể tích của pha lỏng trong đoạn chưng,
m3/s; Ft: tiết diện ngang của tháp ( đoạn chưng) Mà: π. D2 1,34.1,72 F = t = = 2,2687 m2 4 4 G 9891,6364 xC V = = = 10,3269 m3⁄h xC ρ 957,854 xC V 10,3269 xC U = = = 4,552 m3⁄m2. h ttC Ft 2,2687 Utt 4,552 = = 0,36 C → 12,675 Uth
Từ hình [IX.6 STQTTB-II tr.178] nội suy được: C = 0,38.
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha hơi đoạn chưng: V 2 0,75 2 h d 1c = . R x e0,25 c . Pr3 = . 14,410,25. 24,0683 xc a. ψc. 0,123.0,38.195 σd = 1,3365m
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha lỏng đoạn chưng 2 2 μxc 3 2,85. 10−4 3 h = 265. ( ) 2C = 256. ( ) . 0,8720,25. 84, 660,5 ρ . R x e0,25 c . P x r0,5 c xc 957,854 = 0,1 m
5.2.2. Số đơn vị chuyển khối
a. Đoạn chưng
Số đơn vị chuyển khối được xác định theo công thức: yF dy m = ∫ y [IX. 74 STQTTB − II tr. 176] y∗ − y yW
Dựa vào đường làm việc của đoạn chưng: y = 1,0327x – 0,02626 (*)
Thay xF = 0,9746 ( phần mol) và xW = 0,8029 ( phần mol) vào (*). Ta được khoảng giá trị y = 0,8029 0,9802
Với mỗi khoảng giá trị y trong khoảng (0,8029 0,9802) tìm được y*. Từ đó xây dượng đồ thị : 1 y∗−y = f(y)
Ta chia đoạn [0,8029 0,9802] ra thành 4 đoạn bằng nhau có độ dài: yF − yW 0,9802 − 0,8029 h = = 0,044325 C = 2 4 Ta được bảng sau: X Y y* y* - y 1 y∗ − y 0,8029 0,8029 0,866 0,0631 15,8479 0,8459 0,8473 0,9099 0,0626 15,9744 0,88885 0,8917 0,9226 0,0309 32,3625 0,9317 0,9359 0,9522 0,0163 61,3497 0,9746 0,9802 0,98614 0,00594 168,35
Từ bảng số liệu trên ta vẽ đồ thị 1 − y, tư đồ thị ta tính diện tích giới hạn bởi đường y∗−y
cong, trục hoành và hai trục tung độ yW và yF chính là số đơn vị chuyển khối cần tìm
(yW và yF là nồng độ đầu và cuối của hơi).
Áp dụng công thức SIMSON: 1 h F = → m [F y∗ − y
yC = 3 0 + F4 + 4(F1 + F3) + 2. F2] 0,04433 =
[15,8474 + 168,35 + 4. (15,9744 + 61,3497) + 2.32,3625) = 8,2486 3 b. Đoạn cất
Số đơn vị chuyển khối được xác định theo công thức: yc dy m = ∫ y [IX. 74 STQTTB − II tr. 176] y∗ − y yd
Dựa vào đường làm việc của đoạn cất: y = 0,765x + 0,2346 (**)
Thay xF = 0,9746 ( phần mol) và xD = 0,9985 ( phần mol) vào (**). Ta được khoảng
giá trị y = 0,9802 0,9985
Với mỗi khoảng giá trị y trong khoảng (0,9802 0,9985) tìm được y*. Từ đó xây dượng đồ thị : 1 y∗−y = f(y)
Ta chia đoạn [0,9802 0,9985] ra thành 4 đoạn bằng nhau có độ dài:
h = yF − yW 0,9985 − 0,9802 −3 C = = 4,575. 10 2 4 Ta được bảng sau: X Y y* y* - y 1 y∗ − y 0,9746 0,9802 0,98614 0,00594 168,35 0,981 0,9847 0,9867 2.10-3 1 2.1. 10−3 0,987 0,9894 0,9909 1,5.10-3 1 1,5. 10−3 0,993 0,994 0,9951 1,1.10-3 1 1,5. 10−3 0,9985 0,9985 0,99896 4,5.10-3 1 4,5. 10−3
Từ bảng số liệu trên ta vẽ đồ thị 1
y∗−y − y, tư đồ thị ta tính diện tích giới hạn bởi đường
cong, trục hoành và hai trục tung độ yW và yF chính là số đơn vị chuyển khối cần tìm
(yW và yF là nồng độ đầu và cuối của hơi).
Áp dụng công thức SIMSON: 1 h F = → m [F y∗ − y
yC = 3 0 + F4 + 4(F1 + F3) + 2. F2] 4,575. 10−3 1 1 1 1 = [168,35 + + 4. ( + ) + 2. ) 3 4,5.10−3 2.10−3 1,1.10−3 1,5.10−3 = 11,2244 5.2.3. Tính m a. Xác định mC
Chọn các giá trị x bất kì, tại mỗi giá trị x đó ta tìm góc nghiêng của đường cân bằng, từ
các giá trị tìm được tính m theo công thức: ycb − y m = tgα = [STQTTB − II tr. 169] x − xcb
Chia đường cân bằng thành 6 phần từ xW → xF X 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 xcb 0,0104 0,0551 0,1346 0,2582 0,4360 0,6880 Y 2,5589 3,3673 4,1758 4,9843 5,7927 6,6012 ycb 6,2801 7,0427 7,3346 7,556 7,7317 7,8726 M 5,396 4,35 3,272 2,468 1,822 1,256 mC = ∑ mC
5,396 + 4,35 + 3,272 + 2,468 + 1,822 + 1,256 = = 3,09 6 6 b. Xác định mc
Chọn các giá trị x bất kì, tại mỗi giá trị x đó ta tìm góc nghiêng của đường cân bằng, từ
các giá trị tìm được tính m theo công thức: ycb − y m = tgα = [STQTTB − II tr. 169] x − xcb
Chia đường cân bằng thành 6 phần từ xF → xW X 3 4 5 6 7 8 xcb 0.9182 1,186 1,562 2,4290 4,8211 7,2708 Y 7,087 7,4476 7,807 8,1667 8,5262 8,8685 ycb 8,27 8,42 8,55 8,69 8,82 9,04 M 0,568 0,3468 0,2161 0,141 0,1348 0,21 ∑ mC
0,568 + 0,3468 + 0,2161 + 0,141 + 0,1348 + 0,21 m = = 0,269 C = 6 6
5.2.4. Xác định chiều cao tháp
a. Đoạn chưng
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối mC. GyC 3,09.21148,2443 hđvC = h1C + . h G 2C = 0,6078 + . 0,123 = 1,0099 m xC 19988,1343
Vậy chiều cao lớp đệm đoạn chưng là:
HC′ = myC. hđvC = 1,0099.0,87 = 2,27 m b. Đoạn cất
Chiều cao của một đơn vị chuyển khối mc. Gyc 0,269.12801,7463 hđvc = h1c + . h G 2c = 1,342 + . 0,1 = 1,38 m xc 9891,6364
Vậy chiều cao lớp đệm đoạn cất là:
Hc′ = myc. hđvc = 3,23.1,38 = 4,48 m
5.2.5. Chiều cao toàn tháp
Chọn: khoảng cách giữa 2 ngăn đệm là 100 mm = 0,1m
Đoạn chưng có HC’ = 2,27m, ta chia lớp đệm đoạn chưng ra thành các ngăn đệm nhỏ
có chiều cao là 0,5m. Vậy ở đoạn chưng ta sẽ chia thành 4 ngăn đệm, vậy số khoảng
cách giữa các ngăn đệm là: 4 – 1 = 3 ( khoảng cách).
Do đó chiều cao toàn bộ lớp đệm đệm đoạn chưng là:
HC = HC’ + 4.0,1 = 2,27 + 4.0,1 = 2,67 m
Đoạn cất có Hc’ = 4,48m, ta chia lớp đệm đoạn chưng ra thành các ngăn đệm nhỏ có
chiều cao là 0,5m. Vậy ở đoạn chưng ta sẽ chia thành 9 ngăn đệm, vậy số khoảng cách
giữa các ngăn đệm là: 9 – 1 = 8 ( khoảng cách).
Do đó chiều cao toàn bộ lớp đệm đoạn cất là:
Hc = Hc’ + 8.0,1 = 4,48 +8.0,1 = 5,28 m
Chiều cao của lớp đệm
H = HC + Hc = 2,67 + 5,28 = 7,95 m
Với đường kính tháp D = 1,7 m
Khoảng không gian giữa hai lớp đệm đoạn chưng và cất là: 0,5 m
Khoảng cách từ đệm đến nắp Zn = 0,6 m
Khoảng cách từ đệm đến đáy Zđ = 1,5 m
→Chiều cao của toàn tháp: HT = 7,95 + 0,6 + 0,5 + 1,5 = 10,55 m 11,00 m
5.3. Trở lực của tháp đệm
Trở lực đối với tháp đệm có thể xác định theo công thức: G m c x ρ n μx ∆P = ∆P y . ( ) . ( ) k. [1 + A. ( ) ρ μ ] , N⁄m2
[IX. 188 STQTTB − II tr. 189] G U y x y Trong đó:
PU : tổn thất áp suất khi đệm ướt tại điểm đảo pha có tốc độ của khí bằng tốc độ của
khí đi qua đệm khô, N/m2;
Gx, Gy: Lưu lượng của lỏng và khí, kg/h;
x, y: khối lượng riêng của lỏng và khí, kg/m3;
x, y: Độ nhớt của lỏng và khí, N.s/m2;
Pk: tổn thất áp suất của đệm khô, N/m2. H ρy. ω2 λ′. H. σ t d ρy. ω2y P = λ′. . = d 2 4. V3 2 k td d . Khi Re > 40 16 λ′ = Re0,2 y A, m, n, c: là hằng số
Tra bảng [IX.7 STQTTB tr.189] ta có: A = 5,15; m = 0,342; n = 0,19; c = 0,038 Khi Re < 40 140 λ′ = Rey 0,43 Re′ = 0,045. Ar0,57. Gx
[IX. 117 STQTTB − II tr. 188] ( ) y Gy d3td Ar = . ρy.(ρx − ρy). g 2 μy 4. Vtd dtd = σd
5.3.1. Trở lực đoạn chưng 4. 4.0,75 dtd = = = 0,01538 m Vtd 195 σd d3 . ρ
0,015383. 0,6975. (957,3 − 0,6975). 9,81 td yC.(ρxC − ρyC). g Ar = C = μ2 (3,021. 10−4)2 yC = 260922,954 0,43 21148,2443 0,43 Re′ G = 0,045. Ar0,57. = 0,045. 260922,9540,57. ( ) ( xC) yC C GyC 19988,1343 = 56,3846 > 40
Re′yC. μyC 56,3846.3,021. 10−4 ω = = 1,5878 m⁄s yC = dtd. ρ 0,01538.0,6975 yC Vậy: . σ P = λ′. HC ρyC. ω2t d ρyC. y ω2C . λ′. HC = kC dtd 2 4. V3 2 d Với 16 λ′ = , do Re’y > 40 Re0,2 y → PkC = 16.2,67.195 0.6975. 1,58782 . = 1937,74 N⁄m2 56,38460,2. 4. 0,753 2 . m c G ρ n μ yC xC → ∆PUC = . [1 + A. xC . ( ) . ( ) ] ) ρ μ ∆P G xC yC kC ( yC 0,038 19988,1343 0,342 0,6975 0,19 2,915. 10−4 = 1937,74 [1 + 5,15. ) . ( ) . ( ) ] 21148,2443 957,3 3,021. 10−4 ( = 4415,2068
5.3.2. Trở lực đoạn cất 4. 4.0,75 dtd = = = 0,01538 m Vtd 195 σd d3 . ρ
0,015383. 0,6058. (957,854 − 0,6058). 9,81 td yc.(ρxc − ρyc). g Arc = = μ2yc (2,87. 10−4)2 = 251262,7147 0,43 12801,7463 0,43 G Re′yc = 0,045. ) c Ar0,57. xc = 0,045. 251262,71470,57. ) ( G 9891,6364 yc ( = 60,1791 > 40
Re′yc. μyc 60,1791.2,87. 10−4 ω = = 1,8537 m⁄s yc = dtd. ρ 0,01538.0,6058 yc Vậy: . σ 2 P = λ′. Hc ρyc. ω2t d ρ . yc yc . λ′. Hc ω = kc dtd 2 4. V3 2 d Với 16 λ′ = , do Re’y > 40 Re0,2 y → Pkc = 16.5,28.195 0.6058. 1,85372 . = 4477,48 N⁄m2 60,17910,2. 4. 0,753 2 m c G ρ n μ yc → ∆P xc Uc = . [1 + A. xc . ( ) . ( ) ] ) ρ μ ∆P G xc yc kc ( yc 2,85. 10−4 0,038
= 4477,48 [1 + 5,15. 9891,6364 0,342 ) . 0,6058 0,19 ) . ( ) ] ( ( −4 12801,7463 957,854 2,87. 10 . = 9684,83
Vậy trở lực của toàn tháp:
P =PUC + PUc = 4415,2068 + 9684,83 = 14100,037
CHƯƠNG 6. TÍNH TOÁN CƠ KHÍ VÀ LỰA CHỌN
6.1. Tính toán thân tháp
6.1.1. Chọn vật liệu làm thân tháp
Tháp chưng cất có thân trụ đặt thẳng đứng làm việc ở khoảng nhiệt độ 25 -
100C và ở tháp suất thường nên ta chọn vật liệu làm thân trụ tháp bằng thép
cacbon có kí hiệu CT3. Thép này rất bền nhiệt. Thiết bị thuộc nhóm 2 loại II
→Hệ số điều chỉnh [STQTTB-II tr. 356] là: = 0
Đặc trưng cơ học của mác thép này tra từ bảng [XII.48 STQTTB-II tr.309] và [STQTTB-II tr.313] Vật liệu Giới hạn Giới hạn Hệ số giãn Khối lượng Hệ số dẫn bền kéo bền chảy khi kéo ở riêng nhiệt k (N/m2) c (N/m2) 20 - (kg/m3) W/m.độ 100C at.106( 1/C) CT3 380.106 240.106 11.106 7,85.103 50,0 a.Cách chế tạo:
Từ Dt = 1700 mm → Hàn tay bằng hồ quang điện với kiểu hàng giáp mối 1 bên có
tấm lót khắp chu vi. Theo bảng [XIII.8 STQTTB-II tr,362] ta có hệ số bền mối hàn h = 0,95
b.Tính toán sức bền vật liệu
- Công thức tính ứng suất cho phép:
Do tT < 470 →từ bảng [XIII.4 STQTTB-II tr.337] dùng công thức XIII.1, XIII.3 [σ σ′ k ] k = . η nk σ′ [σ c k ] = . η [STQTTB − II tr. 355] nc Trong đó: k: ứng suất kéo, N/m2;
nb, nc: hệ số an toàn theo giới hạn kéo, giới hạn chảy.
Tra từ bảng [XIII.2, XIII.3 STQTTB-II tr.356] →=1,0; nk = 2,6; nc = 1.5
→Ứng suất giới hạn bền kéo là: n σ′ k 380. 106 [σ k k] = . η = 2,6 . 1,0 = 14 6,1 54. 10 6 N⁄ m2
→Ứng suất giới hạn bền chảy là: σ′ 240. 106 [σ c k] = . η = . 1,0 = 160. 106 N⁄m2 nc 1,5
Chọn ứng suất sao cho [] đạt min →[] = [k] 146,154.106 N/m2.
6.1.2. Tính chiều dày thân tháp Theo STQTTB-II tr.360: Dt. P S = + C , m [STQTTB − II tr. 360] 2. [σ]. φ + Trong đó: P
Dt: đường kính trong thân tháp (m). Theo tính toán ban đầu Dt = 1,7m;
[k]: ứng suất cho phép với loại vật liệu đã chọn, N/m2;
: Hệ số bền hàn của mối hàn dọc.
Trên thân hình trụ có 2 lỗ đường kính 150mm để lắp quan sát ở các vị trí quan sát phân
phối chất lỏng và chất hồi lưu.
Vì các lỗ được bố trí trên một đường sinh nên giá trị hệ số bền của thân hình trụ có
khoét lỗ được tính theo công thức sau: L − ∑ d φ = L − 2d
[XIII. 16 STQTTB − II tr. 362] L = L
L: chiều cao thân hình trụ, m. L = Ht = 10,55m 10,55 − 2.0,15 → φ = = 0,972 10,55
P: áp suất làm việc trong tháp, N/m2; P = Pmt + Pl = Pmt + g.l.Hl N/m2
Pmt: áp suất của hơi trong tháp. Tháp làm việc ở áp suất thường nên:
→Pmt = 1at = 9,81.104 (N/m2).
l: khối lượng riêng của chất lỏng trong tháp, kg/m3.
Ta lấy theo khối lượng riêng lớn nhất là khối lượng riêng trung bình pha lỏng đoạn chưng và đoạn cất:
pxtbc + ρxttbC 957,854 + 957,3 ρ = = = 957,577 kg/m3 l 2 2
Hl: chiều cao cột chất lỏng trong tháp, m;
Ta lấy chiều cao lớn nhất là chiều cao tháp: Hl = HT = 10,55m
Pl: áp suất thủy tĩnh của cột chất lỏng = l.g.Hl
g: gia tốc trọng trường, g = 9,81 m/s2
→P = 9,81.104 + 9,81.957,557.10,55 = 197204,91 N/m2
C: số bổ sung do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày, m; C = C1 + C2 + C3 ,m
C1: hệ số điều chỉnh do ăn mòn. Bổ sung do ăn mòn xuất phát từ điều kiện ăn mòn vật liệu của thép, m; →Chọn C1 = 1mm = 10-3 m
C2: hệ số hiệu chỉnh do bào mòn cơ học, m;
→Tháp chưng cất chỉ chứa chất lỏng vfa hơi nên ít bào mòn, nên C2 =
0; C3: hệ số hiệu chỉnh do dung sai, m;
Tra từ bảng [XIII.9 STQTTB-II tr.364] →C3 =
0,8.10-3 m; Vậy: C = C1 + C2 + C3 = 10-3 + 0 +0,8.10-3 = 1,8.10-3 m. Vì giá trị: [σ] 146. 106 P . φ . 0,972 = 719,617 > 50 = 197204,91
nên ta có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu số của công thức tính chiều dày thiết bị. Dt. P S = 1,7.197204,91 2. [σ]. φ + C =
+ 1,8. 10−3 = 2,9812. 10−3 m 2.146. 106. 0,972 Chuẩn hóa S = 4 mm.
Kiểm tra ứng suất thành thiết bị theo công thức [XIII.26 STQTTB-II tr.365] [Dt + (S − C)] σ . P < σc th = 2. (S − C). φ 0 1,2 Áp suất thử:
P0 = Pth + Pl ,N/m2 [STQTTB-II tr.366] Trong đó:
Pl: áp suất cột chất lỏng trong tháp, N/m2; Pl = g.l.Hl
l: khối lượng riêng của nước ở nhiêt độ trung bình của tháp, kg/m3 t 100,009 + 100,1524 + 101,2797 ° D + tF + tW tt = b 3 = 3 = 100,48°C
Vậy với nhiệt trung bình của tháp như trên ta nội suy theo bảng [I.2 STQTTB-I tr.9], được: l = 957,64 kg/ m3
→ Pl = g.l.Hl = 9,81.957,64.10,55 = 99111,431 N/m2
Pth: áp suất thủy lực, N/m2;
Theo bảng áp suất thủy lực khi thử [STQTTB-II tr.358]
→Pth = 1,5.Pl = 1,5.99111,431 = 148667,141 N/m2
→P0 = 99111,431 + 148667,141 = 247778,572 N/m2 Vậy: [Dt + (S − C)] [1,7. (4 − 1,8). 10−3] . P = . 247778,572
σth = 2. (S − C). φ 0 2. (4 − 1,8). 10−3. 0,972 = 0,217. 106(N⁄m) σ 240. 106 → σ C = th = 0,217. 106(N⁄m) < = 200, 106 (N⁄m) 1,2 1,2
Vậy St = 4 mm là chấp nhận được.
6.2. Tính chiều dày đáy tháp và nắp thiết bị
Chọn đáy và nắp dạng elip có gờ lắp với thân thiết bị bằng cách ghép bích, ở tâm có lỗ
đục lỗ để lấy sản phẩm đáy và sản phẩm đỉnh. Vật liệu làm đáy và nắp bằng thép CT3. Chi tiết cấu tạo:
Đáy và nắp elip có gờ Đường kính Dt = 1,7m
Chiều cao phần lồi: hb = 0,25.Dnắp = 0,25.1,7 = 0,425 m
hb = 0,25.Dđáy = 0,25.1,7 = 0,425 m
Chiều cao gờ, tra bảng [XIII.12 STQTTB-II tr.385]: h = 25 mm
Đường kính dđáy = 110 mm; dnắp = 500 mm
Chiều dày của đáy và nắp được xác định theo công thức sau: Dt. P S = h D b t 3,8. [σ ]. φ . k − P . k h 2. + C [STQTTB − II tr. 385] Trong đó:
[]: ứng suất cho phép, N/m2;
Hb: chiều cao phần lồi của đáy và nắp, m. Tra bảng [XIII.10 STQTTB-II tr.382], ta có: hb= 425 mm;
k: hệ số không thứ nguyên d k = 1 −
[XIII. 48 STQTTB − II tr. 385] D t
Đối với nắp tháp có đường kính ống dẫn sản phẩm đỉnh d = 500mm d 500 → kn = 1 − = 1 − = 0,935 Dt 1700
Đối với đáy tháp có đường kính ống dẫn sản phẩm đáy d = 32mm d 500 → k = 1 − = 0,706 đ = 1 − Dt 1700 C: hệ số hiệu chỉnh (m).
6.2.1. Chiều dày nắp D S t n = Dt. . + C Pn [ ] 3,8. σk . φh. kn − P 2. hb Vì giá trị [σk] . k. φ 146,154.10 P =
6 . 0,935.0,95 = 658,3066 > 30 nên ta có thể bỏ qua h 197204,91
đại lượng P ở mẫu số của công thức tính chiều dày nắp. D Dt 1,7.192704,91 1,7 → S t. Pn . + C = . + C
n = 3,8. [σk]. φh. kn − P 2. h 2.0,425 b 3,8.146,154. 106. 0.95.0,935
→ Sn − C = 1,36. 10−3m = 1,36 mm < 10 mm
Vì vậy ta thêm vào C: 2mm so với đại lượng bổ sung ở phần tính chiều dày thân tháp,
ta được: C = 2 + 1,8 = 3,8 mm. Vậy Sn = 1,36 + 3,8 = 5,16
Quy chuẩn ta lấy Sn = 8 mm.
Kiểm tra ứng ứng suất nắp bằng nước: [D2 + 2. hb S = − C)]. P t . 0 =
1,72 + 2.0,425. (8 − 3,8). 10−3 . 197204,91 (Sn t 7,6. kn.. φh. hb. (Sn −
7,6.0,935.0,95.0,425. (8 − 3,8). 10−3 C) = 47,35. 106(N⁄m2) σ 240. 106 → S C = t = 47,35. 106(N⁄m2) < = 200. 106(N⁄m2) 1,2 1,2
Vậy Sn = 8 mm là chấp nhận được.
6.2.2. Chiều dày đáy thiết bị S D n = Dt. t . + C Pd [ ] 3,8. σk . φh. kd − P 2. hb Vì giá trị [σk] . k. φ 146,154.10 P =
6 . 0,95.0,95 = 668,87 > 30 nên ta có thể bỏ qua đại h 197204,91
lượng P ở mẫu số của công thức tính chiều dày nắp. D Dt 1,7.192704,91 1,7 → S t. Pd . + C = . + C
d = 3,8. [σk]. φh. kd − P 2. h 2.0,425 b 3,8.146,154. 106. 0.95.0,95
→ Sn − C = 1,34. 10−3m = 1,34 mm < 10 mm
Vì vậy ta thêm vào C: 2mm so với đại lượng bổ sung ở phần tính chiều dày thân tháp,
ta được: C = 2 + 1,8 = 3,8 mm. Vậy Sn = 1,34 + 3,8 = 5,1224
Quy chuẩn ta lấy Sn = 8 mm.
Kiểm tra ứng ứng suất nắp bằng nước: [D2 + 2. hb S = . − C)]. P t 0 =
1,72 + 2.0,425. (8 − 3,8). 10−3 . 197204,91 (Sd t 7,6. kd.. φh. hb. (Sd −
7,6.0,95.0,95.0,425. (8 − 3,8). 10−3 C) = 47,35. 106(N⁄m2) σ 240. 106 → S C = t = 46,61. 106(N⁄m2) < = 200. 106(N⁄m2) 1,2 1,2
Vậy Sd = 8 mm là chấp nhận được. Vậy Sn = Sd = 8 mm
Tra bảng [XIII.11 STQTTB-II tr.384], với đường kính Dt = 1,7m, S = 8mm, ta tra
được khối lượng của đáy và nắp: m = 207 kg.
6.3. Tính đường kính ống dẫn
6.3.1. Đường kính ống dẫn sản phẩm đỉnh
Lượng hơi đỉnh tháp là: gd = 12386,01 kg/h = 3,44 kg/s
Nhiệt độ của hơi đỉnh tháp là: tD = 100,009C
→Lưu lượng thể tích của hơi đỉnh tháp là: g V = đ ρđ
d: khối lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp, kg/m3 Md. T0 ρ = d 22,4. T
Md = MN. xD + (1 − xD). MA = 0,9985.18 + (1 − 0,9985). 60 = 18,063 đvC → ρd Md. 18,603.273 T = = 0,59 kg⁄m3 0 = 22,4. (273 + 100,009) 22,4. T g 3,44 d V = = = 5,83 m3⁄s ρd 0,59
Theo bảng [II.2 STQTTB-II tr.370] đối với hơi bão hòa trong ống dẫn khi P =1at, ta
chọ tốc độ hơi đỉnh tháp: wh = 50 m/s.
a. Đường kính của ống dẫn hơi đỉnh tháp là: d = √ V 5,83 = √ = 0,385m = 385 mm 0,785. wh 0,785.50
Quy chuẩn: Dy = 300 mm; Dn = 325 mm
→Tốc độ thực tế của hơi đỉnh tháp là: 5,83 ωTT = = 82,52 m⁄s 0,785. 0,32
b. Đường kính ống dẫn hồi lưu sản phẩm đỉnh
Lượng hơi ngưng tụ hồi lưu là:
GR = GD.R = 2910,11.3,2562 = 9475,9 kg/h = 2,6322 kg/s
Nồng độ khối lượng của hơi ngưng tụ hồi lưu: aR = aD = 99,5%
→Khối lượng riêng của hơi ngưng tụ hồi lưu là: 1 aD (1 − a = D) + ρR ρA ρN
Nội suy từ bảng [I.2 STQTTB-I tr.9] ở nhiệt độ tD = 100,009C N = 957,993 kg/m3 A = 957,98 kg/m3 1 aD (1 − aD) 0,995 1 − 0,995 → = + = + = 1,0438. 10−3 ρ 957,993 957,98 R ρN ρA → ρR = 957,993 kg⁄m3
→Lưu lượng thể tích của hơi ngưng tụ hồi lưu là: GR 2,6322 V = = = 2,7476. 10−3 m3⁄s ρR 957,993
Do sản phẩm đỉnh tự chảy về hồi lưu. Tra bảng vận tốc [II.2 STQTTB-I tr.370],
W = 0,1 - 0,5 m/s. Nên ta chọn tốc độ hơi ngưng tụ hồi lưu là: WR = 0,3 m/s
→Đường kính của ống dẫn hơi ngưng tụ là: V 2,7476. 10−3 d = √ R = √ = 0,108 m 0,785. W 0,785.0,3 R
Quy chuẩn: Dy = 100 mm; Dn = 108 mm
→Tốc độ thực tế của hơi ngưng tụ hồi lưu là: 2,7476. 10−3= 0,35 m⁄s ωTT = 0,785. 0,12
6.3.2. Đường kính ống dẫn hỗn hợp đầu
Lượng hỗn hợp đầu vào tháp là: GF = 3500 kg/h = 0,9722 kg/s
Nhiệt độ hỗn hợp đầu: tF = 100,1524C
Khối lượng riêng của Nước và Acid acetic bảng [I.2 STQTTB-I tr.9] theo t = tF: N = 957,8857 kg/m3 A = 957,7257 kg/m3
Nồng độ khối lượng của hỗn hợp đầu: aF = 8%
→Khối lượng riêng hỗn hợp đầu là: 1 aF (1 − aF) 0,08 1 − 0,08 = + = + = 1,04413. 10−3 ρ 957,8857 957,7257 F ρN ρA → ρR = 957,7385 kg⁄m3
→Lưu lượng thể tích của hỗn hợp đầu là: GF 0,9722 V = = = 1,0151. 10−3 m3⁄s ρF 957,7385
Chọn tốc độ hỗn hợp đầu là: wF = 0,15 m/s
→Đường kính ống dẫn hỗn hợp đầu là: V 1,0151. d = √ 10−3 = 0,093 m = 93 mm 0,785. = √ W 0,785.0,15 F
Quy chuẩn ta có: Dt = 100 mm; Dn = 108mm
→Tốc độ thực tế của dòng nhập liệu: 1,0151. 10−3 ω = 0,13 m⁄s TT = 0,785. 0,12
6.3.3. Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy
a. Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy
Lượng sản phẩm đáy là: GW = 589,89 kg/h =0,1639 kg/s
Nhiệt độ hỗn hợp đáy: tW = 101,2797C
Khối lượng riêng của Nước và Acid acetic được nội suy từ bảng [I.2 STQTTB-I tr.9] ở nhiệt độ tW: N = 957,0402 kg/m3 A = 957,6965 kg/m3 1 aW (1 − aW) 0,55 → = + = 1 − 0,55 + = 1,04457. 10−3 ρ 957,0402 957,6965 W ρN ρA → ρR = 956,4351 kg⁄m3
→Lưu lượng thể tích của sản phẩm đáy là: GW 0,1639 V = = = 1,7137. 10−4 m3⁄s ρW 956,4351
Chọn tốc độ sản phẩm đáy là: w = 0,1 m/s
→Đường kính của ống dẫn sản phẩm đáy là: V 1,7137. d = √ 10−4 = 0,051m = 51mm 0,785. = √ W 0,785.0,1 W
Quy chuẩn: Dt = 70 mm, Dn = 76 mm
→Tốc độ tháo sản phẩm đáy thực tế: 1,7137. 10−4= 0,05 m⁄s ωTT = 0,785. 0,072
b.Đường kính ống dẫn hồi lưu sản phẩm đáy
Lượng hơi sản phẩm đáy hồi lưu là: g’tbC = 21148,2443 kg/h = 5,875 kg/s
Nhiệt độ của hơi sản phẩm đáy hồi lưu: tW = 101,82C
Chọn tốc độ hơi sản phẩm đáy hồi lưu là: w = 50 m/s
Mhl = MN.yW + (1 – yW).MA = 18.0,8659 + (1 – 0,8659).60 = 23,6322 đvC Mhl. T0 23,6322.273 → ρ = = = 0,7684 kg⁄m3 hl 22,4. T 22,4. (273 + 101,82) g′l 5,875 → V = = ρ = 7,6451 m3⁄s hl 0,7684 V 7,6451 → d = √ = √ = 0,441 m = mm 0,785. 0,785.50 Whl
Chọn: Dt = 300mm; Dn = 325 mm.
→ Tốc độ hơi thực tế vào đáy: 7,6451 ωTT = = 108,21 m⁄s 0,785. 0,32 6.4. Tra bích
Với thân tháp hình trụ làm việ ở điều kiện thường ta chọn mặt bích liền bằng thép CT3
để nối thân với nắp và đáy thiết bị. Theo bảng [XIII.27 STQTTB-II tr.419]
Kết quả tổng hợp ở bảng sau: Py.10 Dt D Db Dl D0 Db H Z 6 N/m2 Mm Cái 0,1 1700 1790 1800 1760 1715 M20 28 36
6.4.1 Chọn bích liền bằng thép kim loại đen để nối các bộ phận của thiết bị và ống
Theo bảng [XIII.26 STQTTB-II tr.409] Tên ống dẫn Dy Dn D D Dl D0 h Z Mm Cái Sản phẩm đỉnh 300 325 435 395 365 M20 12 22 Hồi lưu đỉnh 100 108 205 170 148 M16 14 4 Ống dẫn liệu 100 108 205 170 148 M16 14 4 Sản phẩm đáy 70 76 160 130 110 M12 16 4 Hồi lưu đáy 300 325 435 395 365 M20 12 22
6.4.1. Kích thước chiều dài ồng nối
Dựa vào đường kính của các ống ta tra được số liệu sau:
Theo bảng [XIII.32 STQTTB-II tr.434] Tên ống dẫn Dy Py <2,5.10-6 N/m2 Mm Sản phẩm đỉnh 300 140 Hồi lưu đỉnh 100 120 Ống dẫn liệu 100 120 Sản phẩm đáy 70 110 Hồi lưu đáy 300 140
6.5. Lưới đỡ đệm, dầm đỡ đệm
6.5.1. Đĩa phân phối
Chọn kiểu đĩa loại 2 với các thông số như sau:
Tra từ bảng [IX.22 STQTTB-II tr.230] kết quả được tổng hợp ở bảng sau: Đường kính Đường kính Đường kính Bước ống, t Bước ống, t tháp đĩa, Dd ống Mm Chiếc 1700 850 44,5 80 80
6.5.2. Lưới đỡ đệm
Chọn đường kính lưới là: Dl = 1200 mm
Theo bảng [IX.22 STQTTB-II tr.230] chiều rộng của bước đệm với đệm (2525) = 25 mm
6.5.3. Dầm đỡ đệm
Chọn dầm đỡ đệm hình chữ nhật có chiều cao bằng 2 lần chiều rộng. Dầm được làm
bằng vật liệu thép CT3 , hai đầu thanh dầm được hàn vào thân thiết bị. Tính độ bền của dầm:
σA = √σz2 + 3. yτ2 ≤ [σ] , kN/m2 Trong đó:
z: Ứng suất tháp, kN/m2
y: Ứng suất tiếp, kN/m2
Dầm sẽ chịu tác dụng phân bố gây nên bởi khối lượng của lớp đệm của chất lỏng và của thành thiết bị.
Để đảm bảo độ bền cho thanh dầm, ta coi chất lỏng choán đầy tháp.
Vì khối lượng riêng của acid acetic lớn hơn khối lượng riêng của nước nên ta coi tháp
chứa toàn acid acetic. Đồng thời coi cả tháp là một khối tác dụng lên một thanh dầm chung.
Thể tích của một ngăn đệm:
Với Hn: Chiều cao một ngăn đệm, chọn Hn = 0,5m π. D2. H 3,14. 1,72. 0,5 Vd = t n = = 1,134 m 4 4
Theo bảng [IX.8 STQTTB-II tr.193] thì khối lượng riêng của xốp: d = 600 kg/m3
Khối lượng của một ngăn đệm:
md1 = ρđ. Vđ = 600.1,134 = 680,4 kg
Đoạn chưng có HC’ = 2,27n, với khoảng cách mỗi ngăn đệm là 0,5 m vậy ta phải sử
dụng 4 dầm đỡ đệm trong đó dầm đỡ trên cùng có chiều cao lớp đệm là:
HC’ = 2,27 – 3.0,5 = 0,77 m
Thể tích ngăn đệm tương ứng với chiều cao đệm HC’ là: π. D2. H 3,14. 1,72. 0,77 V = 1,74 m3 dC′ = t C′ = 4 4
Vậy khối lượng ngăn đệm trên cùng đoạn chưng là:
mđC′ = ρđ. VđC′ = 600.1,74 = 1044 kg
Vậy khối lượng của lớp đệm đoạn chưng là:
mC = 2. md1 + mdC′ = 3.680,4 + 1044 = 3085,2 kg
Khối lượng của một ngăn đệm:
Đoạn cất có Hc’ = 4,48 m, với khoảng cách mỗi ngăn đệm là 0,5m vậy ta phải sử dụng
9 dầm đỡ đệm trong đó dầm đỡ đệm trên cùng có chiều cao lớp đệm là: Hc’= 4,48– 8.0,5 = 0,48 m
Thể tích ngăn đệm tương ứng với chiều cao đệm Hc’ là: π. D2. H 3,14. 1,72. 0,48 Vdc′ = t c′ = = 1,089 m3 4 4
Vậy khối lượng ngăn đệm trên cùng đoạn chưng là:
mđc′ = ρđ. Vđc′ = 600.1,089 = 653,4 kg
Vậy khối lượng của lớp đệm đoạn chưng là:
mc = 8. md1 + mdC′ = 8.680,4 + 653,4 = 6096,6 kg
Vậy khối lượng đệm trong tháp chưng là:
md = mC + mc = 3085,2 + 6096,6 = 9181,8 kg
Khối lượng của chất lỏng trong tháp
Với N = 957,0402 kg/m3 tra ở nhiệt độ tW = 101,2797C π. D2. H 3,14. 1,72. 10,55 Vth = t T = = 23,94 m3 4 4
mth = ρth. Vth = 957,0402.23,94 = 22911,54 kg
Diện tích bao quanh tháp:
S = π. Dt. HT = 3,14.1,7.10,55 = 56,3159 m2
Lực phân bố tác dụng lên thanh dầm của thiết bị là:
qthep = ρthep. S = 7850.56,3159 = 442079,815 N/m
- Khối lượng của nắp bằng khối lượng của đáy: m = 207 kg
Lực phân bố tác dụng lên dầm của thiết bị: (md + mth + m) q = qthep + . g Dt
= 442079,851 + (9181,8 + 22911,54 + 207) . 9,81 = 628,471 kN/m 1,7
Momen đối với trục x, Mx q. D2 628,471. 1,72 t M = 113,52 kN X = MA. MB = = 16 16
Lực cắt ngang tại hai đầu A và B: q. Dt 628,471.1,7 = 66,775 kN Qy = RA = RB = = 16 16 Biểu đồ nội lực:
→Mặt cắt nguy hiểm tại B, C, A
Vì trạng thái ứng suất là đơn nên ta có: Mx ≤ [σ] WX
[]: Ứng suất cho phép của thép CT3
[] =[C]= 240.106 N/m2 = 240.106 kN/m2
WX : kích thước dầm áo, m2 Mx 113,55 = 4,73. 10−4 m2 w ≥ = [σ] 240. 103 Mà: b. h2 b. 2b2 4. b3 w = = x = 6 6 16 b = 0,09 m
Vậy ta chọn: b = 90 mm, h = 2b = 180 mm
Với h là chiều cao, b là chiều rộng
Kiểm tra độ bền của thanh dầm có b = 90 mm, h = 180 m. Theo công thức:
σ = √σ2 + 3. τ2 ≤ [σ], tại vị trí 1,2,3 z y Ta có: σ = σ Mx 113,55 = = = 240,063. 103kN/m2 max min wx 4,73. 10−4 Qy 66,775 τy max = 1,5. = 1,5 = 6182,87 b. h 0,09.0,18 Tại vị trí (1): σ = √ ma σ2 x + 0 = 240,063. 103 kN/m2
≤ [] thỏa mãn điều kiện bền Tại vị trí (2): τ 6. Qy h2 y = . ( − g2) b. h3 4 Mà h g = vậy 4 6. Qy h2 6.66,775 0,182 0,18 2 τ . ( h 2 . ( y = − ( ) ) = − ( ) ) = 4637,153 kN⁄m2 b. h3 4 4 0,09. 0,183 4 4 σ 240,063. 103 → σ max = z = = 120,031. 103 2 2
λ = √σ2 + 3. τ2 = √(120,31. 103)2 + 3. (4637,153)2 = 120577,7992 kN⁄m2 z y Tại vị trí (3):
σ = √0 + 3. τ y2 = √0 + 3. 4637,1532 = 8031,785 kN⁄m2
≤ [] thỏa mãn điều kiện bền
Vậy chọn thanh dầm với thông số: b = 90 mm, h = 180 mm là đạt được yêu cầu thiết kế.
6.6. Giá đỡ và tai treo 6.6.1. Tai treo
Chiều cao của toàn tháp: HT = 10,55m
Tổng khối lượng của toàn tháp:
M = mt + mnắp + mdem + mđáy + mchatlong + mbx
mbx : Hệ số bổ sung bao gồm khối lượng các chi tiết phụ của tháp như bích, bulong,…
Khối lượng tháp: mt = t.Vt
Thân thiết bị làm bằng thép CT3 với t = 7850kg/m3 [STQTTB-II tr.313] Thể tích tháp: π. (D2 − D2) n t Vt = Ht. 4
Dt, Dn: Đường kính trrong và ngoài tháp Dn = 1,7 + 2.0,004 = 1,708 m Dt = 1,7m π. (D2 − D2) 3,14. (1,7082 − 1,72) n t → = H = 10,55. t. = 0,2258 m3 V 4 4 t
→ mt = 7850.0,2558 = 2008,03 kg
→ M = 2008,03 + 207 + 9181,8 + 207 + 22911,84 + mbx = 33835,56 + mbx
mbx: khối lượng các bộ phận khác, giả thuyết chọn: mbx = 500 kg
M = 33835,56 + 500 = 34335,56 kg
- Trọng lượng của tháp là:
P = M.g = 34335,56.9,81 = 336831,85 N
Ta sử dụng 4 tai treo làm bằng thép CT3, tải trọng của mỗi tai treo là: P 336831,85 G = = 84207,96 4 = 4
Theo bảng [XIII.36 STQTTB-II tr.438], ta chọn tai treo có tải trọng cho phép là: G = 8.104 N.
Bề mặt đỡ là: F = 6,39.10-4 m2, tải trọng cho phép lên bề mặt đỡ là: Q = 1,25.106 N/m2. L B B1 H s l A d KL 1 tai treo kg 270 240 240 420 14 120 25 34 21,5 6.6.2. Giá đỡ
Tra bảng [XIII.35 STQTTTB-II tr.437], ta chọn chân đỡ có tải trọng cho phép là G = 8.104 N
Bề mặt đỡ là: F = 840.10-4 m2, tải trọng cho phép lên bề mặt đỡ là: Q = 0,96.106 N/m2. L B B1 B2 H h s l d Mm 320 265 270 400 500 275 32 120 34
CHƯƠNG 7. TÍNH TOÁN VÀ CHỌN THIẾT BỊ PHỤ
7.1. Thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
Để đun nóng hỗn hợp đầu gồm 92 nước và 8 acid acetic theo phần khối lượng
với năng suất 3500 kg/h. Ta giả thiết dung dịch đầu có nhiệt độ ban đầu là 25oC, cần
đun nóng tới nhiệt độ sôi của hỗn hợp là tF = 73,54oC. Để đun nóng hỗn hợp đầu ta
dùng thiết bị gia nhiệt loại ống chum kiểu đứng, dùng hơi nước bão hòa ở 2 at để đun sôi hỗn hợp.
Thiết bị trao đổi nhiệt loại ống chùm thẳng đứng với các thông số: Chiều cao ống: ho = 1,5 (m) Đường kính ống: d = 25 (mm) Chiều dày thành ống: δ = 2 (mm)
Đường kính trong của ống là: do = 20 (mm)
Dung dịch đi trong ống, hơi đốt đi ngoài ống.
Chọn vật liệu chế tạo là thép không gỉ X18H10T
Theo XII.7 (Sổ tay II – 313), hệ số dẫn nhiệt của vật liệu là: λ = 16,3 (W/m.độ)
7.1.1. Tính hiệu số nhiệt độ trung bình
Nhiệt độ vào của dung dịch là tđ = 25oC
Nhiệt độ ra của dung dịch là tc = ts = tF = 73,54oC
Hơi đốt là hơi nước bão hòa nên nhiệt độ không thay đổi và là nhiệt độ sôi ở áp suất đã chọn (2 at) : 119,6oC ∆t1 = 119,62 − 25 = 94,62
=>{∆t2 = 119,62 − 73,54 = 46,08℃
Hiệu số nhiệt độ trung bình giữa hai lưu thể tích theo công thức: Δt 94,62 − 46,08 tb Δt = 1 - Δt 2 Δt = = 67,46℃ 1 ln ln 94,62 Δt2 46,08
Vậy nhiệt độ trung bình của dung dịch là: ttb = 119,62 – 67,46= 52,16C.
7.1.2. Tính nhiệt lượng trao đổi
Lượng nhiệt cần thiết để đun nóng hỗn hợp đàu từ nhiệt độ 25oC đến nhiệt sôi
của hỗn hợp đầu 73,54oC, tính theo công thức: Q = m.CP.(tc - tđ) (J/s) Trong đó:
m: Lượng dung dịch đưa vào (kg/s) m = 0,9722 (kg/s)
CP: Nhiệt dung riêng của dung dịch (J/kg.độ) ở ttb = 52,16oC
Nội suy theo bảng I.153 và I.154 (Sổ tay I - 171) ta có:
CN = 4184,12 (J/kg.độ); CA = 2165,056 (J/kg.độ)
Nồng độ đầu hỗn hợp là: aF = 92 % CP = CN.aF + CN.(1 - aF)
= 4184,12.0.92 + 2165,056.(1 - 0, 92) = 4022,595 (J/kg.độ)
tđ, tc : Nhiệt độ vào và ra của dung dịch (oC) Vậy :
Q = 0,9722.4022,595.(73,54 - 25) = 189828,6233 (J/s)
7.1.3. Tính hệ số cấp nhiệt
Quá trình truyền nhiệt gồm 3 phần:
Cấp nhiệt bằng hơi nước bão hòa cho thành ống truyền nhiệt: q1 = α1.Δ (W/m2) t1
α1 : Hệ số cấp nhiệt của hơi đốt (Wm2.độ)
Δ : Hiệu số nhiệt độ của hơi đốt và thành ống tiếp xúc với với hơi đốt t1 Δt = ttb - t 1 T1
Dẫn nhiệt từ thành ống phía tiếp xúc với hơi sang thành ống tiếp xúc
với lỏng (dẫn nhiệt qua 1m2 thành ống)
Lượng nhiệt của quá trình này: 1 qo = .ΔtT (W/m2) Σ r
Σ r : Tổng nhiệt trở của thành ống (m2.độ/W) ΔtT = t - t
: Hiệu số nhiệt độ giữa hai phía thành ống (oC) T1 T2 t , t
: Nhiệt độ hai phía th ành ống T1 T2
Cấp nhiệt từ thành ống phía tiếp với pha lỏng cho hỗn hơi lỏng q2 = α2.Δt2
α2 : Hệ số cấp nhiệt từ thành ống (W/m2.độ) Δt2 = tT - t2 2
a.Xác định chế độ chảy của hỗn hợp chất lỏng trong ống (tính chuẩn số Re) W.l.ρ Re = μ Trong đó:
W : Tốc độ dòng chảy lỏng tự chảy trong ống
Ta chọn tốc độ chảy của chất lỏng trong ống là chế độ tự chảy Chọn W = 0,2 (m/s)
l : Kích thước hình học l = dtđ
μ : Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiể độ trung bình ttb trong thiết bị truyền nhiệt
μ được xác định theo công thức: lgμ = xF. lgμN + (1 − xF). lgμA
μN, μA : Độ nhớt của nước và acid acetic ở nhiệt độ ttb = 52,16oC
Nội suy theo bảng [I.101 STQTTB-I tr. 91) ta có: N = 0,5259.10-3(N.s/m) A =0,76624.10-3(N.s/m) Suy ra:
lg μhh = 09746.lg(0,5259.10-3) + (1 - 0,9746).lg(0,76624.10-3) = - 3,275 (N.s/m) hh = 0,5309.10-3 (N.s/m)
ρ : Khối lượng riêng của hỗn hợp ở ttb = 52,16oC 1 a F 1 - a F = + ρx ρx1 ρx2
ρx1, ρx2 : Khối lượng riêng của nước và acid acetic ở nhiệt độ ttb = 52,16oC
Nội suy theo bảng [I.2 STQTTB-I tr.9] ta có:
ρx1 = 986,528 (kg/m3); ρx2 = 10133,016 (kg/m3) Vậy: a F 1 - aF-1 ρ = + = 988,596 (kg/m3) ρ ρx2 x1
l = dtd : Đường kính tương đương của ống truyền nhiệt
Chọn kích thước của ống truyền nhiệt là 25 x 2 mm
Trong đó 25 là đường kính của ống và 2 là bề dày của ống
Vậy đường kính trong của ống là d = 25-2 td 2 =21 (mm)= 0,021m Do đó: 0,2.0,021.988,596 4 Re = 0,5309. 10−3 = 7820,8762 > 10
→Chế độ chảy của chất lỏng trong ống truyền nhiệt là chế độ chảy xoáy b.Tính chuẩn số Pr
Chuẩn số Pr được xác định theo công thức: C P . μ Pr = λ
Trong đó: CP, μ đã tính được ở trên
λ : Hệ số dẫn nhiệt của dung dịch, xác định theo công thức [I.32 STQTTB -I tr.123] ρ λ = A.C .ρ. 3 P M Trong đó: CP = 4022,595 (J/kg.độ) ρ = 988,596 (kg/m3)
M : khối lượng mol trung bình của hỗn hợp lỏng M = 19,0668 (kg/kmol)
A: hệ số phụ thuộc vào mức độ liên kết của chất lỏng
Với chất lỏng liên kết có A = 3,58.10-8 (STQTTB-I tr.123) Suy ra: 3 ρ λ = A. C 3 P. ρ. √
= 3,58. 10−8 . 4022,595.988,596. √988,596 M 19,0668 = 0,5309 W⁄m. độ Vậy: 4022,595.0,5309. 10−3 Pr = = 4,023 0,5309
c.Tính hệ số cấp nhiệt về phía dung dịch α2 (W/m2.độ) d Nu = α td 2. λ
Mà chế độ chất lỏng là chảy xoáy nên: Pr 0,25
Nu = 0,021. ε1. Re0,8. Pr0,43. ( ) [V. 40 STQTTB − II tr. 14] Prt
ε1 : Hệ số hiệu chỉnh tính đến ảnh hưởng của tỷ số chiều dài và đường kính d của ống
Theo bảng [V.2 STQTTB-II tr.15] l 1,5 = = 71,43 > 50 → ε1 = 1 d 0,021
Prt : Chuẩn số Prant của hỗn hợp lỏng tính theo nhiệt độ thành ống
Pr : Thể hiện ảnh hưởng của dòng nhiệt (đun nóng hay làm nguội) Prt Pr
Khi chênh lệch giữa tường và dòng nhỏ thì ≈ 1 [STQTTB-II tr.15] Prt
Do đó hệ số cấp nhiệt về phía hỗn hợp lỏng: λ α 0,25 2 = 0,021. Pr . ε1. Re0,8. Pr0,43. ( ) dtđ Prt 0,5309 = 0,021.
. 1. 7820,87620,8. 4,0230,43. 10,25 = 1255,56 W⁄m2. độ 0,021
d. Tính hệ số cấp nhiệt của hơi bão hòa
Khi tốc độ hơi trong ống nhỏ (Wh < 10 m/s) và màng nước ngưng chuyển động
dòng thì hệ số cấp nhiệt α1 của hơi nước bão hòa đối với ống thẳng đứng 4 r Δt1.H α = 2,04.A. (W/m2.độ) [STQTTB-II tr.28]
H: Chiều cao của ống trong thiết bị gia nhiệt, chọn H = 1,5 m
Δt1 = tn - tT1 : hiệu số nhiệt độ giữa nước ngưng (tbh) và nhiệt độ phía thành ống tiếp xúc (tT1) Δt1 = tbh - tT1 Giả thiết Δt1 = 3,5oC
r : Ẩn nhiệt ngưng tụ của hơi bão hòa ở t = 119,62oC
→r = 526,964 (kcal/kg)=2206,29.10 3 (J/kg)
A: Hệ số phụ thuộc vào nhiệt độ màng nước ngưng tm ρ2.λ30,25 A = μ [STQTTB-II tr.29] Với: tm = 0,5.(tT1 + tbh)
Δt1 = tbh - tT1 => tT1 = tbh - Δt1 = 119,62 – 3,5 = 116,12oC
tm = 0,5.(116,12 + 119,62) = 117,87oC Suy ra: 188 - 179 A = 179 +
(117,87 - 100) = 187,0415 (Theo Sổ tay II - 19) 120 - 100 Do đó: 4 α1 = 2,04.187,0415. √ 2206,29. 103 = 9715,026 W⁄m2 . độ 3,5.1,5
Vậy nhiệt lượng cung cấp cho 1 m2 thành ống là:
q1 = α1.Δt1 = 9715,026.3,5 = 34023,043 (W/m2 )
e.Tính tổng trở thành ống Σ r δ Σ r = r1 + r2 + λ
Chọn bề dày thành ống truyền nhiệt δ = 2 mm ( TTQT &TB1- 343)
λ : Hệ số dẫn nhiệt ở thành ống, λ = 16,3 (W.m2.độ), đối với thép X18H10T theo bảng [XII.7 STQTTB-II tr.313)
rT1, rT2 : Nhiệt trở lớp cặn do hơi nước tạo thành ở 2 phía thành ống 1 1
Với nước có cặn bẩn: = = 2000 (kcal/m3.h.độ) ( TTQT&TB1- 346) rT1 rT2 1 rT1 = rT2 = = 4,31.10-4 (m2.độ/W) 2000.1,16 Vậy: 2.10 Σ r = 2.4,31.10-4 + -3 = 9,867.10-4 16,3
f.Tính hiệu số nhiệt độ giữa hai thành ống 1
Nhiệt lượng dẫn qua một m2 thành ống: qo = ΔtT. Σ r ΔtT = qo.Σ r
Do quá trình truyền nhiệt là ổn định nên: qo = q1 = 34023,043 (W/m2)
Do đó: ΔtT = 34023,043.9,867.10-4 = 35,57oC
Lại có: ΔtT = tT1 - tT2 ; tT1 = 116,62oC
tT2 = 119,62 – 33,57 = 86,05oC Mà: Δt2 = tT2 - t2
Với t2 là nhiệt độ hỗn hợp đầu đun nóng trong ống:
t2 = tbh - Δttb = 119,62 – 67,46 = 52,16
Δt2 = 86,05 – 52,16 = 33,89oC
g.Tính nhiệt lượng do thành ống cung cấp cho dung dịch
q2 = α2.Δt2 = 1255,56.33,89 = 42550,9 (W/m2) q Xét 1 - q 2 q1
= 0,25 > 0,05 (chấp nhận được)
→Vậy lượng nhiệt trung bình truyền cho 1 m2 thành ống là:
q = q1 + q2 34023,043 + 42550,9 2 tb = = 38286,9715 W⁄m 2 2
i.Xác định bề mặt ống truyền nhiệt. Q
Bề mặt ống truyền nhiệt của thiết bị gia nhiệt được xác định: F = q
Q là lượng nhiệt để đun nóng hỗn hợp đầu đến nhiệt độ cần thiết Q F = 189828,6233 q 2 tb = 38286,9715 = 4,96 m
j. Tính số ống truyền nhiệt, chọn cách sắp xếp ống theo hình 6 cạnh F n = 4,96 = π. d = 50,15 ( ống) tđ. 3,14.0,021.1,5 h
Quy chuẩn ta được: n = 61 ( ống) từ bảng [V.11 STQTTB-II tr.48]
Chọn cách sắp xếp ống theo hình lục giác, gọi a là số ống trên một cạnh hình lục giác. b = 2a − 1 { a = 5
n = 3a. (a − 1) + 1 = 61 →{b = 9
Chọn a = 5 ống → số ống trên đường chéo hình lục giác : b = 9 ống
h.Tính đường kính thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu D = t.(b -1) + 4d (m) (Sổ tay II - 49) Trong đó:
t : bước ống t = 1,2.d = 1,2.0,025 = 0,03 (m)
d : đường kính ngoài của ống: d = 0,025 (m)
Số ống trên đường xuyên tâm là: b = 9
→Theo [STQTTB-II tr.49], đường kính trong của thiết bị là
: Dt = 0,03.(9 - 1) + 4.0,025 = 0,34 m 0,35 m.
k.Tính lại vận tốc và chia ngăn Vận tốc thực tế : 4. GF ω = 4.3500 t π. d2. n. ρ = = 0,047 m⁄s 3,14. 0,0212. 61.988,596 .3600 Vận tốc giả thiết : Re 7820,8762.0,5309. 10−3 ωgt = = = 0,2 m⁄s d. ρ 0,021.988,596 Số ngăn ωt m = 0,2 ω = = 4,26 ngăn gt 0,047
Quy chuẩn, ta chia thiết bị làm :m = 5 ngăn
Vậy các thông số của thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu : F = 4,96 m2 L = 1,5 m Dn = 25 mm D = 350 mm n = 61 ống m = 5 ngăn. 7.2. Tính thùng cao vị
7.2.1. Các trở lực trong quá trình tiếp liệu
Áp suất toàn phần cần thiết để khắc phục tất cả sức cản thủy lực trong hệ thống
cả ống dẫn vào thiết bị khi dòng chảy đẳng nhiệt.
∆P = ∆Pđ + ∆Pm + ∆PH + ∆Pc + ∆Pk + ∆Pt , N⁄m2 [II. 53 STQTTB − I tr. 376] Trong đó:
Pđ: áp suất động lực học cần thiết để tạo tốc độ cho dòng chảy ra khỏi ống dẫn, N/m2; ρ. ω2 ∆Pđ = [II. 54 STQTTB − I tr. 377] 2
: khối lượng riêng của chất lỏng trong ống, kg/m3;
: tốc độ dòng chảy, m/s;
Pm: áp suất để khắc phục trở lực ma sát khi dòng chảy ổn định trong ống thẳng, N/m2. L ρ. ω2 L ∆P = λ. m = λ. . . ∆P d đ [II. 55 STQTTB − I tr. 377] tb 2 dtb : hệ số ma sát;
L: chiều dài ống nối, m;
dtđ: đường kính tương đương ống dẫn, m;
Pc: tổn thất áp suất cục bộ, N/m2 ρ. ω2 ∆Pc = ξ. [II. 56 STQTTB − I tr. 377] 2 Với:
: hệ số trở lực cục bộ;
PH: áp suất cần thiết để nâng chất lỏng lên cao để khắc phục áp suất thủy tĩnh
∆PH = ρ. g. H , N⁄m2 [STQTTB − I tr. 377]
: khối lượng riêng của chất lỏng, kg/m3;
H: chiều cao chất lỏng, N/m;
Pt: áp suất cần thiết để khắc phục trở lực trong thiết bị, N/m2;
Pk: áp suất bổ sung ở cuối ống dẫn trong nhiều trường hợp.
a.T rở lực của đoạn ống từ thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu đến tháp
Tính áp suất động học: ρ. ω2 ∆Pđ = 2
Khối lượng riêng dung dịch tại ts = tF = 73,54C trong phần tính toán cơ khí đã tính với = 957,7385 kg/m3
d = 70 mm ( đường kính ống dẫn liệu, đã tính trong phần tính toán cơ khí)
Tốc độ trung bình của lưu thể: 4. V 4.3500 ω = = = 0,264 m⁄s
π. d2. ρ. 3600 3,14. 0,072. 957,7385.3600
→ ∆Pđ = ρ. ω2 957,7385. 0,2642 = = 33,3573 N⁄m2 2 2
Tính áp suất để khắc phục trở lực ma sát: L ρ. ω2 L ∆P . m = λ. = λ. . ∆P d đ N⁄m2 tb 2 dtb
Chọn chiều dài ống dẫn: L = 2,5m;
Đường kính tương đương của ống: dtđ = d = 70mm = 0,07 m
Chuẩn số Re của lưu thể: ω. d. ρ Re = μ
Độ nhớt của hỗn hợp tại tF = 73,54C
Nội suy theo bảng [I.101 STQTTB-I tr.9], ta được: A = 0,60522.10-3 N.s/m2 N = 0,3932.10-3 N.s/m2
→ lg μhh = xF. lg μN + (1 − xF). lg μA =
= 0,9746. lg 0,3932. 10−3 + (1 − 0,9746). lg 0,60522 10−3
→ μhh = 0,3975. 10−3 N. s⁄m2 ω. d. ρ 0,246.0,07.957,7385 4 Re = μ = 0,3975. 10−3 = 44525,805 > 10
Vậy dòng chảy trong ống là dòng chảy xoáy
Chọn ống làm bằng ống tráng kẽm mới bình thường. Tra bảng [II.15 STQTTB-I tr.381], ta có:
= 0,1 – 0,5 mm → Chọn = 0,1 mm dtđ 0,07 → = = 700 ε 0,1. 10−3 Vậy: 8 dtđ 7 8
Regh = 6. ( ) = 6. 7007 = 10707,593 ε 9 dtđ 8 9
Ren = 220. ( ) = 220. 7008 = 349267,3394 ε
Ta thấy Regh < Re < Ren vì vậy hệ số ma sát được tính theo công thức sau: ε 100 0,25 λ = 0,1. (1,46. + ) [STQTTB − I tr. 380] dtđ Re 0,1. 10−3 → λ = 0,1. (1,46. 100 0,25 + ) = 0,026 0,07 44525,805 → ∆Pm L 2,5 = λ. . = 0,026. . 33,3753 = 30,9914 N⁄m2 dtb ∆P 0,07 đ
Tính trở lực cục bộ: PC: ∆P ρ. ω2 c = ξ. = ξ. ∆P 2 đ , N⁄m2
: hệ số trở lực cục bộ; Trên ống có:
+ Một van chắn tiêu chuẩn, mở hoàn toàn. Theo bảng [II.26 STQTTB-I tr.397], ta có: 1 = 4,225
+ Trở lực của 3 khủy 90 do 3 khủy 30 tạo thành. Chọn a/b = 1. Từ bảng
[II.26 STQTTB-I tr.394] → 2 = 3.0,3 = 0,9
+ Trở lực ra khỏi cửa, đột mở: F0 = 0,1667 Ft 3 = 0,6966
→ ∑ ξ = ξ1 + 3. ξ2 + ξ3 = 4,225 + 3.0,9 + 0,6966 = 7,6216
∆PC = ξ. ∆Pd = 7,6216.33,3753 = 254,374 N⁄m2
Vậy áp suất tổng cộng là:
∆P1 = ∆Pd + ∆Pm + ∆PC = 33,3753 + 30,9914 + 254,374 = 318,74 N⁄m2
→Chiều cao cột chất lỏng tương ứng với P1 là: ∆P1 318,74 H = = = 0,034 m 1 ρ. g 957,7385.9,81
b.T rở lực của ống dẫn từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
Tính áp suất động học: ∆Pđ = ρ. 2 2 ω
Khối lượng riêng của hỗn hợp: 1 aF 1 − aF = + ρhh ρN ρA
Nội suy từ bảng [I.2 STQTTB-I tr.9] ở 25C, ta được: A = 1042,75 kg/m3 N = 996,5 kg/m3 a −1 F 1 − aF → ρ 0,92 1 − 0,92 −1 hh = ( + ) = ( ) = 1000,0485 kg⁄m3 N ρ ρA 1042,75 + 996,5
Tốc độ của hỗn hợp chảy trong ống dẫn là: 4. V 4.3500 ω = = = 0,2639 m/s
π. d2. 3600 3,14. 0,072. 3600
→ ∆Pđ = ρ. ω2 1000,0485. 0,26392 = = 34,8233 N⁄m2 Tính P 2 2 m: L ρ. ω2 L ∆P . m = λ. = λ. . ∆P d đ N⁄m2 tb 2 dtb
Chuẩn số Reynolt của lưu thể ω. d. ρ Re = μ
Độ nhớt của dung dịch ở 25C
Nội suy từ bảng [I.101 STQTTB-I tr.91], ta được: A = 1,125.10-3 N.s/m2 N = 0,9005.10-3 N.s/m2
→ lg μhh = xF. lg μN + (1 − xF). lg μA =
= 0,9746. lg 0,9005. 10−3 + (1 − 0,9746). lg 1,125 10−3
→ μhh = 0,9056. 10−3 N. s⁄m2
ω. d. ρ 0,2639.0,07.1000,0485 4 Re = μ = 0,9056. 10−3 = 20399,62 > 10
Vậy dòng chảy trong ống là dòng chảy xoáy
Ta thấy Regh < Re < Ren vì vậy hệ số ma sát được tính theo công thức sau: ε 100 0,25 λ = 0,1. (1,46. + ) [STQTTB − I tr. 380] dtđ Re 0,1. 10−3 → λ = 0,1. (1,46. 100 0,25 + ) = 0,0289 0,07 20399,62
Chọn chiều dài đoạn ống là: L = 10m L 10 → ∆P = 0,0289. m = λ. . . 33,3753 = 137,792 N⁄m2 dtb ∆P 0,07 đ
Tính trở lực cục bộ: PC: ∆P ρ. ω2 c = ξ. = ξ. ∆P 2 đ , N⁄m2
: hệ số trở lực cục bộ;
Trở lực cục bộ của các đoạn ống:
+ Trở lực vào ống thẳng: chọn 1 = 0,5
+ Có 2 khủy 90 trong đó có 3 khủy 30 tạo
thành Chọn a/b = 1 → 2 = 3.0,3 = 0,9 [STQTTB-I tr.394]
+ 1 van tiêu chuẩn: 3 = 4,225 [STQTTB-I tr.397]
∑ ξ = ξ1 + 2. ξ2 + ξ3 = 0,5 + 2.0,9 + 4,225 = 6,525
∆PC = ξ. ∆Pd = 6,525.34,8233 = 227,222 N⁄m2
Vậy áp suất tổng cộng là:
∆P2 = ∆Pd + ∆Pm + ∆PC = 34,8233 + 137,792 + 227,222 = 399,8373 N⁄m2
→Chiều cao cột chất lỏng tương ứng với P2 là: ∆P2 399,8373 H = = = 0,04 m 2 ρ. g 1000,0485.9,81
c.T rở lực của thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
Tính áp suất động học: ρ. ω2 ∆Pđ = 2
Tốc độ lưu thể đi trong ống là: ω V t = f
V: Thể tích của hỗn hợp
f: tiết diện bề mặt truyền nhiệt F V = , m3⁄s 3600. ρhh n f = π. d2 , m2 4 . m
n: Số ống của thiết bị gia nhiệt, n = 61 ống
m: Số ngăn của thiết bị gia nhiệt, m = 5 ngăn
Theo phần tính toán thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu đã có: hh = 990,961 kg/m3 F → V = 3600.ρ 3500 = 0,975. 10−3 m3⁄s1 hh = 3600.990,961 n π. d2 61 3,14. 0,0212 → f = . = . = 4,2235. 10−3 m2 m 4 5 4 V 0,975. 10−3 = = 0,231 m⁄s ωt = f 4,2235. 10−3 ρ. ω2 990,961. 0,2312 → ∆P = đ = = 26,44 N⁄m2 2 2 Tính Pm ∆P ρ. ω2 m = λ. L L . = λ. . ∆P d đ N⁄m2 tb 2 dtb
Chuẩn số Reynolt của lưu thể ω. d Re = td. ρ μ
Theo phần tính toán thiết bị đun sôi hỗn hợp đầu ở nhiệt độ trung bình t = 52,16C ta
đã tính được: = 0,5309.10-3 N.s/m2 Vậy:
ω. dtd. ρ 990,961.0,231.0,021 4 Re = μ = 0,5309. 10−3 = 9054,722 > 10
Vậy hổn hợp ở chế độ chảy xoáy Ta có: dtđ 0,021 = = 210 ε 0,1. 10−3 Vậy: 8 dtđ 7 8
Regh = 6. ( ) = 6. 2107 = 2704,682 ε 9 dtđ 8 9
Ren = 220. ( ) = 220. 2108 = 90140,3806 ε
Ta thấy Regh < Re < Ren vì vậy hệ số ma sát được tính theo công thức sau: ε 100 0,25 λ = 0,1. (1,46. + ) [STQTTB − I tr. 380] dtđ Re 0,1. 10−3 → λ = 0,1. 100 0,25 + ) = 0,029 (1,46. 0,021 90140,3806
Chiều dài đoạn ống là: L = m.h = 5.1,5 = 7,5 m L 7,5 → ∆P = 0,029. m = λ. . . 26,44 = 273,843 N⁄m2 dtb ∆P 0,021 đ
Tính trở lực cục bộ: PC: ∆P ρ. ω2 c = ξ. = ξ. ∆P 2 đ , N⁄m2
: hệ số trở lực cục bộ;
Khi vào thiết bị, dòng chảy qua nhiều chỗ ngoặt và đột thu đột mở
+ Tiết diện cửa vào bằng tiết diện cửa ra của ống: π . d2 f1 = td
3,14. 0,072 = 3,8465. 10−3 m2 = 4 4
+ Tiết diện khoảng trống ở 2 đầu thiết bị đối với mỗi ngăn là: π. D2 1 t 3,14. 0,352 1 f . . 2 = = 0,02 m2 4 5 = 4 m
+ Tiết diện ống truyền nhiệt của một ngăn là: π. D2 n 3,14. 0,0212 61 f = . 3 = t . = 4,2235. 10−3 m2 4 m 4 5
+ Khi dòng chảy chảy vào thiết bị ia nhiệt tức là đột mở: f1 3,8465. 10−3 = f2 0,02 = 0,1923
→ ξ1 = (1 − 0,1923)2 = 0,6523
+ Khi dòng chảy từ các khoảng trống vào các ngăn, tức là đột thu 2 lần: f2 0,02 = = 0,211 f 4,2235. 10−3 3
Nội suy theo bảng [II.16 STQTTB-I tr.388] → 2 = 0,59
+ Khi dòng chảy từ các ngăn ra khoảng trống, tức là đột mở 2 lần: 3 = (1-0,211)2 = 0,6225
Tra bảng [I.16 STQTTB-I tr.388], ta được: f1 3,8465. 10−3 = f2 0,02 = 0,1923 →4 = 0,612
→ = 1 + 5.2 + 5. 3 + 4 = 0,6523 + 5.0,59 + 5.0,6225 + 0,612 = 5,5072
→ ∆PC = ξ. ∆Pd = 5,5072.26,44 = 154,61 N⁄m2
Trở lực thủy tĩnh của thiết bị
∆PH = ρ. g. H = 990,961.9,81.1,5 = 14581,991 N⁄m2
∆P3 = ∆PH + ∆Pm + ∆Pc + ∆Pđ = 14581,991 + 273,843 + 154,61 + 26,44 = 15036,884 N⁄m2
Chiều cao cột chất lỏng tương ứng với P3 là: ∆P3 15036,884 H = = = 1,546 m 3 ρ. g 990,961.9,81
7.2.2. Tính chiều cao của thùng cao vị so với đĩa tiếp liệu Các kí hiệu:
H0: chiều cao tính từ mặt thoáng bể chứa dung dịch đến mặt thoáng thùng cao vị, m;
H1: chiều cao tính từ đáy tháp đến đĩa tiếp liệu, m;
H2: chiều cao tính từ nơi đặt bơm đến đáy tháp, m;
Z: chiều cao tính từ đĩa tiếp liệu đến mặt thoáng thùng cao vị, m;
Bơm làm việc liên tục trong quá trình chưng luyện, đưa dung dịch từ bể chứa lên
thùng cao vị, mức chất lỏng trong thùng cao vị được giữ ở mức không dồi nhờ ống
chảy tràn để duy trì áp suất không đổi nhờ ống chảy tràn để duy trì áp suất không đổi cho quá trình cấp liệu.
→Lưu lượng bơm: GB = GF = 3500 kg/h
Viết phương trình Becnuli cho hai mặt cắt 1-1 và 2-2 so với mặt tiêu chuẩn 2-2. P1 w2 P2 1 + + Z = 2 w2 + + H ρ1. g 2. g ρ2. g 2. g m Trong đó:
P1, P2: áp suất tại măt cắt 1-1 và 2-2, N/m2 P1 = Pa = 98100 N/m2
P2 = P1 + PuL =91800 + 17928,23 = 116028,23 N/m2
w1: vận tốc dung dịch tại mặt cắt 1-1 m/s. Coi w1 = 0 vì tiết diện thùng cao vị rất lớn so với tiết diện ống.
w2: vận tốc dung dịch tại mặt cắt 2-2 m/s. w2 = 0,168 m/s
1: khối lượng riêng của dung dịch trước khi gia nhiệt, kg/m3 →1 = 957,7385 kg/m3
2: khối lượng riêng của dung dịch sau khi gia nhiệt, kg/m3 →2 = 1000,0485 kg/m3
Hm = H1 + H2 + H3 = 0,034 + 0,04 + 1,546 = 1,62 m P2 w2 P 2 1 Z = + + H − ρ 2. m 2. g ρ1. g 116026,23 0,1682 g = 98100 + − + 1,62 = 3,9714 m 957,7385.9,81 2.9,81 1000,0485.9,81 7.3. Tính toán bơm
Để tính về bơm trong việc đưa hỗn hợp đầu lên thùng cao vị đảm bảo yêu cầu
công nghệ thì ta phải tính các trở lực của đường ống dẫn liệu của thiết bị gia nhiệt hỗn
hợp đầu từ đó tính ra chiều cao thùng cao vị so với vị trí đĩa tiếp liệu vào tháp. Cuối
cùng tính công suất và áp suất toàn phần của bơm. Ta chọn bơm ly tâm.
Bơm ly tâm làm việc áp suất thường, với số vòng quay của bơm là n = 60 vòng/
phút, chiều cao hút của bơm ở nhiệt độ thường t = 25C là 5,75m theo bảng [II.31
STQTTB-I tr.439]. Ở chiều cao này bơm làm việc tuần hoàn đảm bảo và không xảy ra hiện tượng xâm thực.
Chiều cao đẩy của bơm là:
Hđ = H′C + Z + Hđáy + Hb = 2,2566 + 3,97 + 1,5 + 0,15 = 7,8766 m
→Chiều cao làm việc của bơm là:
HF = Hh + Hd = 5,75 + 7,8766 = 13,63 m
Tổn thất áp suất trên đường ống: ρ. ω2 957,7385. 0,1682 ∆P = đ = = 13,52 N⁄m2 2 2 Tính Pm
Trong phần tổn thất áp suất từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu ta tính được: Re = 20399,62 = 0,0289
Chiều dài ống: L = H = 13,63m L 13,63 ∆P = 0,0289. . 13,52 = 76,08 N⁄m2 m = λ. . dtb ∆P 0,07 đ Tính PC ∆PC = ξ. ΔPđ
Trên đường ống có 2 khủy mỗi khủy do 3 khủy 30 tạo thành →1 = 3.0,3
= 0,9 Có 2 van tiêu chuẩn nên → 2 = 4,225
→ = 2.1 + 22 = 2.0,9 + 2.4,225 = 10,25
∆PC = ξ. ΔPđ = 10,25.13.52 = 138,58 N⁄m2 Vậy:
∆P = ∆Pm + ∆Pc + ∆Pđ = 76,08 + 138,58 + 13,52 = 228,18 N⁄m2
Chiều cao cột chất lỏng tương ứng là: ∆P 228,18 H = = = 0,023 m m ρ. g 1000,0485.9,81
Do đó áp suất toàn phần của bơm là:
H = HF + Hm = 13,63 + 0,023 = 13,623 m
Năng suất của bơm: F 3500 Q = = = 3,5 m3⁄h ρ 1000,0485
Công suất trên trục bơm: Trong đó: Q. ρ. g. H [STQTTB − I tr. 439] N = 1000. η
Q: năng suất của bơm, m3/s;
: khối lượng riêng của chất lỏng, kg/m3;
g: gia tốc trọng trường, m/s2;
H: áp suất toàn phần của bơm, m;
: hiệu suất chung của bơm. = 0.tl.ck
Theo bảng [II.32 STQTTB-I tr.439] đối với bơm ly tâm ta có các thông số sau:
- Hiệu suất thể tích: 0 = 0,85 – 0,96
- Hiệu suất thủy lực: tl = 0,8 – 0,85
- Hiệu suất cơ khí: ck = 0,92 – 0,96 Ta chọn:
- Hiệu suất thể tích: 0 = 0,9
- Thể tích thủy lực: tl = 0,85
- Thể tích cơ khí: ck = 0,96
→ = 0.tl.ck = 0,9.0,85.0,96 = 0,7344
Vậy công suất của bơm là: Q. ρ. g. H N = 3,5.1000,0485.9,81.13,653 1000. η = = 0,1773 kW 1000.0,7344.3600
Công suất của động cơ điện: N Nđc = , (kW) [STQTTB − I tr. 439] ηđc. ηtr Trong đó:
nđ: hiệu suất của động cơ điện = 0,8;
tr: hiệu suất truyền động = 1; → Nđc = η N 0,1773 = = 0,222 kW 0,8.0,1 đc. ηtr
Trong thực tế thường phải chọn công suất của động cơ lớn hơn công suất tính toán đ
NCc = β. Nđc [STQTTB − I tr. 439] Trong đó:
: là hệ số dự trữ công suất từ bảng [ II.33 STQTTB-I tr.439] với Nđc < 1 ta suy ra: = 1,8 Vậy: đ
NCc = β. Nđc = 1,8.0,222 = 0,3996 kW
Vậy trong thực tế ta chọn bơm có công suất là: 0,5 kW TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1]. Trần Hùng Dũng – Nguyễn Văn Lục – Hoàng Minh Nam – Vũ Bá Minh,
“Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Tập 1, Quyển 2: Phân riêng
bằng khí động, lực ly tâm, bơm, quạt, máy nén. Tính hệ thống đường ống”, Nhà
xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 1997, 203tr.
[2]. 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, 388tr.
[3]. 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, 372tr.
[4]. Phạm Văn Bôn – Vũ Bá Minh – Hoàng Minh Nam, “Quá trình và Thiết bị
trong Công Nghệ Hóa Học – Tập 10: Ví dụ và Bài tập”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 468tr.
[5]. Tập thể tác giả, “Sổ tay Quá trình và Thiết bị Công nghệ Hóa chất – Tập 1”, Nhà
xuất bản Khoa học Kỹ thuật Hà Nội, 1999, 626tr.
[6]. Tập thể tác giả, “Sổ tay Quá trình và Thiết bị Công nghệ Hóa chất – Tập 2”, Nhà
xuất bản Khoa học Kỹ thuật Hà Nội, 1999, 447tr.
Document Outline
- BỘ CÔNG THƯƠNG
- ĐỒ ÁN KỸ THUẬT THỰC PHẨM
- LỜI CẢM ƠN
- MỤC LỤC
- LỜI MỞ ĐẦU
- CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN
- 1.1. Khái niệm về chưng cất
- 1.1.1. Khái niệm
- 1.1.2. Các phương pháp chưng cất
- 1.1.3. Thiết bị chưng cất
- 1.2. Giới thiệu sơ bộ nguyên liệu
- 1.2.1. Acid acetic
- 1.2.2. Nước
- 1.3. Đồ thị cân bằng acid acetic – nước
- 1.1. Khái niệm về chưng cất
- CHƯƠNG 2. QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ
- CHƯƠNG 3. CÂN BẰNG VẬT CHẤT
- 3.1. Các thông số ban đầu:
- 3.2. Xác định suất lượng sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy thu được
- 3.3. Xác định chỉ số hoàn lưu làm việc
- 3.3.1. .Nồng độ phần mol
- 3.3.2. Suất lượng mol tương đối của dòng nhập liệu
- 3.3.3. Tỉ số hoàn lưu làm việc
- 3.3.4. Đường làm việc
- 3.4. Xác định suất
- 3.4.1. Tại đỉnh tháp:
- 3.4.2. Tại mâm nhập liệu:
- 3.4.3. Tại đáy tháp:
- CHƯƠNG 4. CÂN BẰNG NĂNG LƯỢNG
- 4.1. Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị đun sôi hỗn hợp đầu
- a. Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào
- b. Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào
- c. Nhiệt lượng do hỗn hợp mang ra
- d. Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra
- e. Nhiệt lượng mất mát ra môi trường xung quanh
- f. Lượng hơi đốt cần thiết để đun nóng dung dịch đầu đến nhiệt độ sôi
- 4.2. Cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện
- a.Nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào tháp
- b. Nhiệt lượng do hơi mang ra ở đỉnh tháp
- c. Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra
- d. Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra
- 4.3. Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ
- 4.4. Cân bằng nhiệt lượng tại thiết bị làm lạnh
- Tính t,1
- CHƯƠNG 5. TÍNH TOÁN THIẾT BỊ CHÍNH
- 5.1. Đường kính tháp chưng cất
- 5.1.1. Lượng hơi trung bình đi trong tháp
- a. Lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất
- b. Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng
- 5.1.2. Khối lượng riêng trung bình:
- a.Khối lượng riêng trung bình của đoạn cất
- b.Khối lượng riêng trung bình của đoạn chưng
- 5.1.3. Tốc độ của khí (hơi) đi trong tháp:
- a. Tốc độ hơi đi trong đoạn cất
- Tính độ nhớt
- b. Tốc độ hơi đi trong đoạn chưng
- Tính độ nhớt
- 5.1.4. Đường kính tháp chưng cất
- b. Đường kính đoạn chưng
- Quy chuẩn ta lấy đường kính tháp chưng là DC = Dc = D = 1,7m.
- 5.2. Chiều cao tháp chưng cất
- 5.2.1. Chiều cao của một đơn vị chuyển khối
- a. Xác định chỉ số Re
- Chuẩn số Re của pha lỏng trong đoạn chưng
- Chuẩn số Re pha hơi của đoạn cất
- Chuẩn số Re pha lỏng trong đoạn cất
- b. Xác định chỉ số khuếch tán
- Hệ số khuếch tán của hỗn hợp lỏng ở đoạn chưng
- Đoạn cất
- Hệ số khuếch tán của hỗn hợp lỏng ở đoạn cất
- c. Xác định chỉ số Prand
- Chuẩn số Prand trong pha lỏng đoạn chưng
- Đoạn cất
- Chuẩn số Prand trong pha hơi đoạn cất
- Chuẩn số Prand trong pha lỏng đoạn chưng
- d. Tính hệ số thấm ướt
- Mật độ tưới thực tế
- Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha hơi đoạn chưng:
- Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha lỏng đoạn chưng:
- Đoạn cất
- Mật độ tưới thực tế
- Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha hơi đoạn chưng:
- Chiều cao của một đơn vị chuyển khối đối với pha lỏng đoạn chưng
- 5.2.2. Số đơn vị chuyển khối
- Áp dụng công thức SIMSON:
- b. Đoạn cất
- Áp dụng công thức SIMSON:
- 5.2.3. Tính m
- b. Xác định mc
- 5.2.4. Xác định chiều cao tháp
- Vậy chiều cao lớp đệm đoạn chưng là:
- b. Đoạn cất
- Vậy chiều cao lớp đệm đoạn cất là:
- 5.2.5. Chiều cao toàn tháp
- Chiều cao của lớp đệm
- 5.3. Trở lực của tháp đệm
- 5.3.1. Trở lực đoạn chưng
- 5.3.2. Trở lực đoạn cất
- Vậy trở lực của toàn tháp:
- 5.1. Đường kính tháp chưng cất
- CHƯƠNG 6. TÍNH TOÁN CƠ KHÍ VÀ LỰA CHỌN
- 6.1. Tính toán thân tháp
- 6.1.1. Chọn vật liệu làm thân tháp
- a. Cách chế tạo:
- b. Tính toán sức bền vật liệu
- 6.1.2. Tính chiều dày thân tháp
- Kiểm tra ứng suất thành thiết bị theo công thức [XIII.26 STQTTB-II tr.365]
- 6.2. Tính chiều dày đáy tháp và nắp thiết bị
- 6.2.1. Chiều dày nắp
- Kiểm tra ứng ứng suất nắp bằng nước:
- 6.2.2. Chiều dày đáy thiết bị
- Kiểm tra ứng ứng suất nắp bằng nước:
- 6.3. Tính đường kính ống dẫn
- 6.3.1. Đường kính ống dẫn sản phẩm đỉnh
- a. Đường kính của ống dẫn hơi đỉnh tháp là:
- b. Đường kính ống dẫn hồi lưu sản phẩm đỉnh
- 6.3.2. Đường kính ống dẫn hỗn hợp đầu
- 6.3.3. Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy
- b. Đường kính ống dẫn hồi lưu sản phẩm đáy
- 6.4. Tra bích
- 6.4.1 Chọn bích liền bằng thép kim loại đen để nối các bộ phận của thiết bị và ống
- 6.4.1. Kích thước chiều dài ồng nối
- 6.5. Lưới đỡ đệm, dầm đỡ đệm
- 6.5.1. Đĩa phân phối
- 6.5.2. Lưới đỡ đệm
- 6.5.3. Dầm đỡ đệm
- Vậy khối lượng của lớp đệm đoạn chưng là:
- Vậy khối lượng của lớp đệm đoạn chưng là:
- Vậy khối lượng đệm trong tháp chưng là:
- 6.6. Giá đỡ và tai treo
- 6.6.1. Tai treo
- 6.6.2. Giá đỡ
- 6.1. Tính toán thân tháp
- CHƯƠNG 7. TÍNH TOÁN VÀ CHỌN THIẾT BỊ PHỤ
- 7.1. Thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
- 7.1.1. Tính hiệu số nhiệt độ trung bình
- 7.1.2. Tính nhiệt lượng trao đổi
- 7.1.3. Tính hệ số cấp nhiệt
- a. Xác định chế độ chảy của hỗn hợp chất lỏng trong ống (tính chuẩn số Re)
- b. Tính chuẩn số Pr
- d. Tính hệ số cấp nhiệt của hơi bão hòa
- e. Tính tổng trở thành ống Σ r
- f. Tính hiệu số nhiệt độ giữa hai thành ống
- g. Tính nhiệt lượng do thành ống cung cấp cho dung dịch
- i. Xác định bề mặt ống truyền nhiệt.
- j. Tính số ống truyền nhiệt, chọn cách sắp xếp ống theo hình 6 cạnh
- h.Tính đường kính thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
- k.Tính lại vận tốc và chia ngăn
- 7.2. Tính thùng cao vị
- 7.2.1. Các trở lực trong quá trình tiếp liệu
- a.T rở lực của đoạn ống từ thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu đến tháp
- Tính áp suất để khắc phục trở lực ma sát:
- Chuẩn số Re của lưu thể:
- Tính trở lực cục bộ: PC:
- Trên ống có:
- Vậy áp suất tổng cộng là:
- →Chiều cao cột chất lỏng tương ứng với P1 là:
- b.T rở lực của ống dẫn từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
- Tính Pm:
- Chuẩn số Reynolt của lưu thể
- Tính trở lực cục bộ: PC:
- Vậy áp suất tổng cộng là:
- →Chiều cao cột chất lỏng tương ứng với P2 là:
- c.T rở lực của thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
- Tính Pm
- Chuẩn số Reynolt của lưu thể
- Tính trở lực cục bộ: PC:
- Trở lực thủy tĩnh của thiết bị
- Chiều cao cột chất lỏng tương ứng với P3 là:
- 7.2.2. Tính chiều cao của thùng cao vị so với đĩa tiếp liệu
- 7.3. Tính toán bơm
- Tổn thất áp suất trên đường ống:
- Tính PC
- Do đó áp suất toàn phần của bơm là:
- Năng suất của bơm:
- Công suất trên trục bơm:
- Vậy công suất của bơm là:
- Công suất của động cơ điện:
- 7.1. Thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu
- TÀI LIỆU THAM KHẢO