TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI KHOA CÔNG NGHỆ HÓA HỌC NGÀNH QUÀ TRÌNH - THIẾT BỊ TRONG CÔNG NGHỆ HÓA HỌC ĐỒ ÁN MÔN HỌC TÍNH TOÁN THIẾT KẾ HỆ THỐNG CHƯNG LUYỆN HỖN HỢP HAI CẤU TỬ CS2 – CCl4
Người thiết kế: Đậu Văn Viên Lớp: Hóa dầu - QN Lớp: K48 Người hướng dẫn: Nguyễn Hữu Tùng
Hà Nội 2007
1
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI Độc lập - Tự do - Hạnh phúc
KHOA CÔNG NGHỆ HÓA HỌC BỘ MÔN QT – TB CÔNG NGHỆ HÓA THỰC PHẨM NHIỆM VỤ THIẾT KẾ MÔN HỌC
Họ và tên: Đậu Văn Viên
Lớp: Hóa dầu – K48 QN
Nhóm 2
I. Đầu đề thiết kế
Thiết kế và tính toán hệ thống chưng luyện liên tục làm việc ở áp suất thường để tách hỗn hợp hai cấu tử CS2 – CCl4. Hỗn hợp đầu vào tháp ở nhiệt độ sôi
Lọai tháp:
II. Các số liệu ban đầu
- Năng suất thiết bị tính theo hỗn hợp đầu:
- Nồng độ tính theo cấu tử dễ bay hơi:
+ Hỗn hợp đầu(aF):
+ Sản phẩm đỉnh(ap): + Sản phẩm đáy(aw):
III. Yêu cầu thiết kế
1. Phần mở đầu
2. Vẽ thuyết minh dây chuyền sản xuất
3. Tính toán thiết bị chính:
a. Tính cân bằng vật liệu toàn thiết bị
b. Tín đường kính và chiều cao tháp
c. Tính trở lực
d. Tính toán cơ khí
4. Tính và chọn thiết bị phu
Thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu và bơm
2
5. Kết luận
6. Tài liệu tham khảo
IV. Các bản vẽ và đồ thị
Bản vẽ dây chuyền sản xuất: A4 Bản vẽ thiết bị chính: A1
V. Cán bộ hướng dẫn: Nguyễn Hữu Tùng
VI. Ngày giao nhiệm vụ thiết kế:
VI. Ngày hoàn thành: 19/ 11/2007
Ngày ......... tháng ......... năm 2007
Ban chủ nhiệm khoa Cán bộ hướng dẫn thiết kế (Họ tên và chữ ký) (họ tên và chữ ký)
Đánh giá kết quả:
Điểm thiết kế:
Điểm bảo vệ:
Điểm tổng hợp:
Ngày ........ tháng ........ năm 2007 Ngày ........ tháng ........năm 2007
Cán bộ chấm bài Người nhận (Họ tên và chữ ký) (Họ tên và chữ ký)
3
Lời mở đầu
Trong lịch sử loài người việc chưng tách các cấu tử được ứng dụng từ rất sớm để tách các loại tinh dầu, khi axit sunfuric, axit nitric và đặc biệt là từ khi rượu được khám phá thì chưng cất trở thành phương pháp hết sức quan trọng. Ngày nay chưng cất phát triển rất mạnh được ứng dụng rộng rãi trong công nghiệp và đời sống. Đặc biệt đối với nhiều ngành trong công nghệ hóa chất thì chưng cất là một khâu quan trọng không thể thiếu. Đối với nhiều quá trình công nghệ yêu cầu tách hỗn hợp các chất với nồng độ cao, năng suất lớn do đó người ta sử dụng phương pháp chưng luyện liên tục. Chưng luyện là phương pháp dùng nhiệt để tách hỗn hợp các cấu tử có nhiệt độ sôi khác nhau có hồi lưu trở lại một lượng sản ở sản phẩm đỉnh. Do đó chỉ số hồi lưu là thông số quan trọng nhất quyết định tính kinh tế và kĩ thuật của quá trình chưng luyện. Đồ án này tính toán và thiết kế tháp chưng luyện liên tục ở áp suất khí quyển hỗn hợp hợp gồm hai cấu tử CS2 – CCl4. Thông thường người ta điều chế CCl4 bằng cách clo hóa CS2 nên việc chưng tách hỗn hợp này là rất quan trọng và có ý nghĩa lớn trong thực tế. Đây là hỗn hợp hai cấu tử ở dạng lỏng tan lẫn vào nhau có nhiệt độ sôi cách xa nhau. CS2 có nhiệt độ sôi là 42,20C, rất độc nên dùng làm thuốc trừ sâu trong nông nghiệp, là dung môi rất tốt cho nhiều chất như brom, iot, lưu huỳnh, photpho, chất béo, sáp, nhựa, cao su v.v…Trên thực tế CS2 thường dùng được làm dung môi và chất chiết. Phần lớn lượng CS2 được sản xuất là để dùng vào công nghiệp sợi. CCl4 có nhiệt độ sôi là 770C thường được dùng để làm dung môi không cháy đối với các chất béo và dùng để dập tắt lửa. Đồ án tính toán, thiết kế này nhằm giúp thành thạo và ngày càng hoàn thiện hơn các kỹ năng tính toán, khả năng tra cứu tài liệu. Đồng thời giúp hiểu sâu sắc hơn về phương pháp chưng cất nói chung và phương pháp chưng luyện nói riêng bổ sung vào kiến thức môn hóa công cũng như các môn học liên quan.
4
Chú thích:
1. Thùng chứa hỗn hợp đầu 2. Bơm 3. Thùng cao vị 4. Thiết bị ống chùm để gia nhiệt hỗn hợp đầu 5. Tháp chưng luyện 6. Thiết bị ống chùm ngưng tụ sản phẩm đỉnh 7. Thiết bị phân chia dòng hồi lưu 8. Thiết bị ống chùm làm lạnh sản phẩm đỉnh 9. Thiết bị đun bốc hơi đáy tháp 10. Thùng chứa sản phẩm đỉnh 11. Cửa tháo nước ngưng 12. Thùng chứa sản phẩm đáy
Nguyên lí hoạt động Hỗn hợp CS2 và CCl4 từ thùng chứa ban đầu (1) được bơm lên thùng cao vị bằng bơm (2). Chất lỏng trên thùng cao vị nếu vượt quá mức quy định thì sẽ được cho chảy trở lại thùng chứa (1) đầy thùng chứa. Hỗn hợp CS2 – CCl4 từ thùng cao vị sẽ đi qua thiết gia nhiệt hỗn hợp đầu. Ở đây hỗn hợp đầu được đun nóng đến nhiệt độ sôi bằng hơi nước bão hòa sau đó đi và tháp chưng luyện (5) tại đĩa tiếp liệu.Trong tháp chưng luyện hơi đi từ dưới lên và lòng đi từ trên xuống quá trình chuyển khối xảy ra trong các lớp đệm của thiết bi. Theo chiều cao tháp thì càng lên cao nhiệt độ càng giảm do đó CCl4 có nhiệt độ sôi thấp hơn sẽ ngưng tụ lại thành lỏng đi xuống phía đáy tháp đồng thời nhiệt tỏa ra khi ngưng tụ sẽ giúp làm bay hơi CS2. Do đó hơi đi lên từ đáy tháp chứa chủ yếu là CS2 và ở đáy tháp là hỗn hợp giàu CCl4. Hơi ở đỉnh tháp chứa một ít CCl4 đi qua thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh (6) ngưng tụ thành lỏng và nhờ thiết bị phân chia dòng (7) thì một phần sản đỉnh được hồi lưu trở lại tháp để tăng độ tinh khiết của sản phẩm đỉnh. Phần còn lại nồng độ đạt yêu cầu được đưa qua thiết bị làm lạnh (8) để làm lạnh đến nhiệt độ thường trước khi đi vào thiết bị chứa sản phẩm đỉnh (10). Hỗn ở sản phẩm lỏng ở đáy tháp một phần cũng được hồi lưu trở lại, được đun bốc hơi nhờ thiết bị (9) và đi vào đáy thiết bị chưng luyện. Phần còn lại được đưa vào thiết bị chứa sản phẩm đáy (11).
5
Phần III. TÍNH TOÁN KĨ THUẬT VÀ THIẾT BỊ CHÍNH
a A M
A
I.Đổi nồng độ phần khối lượng sang nồng độ phần mol Ta có nồng độ mol của cấu tử dễ bay hơi:
x =
a A M
a B M
A
B
F
, phần mol [II – 126]
CS
2
Fx =
F
F
22.0 76 22.01 154
22.0 76
a M
a M
CS
CCl
2
4
Nồng đô mol của CS2 trong hỗn hợp đầu a M = = 0.36 phần mol;
P
a M
2
Nồng độ mol của CS2 trong hỗn hợp sản phẩm đỉnh:
Px =
a
P
P
97.0 76
97.0 76 97.01 154
CS 1 M
a M
CCl
CS
4
2
= 0.98 phần mol; =
w
.0
a M
2
Nồng độ mol của CS2 trong hỗn hợp sản phẩm đáy:
005
.0
a
w
w
005 76 .01 154
005 76
CS 1 M
a M
CCl
CS
4
2
WP
F
. xF
.
= = 0.01 phần mol. Wx =
xWxP . W
F
p
II/ Biểu diễn đường cân bằng pha Hình II.2.1 III. Giải cân bằng vật liệu III.1. Tính theo phần khối lượng (kg/s) - Phương trình cân bằng vật liệu cho toàn tháp: -Đối với cấu tử dễ bay hơi:
)
P
F
Do đó ta có:
97,0.(2,5 97,0
,0
)22,0 005
( aF a
a a
P
w
= W = = 4,04 kg/s
= 5,02 – 4,04 = 1,16 kg/s
WFP III.2 Tính theo phần mol (mol/s)
6
[II-144]
xG . F
F
xG . WW
`
P
F
G
F
xG . P P
x x
x x
P
W
[II - 144] W =
98,0 98,0
22,0 005 ,0
FG =
F FM
FM : Khối lượng mol trung bình của hỗn hợp đầu, kg/mol 4CClM FM = xF.
2CSM + (1 - xF).
= 5,2 . = 4,04 kg/s
= 0,36.76 + (1 – 0,36a).154 = 125,92 kg/mol
FG =
2,5 92,125
F FM
= = 0,0413 kmol/s
WG = 0,0413.
98,0 98,0
36,0 005 ,0
= 0,026 kmol/s
G
G
P
F
G W
= 0,041 – 0,026 = 0,015 kmol/s
* F
IV.Tính chỉ số hồi lưu tối thiểu và chỉ số hồi lưu thích hợp IV.1. Tính chỉ số hồi lưu tối thiểu Chỉ số hồi lưu tối thiểu được xác định theo công thức:
minR =
y x
x P * y F
F
*
Fy : Phần mol cấu tử dễ bay hơi ở trạng thái cân bằng, phần mol
[II-158]
*
Từ số liệu thành phần cân bằng lỏng-hơi của bảng I.X.2a[2-145] ta vẽ được đồ
Fy = 0,61.
xF, xP: Phần mol của cấu tử dễ bay hơi ở hỗn hợp đầu và sản phẩm đỉnh. thị đường cân bằng như hình IV.1 và từ đồ thị ta xác định được
minR =
98,0 61,0
61,0 36,0
= 1,48
`thR ) dựa vào hệ số hồi lưu ( hệ số hiệu chỉnh):
=
IV.2.Xác định chỉ số hồi lưu thích hợp Tính chỉ số hồi lưu thích hợp (
Rth minR Thông thường có giá trị từ 1- 2,5.
)1
[II - 158]
ltN : Số đĩa lí thuyết,
( RN lt
Chỉ số hồi lưu thích hợp ứng với giá trị cực tiểu trên đường cong biểu quan hệ giữa và R . Trong đó:
R : Chỉ số hồi lưu Bằng phương pháp đồ thị ta xác định được số bậc thay đổi nồng độ (N) khác nhau tương ứng với các giá trị khác nhau theo đồ thị từ hình IV.2.1 – IV.2.6.
7
Kết quả được tổng hợp dưới bảng sau:
1,2 1,3 1,4 1,5 1,8 2,0
xR
1,77 1,92 2,07 2,22 2,67 2,96
B ltN
35,5 21 33,7 19,5 32 18 30,6 17 26,6 15 24,8 14
)1
( RN lt
)1
58,17 56,94 55,26 54,74 55,00 56,44
( RN lt
và R như
thR = 2,4.
c
l
ltN = 7.
ltN = 9,
Từ bảng số liệu trên ta xây dựng được đồ thị quan hệ giữa hình IV.2.7. Điểm cực tiểu trên đồ thị ứng với giá trị chỉ số hồi lưu
ltN = 16,
Đồ thị IV.2.8 biểu diễn quan hệ y – x, đường làm việc đoạn chưng, đoạn luyện thR = 2,4 và và số bậc thay đổi nồng độ ứng với
Y =
IV.3. Phương trình đường làm việc của đọan chưng và đoạn luyện * Phương trình đường làm việc đoạn luyện
x
x
P
R th 1
R
1
1
th
R th
+ [II-158]
=> Y = 0,7 x + 0,29 px
'
* Phương trình làm việc đoạn chưng
'Y =
+
x
Wx
1 R
f 1
[II-158]
f =
fR 1 R 2,5 16,1
F P
= = 4,48
'Y = 2,02 x – 1,02 Wx
=>
D =
V. Tính đường kính thiết bị Đường kính thiết bị được tính theo công thức sau:
4 Vtb . 3600
. tb
, m [II-181]
,0
0188
D =
Hay là:
)
tbg ( y
y
, m
D : Đường kính tháp. tbV : Lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp, m3/h. tb : Tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp, m/s.
tbG : Lượng hơi ( khí) trung bình đi trong tháp, kg/h.
Trong đó:
8
)
( :Tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp, kg/m2s. yg
tb
y
l
l
V.1.Tính lượng lỏng và lượng hơi trung bình đi trong đoạn luyện và đoạn chưng của tháp Công thức tính lượng dòng lỏng:
xG = RP.
M M
p
c
c
, kg/s [III - 117]
xG = RP.
M M
p
, kg/s [III - 118]
l
l
Và cho dòng hơi:
yG = P(R +1)
M M
p
c
c
, kg/s [III - 118]
yG = P(R +1)
M M
p
, kg/s [III - 118]
l
l
xG ,
yG : Lượng dòng lỏng và dòng hơi trong đoạn luyện, kg/s;
c
c
xG ,
yG : Lượng dòng lỏng và dòng hơi trong đoạn chưng, kg/s;
Trong đó:
PM : Khối lượng mol của sản phẩm đỉnh, kg/kmol; l MM ,
c
: Khối lượng mol trung bình của lỏng trong đoạn luyện và đoạn
l
chưng của tháp, kg/mol. Ta có:
lM =
tbx +
l tbx1
2CSM .
4cclM (
c
M
1(
x
)
[III – 118] )
CCl
c tb
cM =
tbx +
2CSM .
4
l
c
tbx ,
tbx : Phần mol trung bình của đoạn luyện và đoạn chưng, phần mol
x
p
98,0
36,0
l
67,0
[III – 118]
tbx =
2
x
36,0
01,0
c
F
185,0
phần mol
tbx =
x F 2 x w 2
2
lM = 76.0,67 + 154.(1 – 0,67) = 101,74 kg/mol
cM = 76.0,185 + 154.(1 – 0,185) = 139,57 kg/mol Thay các giá trị vào phương trình tính lượng hơi và lượng lỏng ta được:
l
l
phần mol
. RP .
4,2.16,1
73,3
xG =
M M
74,101 76
p
c
c
= kg/s
. RP .
4,2.16,1
11,5
xG =
M M
57,139 76
p
l
l
= kg/s
RP
(
)1
)14,2(16,1
28,5
yG =
M M
74,101 76
p
= kg/s
9
c
c
)14,2(16,1
24,7
RP
(
)1
yG =
57,139 76
M M
p
= kg/s
25,0
16,0
125,0
.
. y
x
lg
125,0
V.2. Vận tốc hơi đi trong tháp Vận tốc hơi đi trong tháp được tính theo công thức sau:
G G
2 s Vg . td
d . x
x n
y
y x
.
.75,1
[II-187]
Trong đó:
s : Vận tốc sặc, m/s; d : Bề mặt riêng của đệm, m2/m3; Vtd: Thể tích tự do của đệm, m3/m3; g: Gia tốc trọng trường, m/s2; x , y
: Khối lượng riêng của pha lỏng và pha hơi, kg/m3;
x , n
: Độ nhớt của pha lỏng và độ nhớt của nước ở 200C, N.s/m2;
t
t
29,60
62,46
F
P
045,53
C
t
l tb
2
2
t
t
29,60
08,76
F
w
t
018,68
C
c tb
2
2
Gx, Gy: Lượng lỏng và lượng hơi trung bình, kg/s. V.2.1. Nhiệt độ trung bình của đoạn luyện và đoạn chưng Từ số liệu trong bảng I.X.2a[2-145] ta xây dựng được đồ thị quan hệ t-x,y như hình V.21. Qua đồ thị ta xác định được: tw = 76,080C, tF = 60,290C, tP = 46,620C.Ta có:
* Pha lỏng
V.2.2. Khối lượng riêng của pha hơi và pha lỏng trong tháp Dựa vào số liệu quan hệ - t trong bảng I.2[I-9] và bằng phương pháp nội suy trên đồ thị V.2.2 ta xác định được:
1211
l CS
2
kg/m3
1530
l CCl
4
kg/m3
c
1186
2
CS = 1498 kg/m3
c CCl4
kg/m3
: Khối lượng riêng của CS2 lở đoạn luyện;
l CS 2
: Khối lượng riêng của CCl4 ở đoạn luyện;
l CCl4
: Khối lượng riêng của CC2 ở đoạn chưng;
c CS 2
Trong đó:
10
: Khối lượng riêng của CCl4 ở đoạn chưng.
c CCL4
2
x 1 1 l l x CS
x l CCl
2
4
' 2
' x 1 1 c c x CS
x c CCl
2
4
’: Nồng độ phần khối lượng của CS2 và CCl4 ở đoạn chưng.
’, x2
Khối lượng riêng của hỗn hợp CS2- CCl4 ở đoạn luyện và đoạn chưng được xác định theo công thức sau:
a
a
97,0
22,0
P
F
59,0
Với: x1, x2: Nồng độ phần khối lượng của CS2 và CCl4 ở đoạn luyện; x1 Ta có:
x 1
2
2
x
phần mol
2
' 1 x 1
a
a
22,0
005
F
w
= 1-0,595 = 0,41 phần mol
11,0
' x 1
2
,0 2
phần mol
x
1
89,0
' 2
x 1
41,0
1322
phần mol
59,0 1211
1530
1 l x
=> kg/m3
1455
1 c x
1125 ,0 c CS
' x 2 c CCl
2
4
=> kg/m3
* Pha hơi: - Đoạn luyện:
l y
t
4,22
l
tb
80,3
, kg/m3
. TM 0 l T 0 .74,101 273 4,22 273 45,53 - Đoạn chưng:
kg/m3
c y
t
tb
, kg/m3
. TM 0 c c 4,22 T 0 .57,139 273 18,68 273 4,22
= = 4,98 kg/m3
l
l
C 2S = 0,263.10-3 Ns/m2; CCl = 0,627.10-3 Ns/m2.
V.2.3. Độ nhớt của hỗn hợp Dựa vào số liệu quan hệ -trong bảng I.101[I-91] và bằng phương pháp nội suy trên đồ thị V.2.3 ta xác định được:
11
c CS2
c CCl 4
= 0,234.10-3 Ns/m2; = 0,543.10-3 Ns/m2.
l
l CCl4
c CS2
c
C 2S : Độ nhớt của CS2 ở đoạn luyện, N.s/m2 : Độ nhớt của CCl4 ở đoạn luyên, N.s/m2 : Độ nhớt của CS2 ở đoạn chưng, N.s/m2 CCl : Độ nhớt của CCl4 ở đoạn chưng, N.s/m2
4
Trong đó:
tbx )lg
tbx lg
2CS + (1 –
4CCl
Độ nhớt của hỗn hợp lỏng được xác định như sau: lg x =
l
l CCl4
lg.l tbx
lg.l tbx
x =
C 2S + (1-
- Đoạn luyện:
x = 0,350.10-3 N.s/m2
lg l = 0,67.lg0,263.10-3 + (1- 0,67).lg0,63.10-3 = -3,45 l =>
c
c
c
c CS2
tbx .lg
x =
tbx ).lg
CCl
4
+ (1- lg c = 0,18lg0,234.10-3 + (1 - 0,18)lg0,543.10-3 = -3,33
c
- Đoạn chưng:
x = 0,465.10-3 N.s/m2. V.2.4. Chọn loại đệm(Thể tích tự do và bề mặt riêng của đệm) Chọn loại đệm vòng Rasiga làm bằng thép có kích thước 35x35x4,0mm. Tra số liệu trong bảng [II - 193] ta có: d = 135 m2/m3; dV = 0,78 m3/m3; d = 520 kg/m3.
=>
25,0
125,0
16,0
l s
d
Thay các số liệu vào công thức ta có:
G G
l x n
l x l y
l y l x
2 l y 3 gV td
l x
.
25,0
125,0
2
16,0
3
,0
lg = - 0,125 – 1,75
3
73,3 28,5
8,3 1322
10.350 10
1322
l s 135 8,3. 3 .78,0.81,9
.
2l
s = - 0,90
l
lg0,072. s = 1,32 m/s
= -0,125 – 1,75. lg
12
25,0
125,0
16,0
c s
d
G G
c x c y
c y c x
2 c y 3 gV td
c x
c x n
.
2
16,0
25,0
125,0
3
,0
= - 0,125 – 1,75 lg
10. 3
11,5 24,7
98,4 1455
465 10
c s 98,4.135 3 .78,0.81,9
1455
.
2c
s = - 0,91
c
= - 0,125 – 1,75. lg
.75,0
lg0,088. s = 1,18m/s
s . Chọn
s
l = 0,75.1,1,32 = 0,99m/s;
c = 0,75.1,18 = 0,86m/s.
Vận tốc làm việc thường bằng (0,7 ÷ 0,8) ta có:
3600
Vậy ta có:
34,1
lD = 0,0188
.28,5 8,3.17,1
m;
cD = 0,0188.
.24,7 3600 98,4.99,0
=1,44 m.
lD = 1,4m;
cD = 1,4m.
Quy chuẩn đường kính ta có:
s ;
c = 0,94m/s 0,80% s .
s nên ta chọn đường
Tính lại vận tốc phun ta có: l = 0,91m/s 0,70%
cD =1,4m là chấp nhận được.
lD =
H
Như vậy tốc độ phun hơi nằm trong khoảng (0,8 ÷ 0,9) kính của thiết bị
. mh dv
y
t
VI. Tính chiều cao tháp chưng luyện Đối với tháp chưng luyện loại đệm chiều cao tháp thường được tính theo số đơn vị chuyển khối: , m;
H
t
. mh dv
x
Hay: , m. [II-175]
hdv: chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối, m;
mx, my: Số đơn vị chuyển khối xác định theo nồng độ trong pha lỏng và pha
hơi. VI.1. Xác định số đơn vị chuyển khối - Số đơn vị chuyển khối được xác định bằng phương pháp tích phân đồ thị:
13
y
2
ym =
dy
y
y
cb
y 1
. [II-176]
cby : Thành phần mol của pha hơi;
y : Thành phần làm việc của pha hơi.
Trong đó:
- Phương pháp xác định:
Cho nhiều giá trị của x, theo đồ thị đường cân bằng và đường làm việc ở Rth xác
cby và y . Tính được giá trị
y
1 ycb
định được các giá trị của , xây dựng đồ thị quan
ym chính là diện tích giới hạn bởi đường
1 ycb
y
y
y cong, trục hoành và các đường
hệ giữa và y ( hình V.1). Giá trị
wy
py
; .
y
cby
ycb y
y
- Kết quả được tổng hợp dưới bảng sau:
1 ycb 55,555 10,869 8,196
0,010 0,148 0,301 0,028 0,134 0,423 0,018 0,092 0,122
0,454 0,544 0,898 11,136
0,537 0,546 0,574 0,644 0,714 0,784 0,597 0,607 0,645 0,726 0,791 0,848 0,659 0,607 0,709 0,822 0,770 0,645 15,174 16.474 14,104 12,165 12,987 15,504
0,854 0,924 0,980 0,901 0,95 0,990 0,470 0,026 0,010 21,276 38,461 100,000
y
1 ycb
- Biểu diễn trên đồ thị quan hệ giữa và y như sau:
14
y
1 ycb
Fy
y py
0 wy
y
1 ycb
Hình VI.1. Quan hệ giữa và y
py
Từ đồ thị hình VI.1 ta xác định được: + Số đơn vị chuyển khối đoạn luyện:
m
l y
dy
y
y
cb
y
8,18
y
f
m
+ Số đơn vị chuyển khối đoạn chưng:
c y
dy
y
y
cb
y
w
6,48
mG
y
VI.2 Xác định chiều cao của 1 đơn vị chuyển khố Chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối được xác định như sau:
h dv
h 1
h 2
G
x
, m [II-177]
1h : Chiều cao của 1 đơn vị chưyển khối đối với pha hơi, m; h : Chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối đối với pha lỏng, m;
2
yG : Lưu lượng pha hơi, kg/s;
xG : Lưu lượng pha lỏng, kg/s;
m : Giá trị tg của góc nghiêng đường cân bằng tạo với mặt phẳng ngang;
Re
Pr.
Trong đó:
h 1
25,0 y
3/2 y
V d a d
, m; [II-177]
15
3/2
h
Re.
Pr.
2
25,0 y
5,0 y
x x
256
, m; [II-177]
a : Hệ số phụ thuộc vào dạng đệm, đối với đệm vòng a = 0,123; Vd : Thể tích tự do của đệm, m3/m3; d : Bề mặt riêng của đệm, m2/m3;
Với:
x : Khối lượng riêng của lỏng, kg/m3 x : Độ nhớt của pha lỏng, Ns/m2;
: Hệ số thấm ướt của đệm;
Rex, Rey: Chuẩn số Reynon của pha lỏng và pha hơi; Prz, Pry: Chuẩn số Pran của pha lỏng và pha hơi;
mm
1
2
m
VI.2.1. Xác định giá trị m Để xác định giá trị hệ số phân bố m ta chia đường cân bằng ra làm nhiều đoạn và tìm giá trị tg góc nghiêng của những đoạn đã chia, khi đó m được xác định theo công thức:
... i m i
im : Giá trị tg góc nghiêng tương ứng với những đoạn khác nhau trên
[II-168]
51,0
i: Số đoạn được chia (i = 3 – 6)
tg 1
m 1
m
55,0
2
tg 2
80,0
m 3
tg 3
m
18,1
4
tg 4
m
67,1
5
tg 5
m
36,2
6
tg 6
Trong đó: 2m , 1m , đường cân bằng; Từ hình VI.2.1 cho ta các giá trị góc m như sau:
51,0
80,0
1
3
62,0
ml
mmm 2 3
55,0 3
Vậy ta có: Đoạn luyện:
13,1
36,2
4
6
72,1
mc
mmm 5 3
67,1 3
Đoan chưng:
VI.2.2 Xác định hệ số thấm ướt
16
Hệ số thấm ướt phụ thuộc vào tỉ số giữa mật độ tưới thực tế lên tiết diện ngang của tháp và mật độ tưới thích hợp. Mật độ tưới thực tế:
U tt
V x F t
, m3/m2h;
U
th
. B d
Mật độ tưới thích hợp:
, m3/m2h; xV : Lưu lượng thể tích chất lỏng, m3/h; tF : Diện tích mặt cắt ngang của tháp; m2; B : Hắng số, đối với chưng luyện lấy giá trị B = 0,065.
U
Ta có:
th
. B d
2
2
54,1
= 0,065.135 = 8,77 m3/m2h
Ft
4,1.14,3 4
D 4 - Đoạn luyện:
l
.73,3
3600
13428
m2
xG
kg/h
16,10
V l
13428 1322
l G x l x
m3/h
60,6
U
l tt
16,10 54,1
l V x F t
l tt
75,0
l
6,6 77,8
U U
th
m3/m2h
Dựa vào đồ thị hình IX.16[II-178] ta xác định được = 0,75
- Đoạn chưng:
c
.11,5
3600
18396
yG
kg/h
V
64,12
c x
18396 1455
c G x c x
m3/h
U
21,8
c tt
64,12 54,1
c V x F t
c tt
94,0
c
21,8 77,8
U U
th
m3/m2h
Dựa vào đồ thị hình IX.16[II-178] ta xác định được = 0,96.
VI.2.3.Xác định chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối ở đoạn luyện
Xác định chuẩn số Reynon: - Chuẩn số Reynon pha hơi:
17
l Re y
l l 4,0 y s l d y
[II-178]
80,3l
Với:
y
kg/m3
32,1l
s
m/s
l
,0
310.328
y
Ns/m2
135
d
Re
31,45
m2/m3
l y
3
32,1.80,3.4,0 10.328,0 135
.
=>
- Chuẩn số Reynon pha lỏng:
l Re x
l 04,0 G x F x d t
[II-178]
73,3l
xG
Với:
54,1tF
c
310.35,0
kg/s m2
x
135
Ns/m2
d
Re
05,2
m2/m3
l x
73,3.04,0 3 .
10.35,0.54,1
135
=>
Xác định chuẩn số Pran đoạn luyện
- Chuẩn số Pran pha hơi:
l Pr y
l y l D y
l y
[II-178]
l
,0
310.328
Trong đó:
y
8,3l
Ns/m2;
l
y yD : Hệ số khuyếch tán pha hơi đoạn, m2/s;
4
5,1
,0
10.
1
D
kg/m3;
l y
T . l 1
1 M
M
CS
CCl
2
4
V
cs
3 2
3 ccl 4
0043 1 VP
lT : Nhiệt độ trung bình của đoạn luyện, K
lT = 273 + 53,45 = 326,45 K
,
, m2/s [II-127]
CCl 4
MM CS
2
P = 1,03 at; : Khối lượng phân tử của CS2, CCl4
18
4CClM = 154;
V
2CSM = 76; , CCl
CS V
4
2
66
6,25.28,14
CSV
2
: Thể tích mol của CS2, CCl4, m3/mol; cm3/mol;
6,24.48,14
20,113
CClV
4
5,1
4
,0
.
6
l
10.51,4
cm3/mol;
yD
10. 1
45,326 1
1 76
1 154
3
3
66
20,113
0043 03,1
3
14,19
Pr
l y
6
,0 328 10. 10.51,4.8,3
, m2/s
Pr
l x
l y l D. x
l y
- Chuẩn số Pran pha lỏng:
Trong đó:
l
310.35,0
y
, Ns/m2;
1322
l
l y xD : Hệ số khuyếch tán pha lỏng đoạn luyện, m2/s;
D
D
kg/m2;
tb
20
l x
10
l
45,53
0 C
;
tl
20 CCl
4
b
2,0
3
20 CCl
4
97,0
, m2/s [II - 134]
20 CCl
4
1594
cP;
20 CCL
4
97,0
3
b
10.86,16
kg/m3;
3
1594
20D : Hệ số khuyếch tán pha lỏng đoạn ở 200C, m2/s;
1
6
10.1
.
1 M
M
CS
CCl
2
4
D
20
2
1
1
BA .
V
V
20 xCCl
3 CCl
4
3 CS 2
4
BA,
, m2/s [II - 133]
3
10.1
8
1 154
10.62,1
: Hệ số liên hợp, A = 1; B = 0,94;
D 20
94,0.1
8
3
8
l
10.62,1
10.86,16
20
10.53,2
45,53
1 76 97,0 1
, m2/
xD
19
3
10.35,0
Pr
45,10
l x
8
1322
10.53,2.
2
25,0
3/2
78,0
25,0
3
Vậy:
31,45.
10.14,19.
16,1
Re
. Pr
l h 1
l y
l y
.75,0.123,0
135
V d a d
2
3/2
3
3
25,0
5,0
25,0
5,0
05,2.
45,10.
. Re
. Pr
lh 2
l x
l x
10.35,0 1322
x x
256
256
m
l y
,0
625
28,5.
= 0,041m
16,1
,0.
041
19,1
l h dv
l h 1
l h 2
73,3
Gm l l G x
m
VI.2.4 Xác định chiều cao của 1 đơn vị chuyển khối ở đoạn chưng
Xác định chuẩn số Reynon:
- Chuẩn số Reynon pha hơi:
c Re y
c c 4,0 y s c d y
[II-178]
98,4c
Với:
y
kg/m3
18,1c
s
m/s
c
,0
439
310.
y
Ns/m2
135
d
Re
65,44
m2/m3
c y
18,1.98,4.4,0 10. ,0 439 135
3 .
=>
- Chuẩn số Reynon pha lỏng:
c Re x
c 04,0 G x F x d t
[II-178]
11,5c
xG
Với:
54,1tF
c
,0
465
kg/s m2
x
135
310. m2/m3
d
Re
11,2
Ns/m2
c x
11,5.04,0 10.465
,0.54,1
3 .
135
=>
Xác định chuẩn số Pran đoạn chưng - Chuẩn số Pran pha hơi:
20
c Pr y
c y c D y
c y
[II-178]
c
,0
439
310.
Trong đó:
y
80,3c
Ns/m2;
c
y yD : Hệ số khuyếch tán pha hơi đoạn, m2/s;
4
,0
0043
10.
1
5,1 T . c
D
kg/m3;
c y
2
1
1
1 M
M
CCl
CS
4
2
V
cs
3 ccl 4
3 2
VP
cT : Nhiệt độ trung bình của đoạn luyện, K
cT = 273 +68,18 = 341,18 K
4
5,1
,0
.
18,341
6
c
10.82,4
, m2/s [II-127]
yD
10. 1
1
1 76
1 154
3
3
66
20,113
0043 03,1
3
,0
Pr
23,18
c y
6
10.439 10.82,4.98,4
, m2/s
Pr
c x
c y c D. x
c y
- Chuẩn số Pran pha lỏng:
c
,0
465
310.
Trong đó:
y
1455
, Ns/m2;
c
c y xD : Hệ số khuyếch tán pha lỏng đoạn chưng, m2/s;
kg/m2;
D
D
tb
20
c x
10
c
18,68
0 C
;
tc
8
D
10.62,1
20
8
3
8
c
10.62,1
10.86,16
20
10.94,2
, m2/s [II - 134]
18,68
, m2/s
xD
3
Pr
28,10
c x
8
,0 1455
, m2/s 1 439 10. 10.94,2.
2
25,0
3/2
25,0
3
65,44.
10.23,18.
88,0
Re
. Pr
c h 1
c y
c y
78,0 .96,0.
135
123,0
V d a d
2
3/2
3
3
25,0
5,0
,0
25,0
5,0
11,2.
28,10.
Re.
. Pr
ch 2
c x
c x
10.465 1455
x x
256
256
Vậy:
= 0,46m
21
c y
16,1
17,1
,0.
046
00,1
c h dv
c h 1
c h 2
24,7. 11,5
Gm c c G x
m
VI.2.5.Chiều cao toàn tháp Chiều cao làm việc của đoạn luyện:
19,1.18,8
77,9
l dvmh
l y
lH =
m
Chiều cao làm việc của đoạn chưng:
,1.48,6
002
49,6
cH =
c dv mh
c y
HH
H
m
l
c
t
Chiều cao đệm của tháp của tháp: = 9,77 + 6,49 = 16,26m
98,6
Chiều cao đệm đoạn luyện của tháp là 9,77 do đó:
77,9 4,1
> 5 nên ta chia đoạn làm 2 ngăn.khoảng cách giữa hai
H l d ngăn là 0.9 m. Khoảng cách từ đỉnh tháp đến lớp đệm đoạn luyện là 0.9 m. Khoảng cách từ đáy tháp đến lớp đệm đoạn chưng là 0.9m. khoảng cách giữa lớp đệm đoạn chưng và đoạn luyện là 1m. Vậy chiều cao của tháp là:
19.0.3
HH
96.19
l H
c
m
2 t
d
VII. Tính trở lực của tháp VII.1. Trở lực đệm khô
.
.
P k
H d
y 2
4
2 H y y . 2 V
3 d
[II - 189]
t : Vận tốc thực của khí trong lớp đệm:
y
Trong đó:
t
V
d
y : Tốc độ của khí tính trên toàn bộ tiết diện tháp(vận tốc làm việc của khí
, m/s
d : Bề mặt riêng của đệm, m2/m3; dV : Thể tích tự do của đệm, m3/m3.
: Hệ số trở lực của đệm(gồm trở lực ma sát và trở lực cục bộ); trong tháp);
a/ Đối với đoạn luyện Chuẩn số Reynon đoạn luyện:
22
.4
Re
38,312
l y
3
8,3.91,0.4 10.328
,0.135
l l . y y l . y d
[II - 189]
Với:
91,0l
y
m/s
8,3l
y
-3Ns/m2
,0l
10.328
y
l
yRe > 40 nên số trở lực của đệm được xác định theo công thức:
6,1
kg/m3
Re
l y
2,0 Trở lực đệm khô của đoạn luyện là:
y
d
= 5,07
.
.77,9.
.
5542
79,
l P k
2 y 4 2
07,5 4
2 8,3.91,0 2
H . l V
135 3 78,0
3 d
N/m2
79,
567
33,
Trở lực đối với 1m đệm khô là:
l P k 0
l P k H
5542 77,9
l
N/m2
.4
Re
397
43,
c y
3
98,4.94,0.4 349 10.
,0.
135
c c . y y y . c d
b/ Đối với đoạn luyện Chuẩn số Renon đoạn chưng:
94,0c
Với:
y
98,4c
m/s
y
c
,0
439
310.
kg/m3
y
c
yRe > 40 nên trở lực của đệm được xác định:
16
83,4
l
2,0
2,0
397
43,
Re
c y
16 Trở lực đệm khô đoạn chưng là:
H
.
.49,6.
.
4904
97,
Ns/m2
c P k
2 c 2
83,4 4
2 98,4.94,0 2
135 3 78,0
77,755
N/m2
c P k 0
. c c d 3 4 V d Trở đối với 1m đệm đoạn chưng là: c P k H
c
N/m2
VII.2. Trở lực đêm ướt Trở lực đệm ướt đươc xác định theo công thức sau:
P u
. PK k
, N/m2 [II - 191]
23
2
l
K : Hệ số đặc trưng cho mật độ tưới. a/ Trở lực ướt đoạn luyện: Thông số tưới đoạn luyện A :
.3 3
.
.
A l
b 2 g
l t l x
d 3 V d
G
l
tG : Mật độ tưới đoạn luyện, kg/m2s;
44,2
[II - 191]
l G t
73,3 2 78,0.4,1
l G x 2 . VD l d
lb : Hệ số, là hàm của Re:
Re
56,206
kg/m2s [II - 191]
l x
3
44,2.4 10.35,0.
l 4 G t l d x
l
310.35,0
135 Ns/m2
x
lb
,0
352
3,0
3,0
74,1 56,
206
74,1
Re
l x
2
.3 3
.
.
,0
077
lA
44,2 1322
,0 352 81,9.2
135 3 78,0
lA < 0,3 nên hệ số K được xác định theo công thức sau:
K
27,1
3
3
1 ,01 077
1
1 lA
[II - 191]
Vậy: Trở lực đệm ướt của đoạn luyện là:
..27,1
5542
79,
7039
34,
l uP
N/m2
34,
50,720
Trở lực đệm ướt đối với 1m đệm đoạn luyện là:
l P u 0
l P u H
7039 77,9
l
N/m2
2
c
.3 3
.
.
A c
b 2
g
c t c x
d 3 V d
G
c
tG : Mật độ tưới đoạn chưng, kg/m2s:
G
34,3
b/ Trở lực ướt đoạn chưng Thông số tưới đoạn chưng:
c t
11,5 2 78,0.4,1
c G x 2 . VD d
d
cb : Hệ số, là hàm của Re:
Re
98,212
kg/m2s
c x
3
34,3.4 465
10.
,0.135
c 4 G t c d x
[II - 191]
24
c
,0
465
310.
x
cb
,0
348
3,0
3,0
74,1 98,
212
74,1
Re
c x
2
.3 3
.
.
,0
0896
cA
34,3 1455
,0 348 81,9.2
135 3 78,0
cA < 0,3 nên hệ số K được xác định theo công thức sau:
1
K
325,1
3
3
1
077,01
1 cA
Ns/m2
Vậy: Trở lực đệm ướt của đoạn luyện là:
,1
325 . 4904
79,
6498
85,
c uP
N/m2
85,
Trở lực đệm ướt đối với 1m đệm đoạn chưng là:
1001
36,
c P u 0
c P u H
6498 49,6
c
N/m2
25
Phần IV: TÍNH TOÁN CƠ KHÍ
Tính toán cơ khí là nhằm thiết kế được tháp chưng luyện phù hợp với các thông
số công nghệ của quá trình. Vật liệu chế tạo được chọn cho thiết kế toàn bộ tháp chưng là thép CT3 với các ưu điểm và nhược điểm sau:
Ưu điểm:
- Rẻ tiền, dễ gia công chế tạo. - Phù hợp với điều kiện làm việc(hỗn hợp chưng là CS2 – CCl4).
Nhược điểm: - Là thép bị ăn mòn trong môi trường không khí ẩm đặc biệt là khi tháp để ngoài
s
C
trời với nhiều biến đổi của thời tiết và độ ẩm không khí. Để khắc phục nhược điểm này thì ta sơn bên ngoài bề mặt của các chi tiết và thiết bị một lớp sơn chống gỉ. I. Tính thân hình trụ Thân hình trụ là 1 bộ phận chủ yếu cấu thành thiết bị hóa chất. Tháp chưng hỗn hợp CS2 – CCl4 được thiết kế theo phương pháp hàn, làm việc trong điều kiện chịu áp. I.1. Tính chiều dày thân hình trụ làm việc với áp suất P được xác định theo công thức sau:
P
. PD t 2
, m [II-360]
tD : Đường kính trong của thiết bị, m;
Trong đó:
: Ứng suất cho phép của vật liệu chế tạo, N/m2.
: Hệ số bền của thành hình trụ theo phương dọc, m;
C : Hằng số do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày, m; P : Áp suất trong của thiết bị, N/m2; - Đường kính tháp: tD = 1,4m
- Hệ số bền của thành thiết bị:
Theo bảng XIII.8[II-360] ta có: = 0,95
PP
mt P l
- Áp suất trong của tháp:
mtP = 1,03.105N/m2; lH lP =
gl .
Với:
lH = 19.96m;
g: Gia tốc trọng trường, g = 9,81m/s2; lH : Chiều cao cột chất lỏng,
26
l : Khối lượng riêng của lỏng, kg/m3
l x
1388
l
c x 2
kg/m3
C = C1 + C2 + C3
Trong đó: C1: Bổ sung do ăn mòn, xuất phát từ điều kiện ăn mòn vật liệu của môi
lP = 1388.9,81.19.96= 2,72.105N/m2 P = 1,03.105 + 2,72.105 = 3,75.105 N/m2 - Hằng số C: trường và thời gian làm việc của thiết bị, mm. Chọn C1 = 1mm. C2: Bổ sung do ăn mòn(Nguyên liệu chứa các hạt rắn chuyển động). C3: Bổ sung do dung sai chiều dày phụ thuộc vào chiều dày của tấm thép. Theo bảng XIII.9[II-364] ta chọn C3 = 0,5mm. Vậy: C = 1 + 0 + 0,5 = 1,5 mm - Ứng suất cho phép của thép CT3; Do tháp làm việc chịu tác dụng của tải trọng dọc trục nên ta có: + Ứng suất cho phép của vật liệu theo giới hạn bền:
Chọn C2 = 0.
k
k n
k
k : Giới hạn bền khi kéo, N/m2;
kn : Hệ số an toàn theo giới hạn bền
Theo bảng XII.4[II-309] ta có k = 380.106 N/m2;
kn = 2,6
Theo bảng XIII.3[II-356] ta chọn
1.
: Hệ số hiệu chỉnh được chọn theo bảng XIII.2[II-356]: = 1
k
380 6,2
k n
k
= 146.106 N/m2
c
c n
c
cn : Là hệ số an toàn theo giới hạn chảy chọn theo bảng XIII.3[II-356] :
Ứng suất cho phép của vật liệu ( thép CT3) theo giới hạn chảy:
6
6
1.
10.160
cn =1,5
k
10.380 5,1
N/m2
146
610.
Vậy ứng suất cho phép của thép CT3 được chọn theo giới hạn bền
k Ta có:
N/m2
27
6
95,0.
87,369
5
k P
146 10. 10.75,3
N/m2 > 50N/m2
5
3
S
10.5,1
3
10.39,3
Nên có thể bỏ qua P ở mẫu số. Vậy ta có:
10.75,3.4,1 6 95,0.10.146 .2
m
Lấy chiều dày của thân thiết bị là S = 4mm.
0 P
th P P l
= 3,39mm I.2. Kiểm tra ứng suất thử của thành theo áp suất thử(dùng nước): Áp suất thử được xác định như sau:
thP : Áp suất thử thủy lực, N/m2 Theo bảng XIII.5[II-358] ta chọn thP = 1,25 P = 1,25.3,75.105 = 4,69.105
0 P
th P P l
6
N/m2 = 4,69.105 + 2,72.105 = 7,41.105N/m2
6
10.200
t .(2
PCS ( .) 0 ). CS
c 2,1
10.240 2,1
5
6
10.41,7.
10.79,218
Ứng suất thử được xác định: D N/m2
)5,14( 1400 95,0).5,14(2
5
6
10.41,7.
10.39,156
= > 200.106N/m2
< 200.106N/m2 Chọn lại giá trị S = 5mm )5,15( 1400 95,0).5,15(2
Chiều dày của thân thiết bị là 5mm là phù hợp. II. Tính các đường kính dẫn Đường kính ống dẫn phụ thuộc vào lưu lượng dòng hơi hoặc đi trong tháp xác định theo công thức:
Vs
2d 4
d
sV 785
,0
, m [I-369]
Trong đó:
sV : Lưu lượng hơi hoặc lỏng đi trong tháp, m3/s;
: Vận tốc thích hợp của khí(hơi) hoặc lỏng đi trong tháp, m/s; Đối với chất lỏng tự chảy = 0,1 – 0,5m/s; Hơi bão hòa đi trong ống dẫn khí áp suất lớn hơn 1at = 15 – 20m/s;
28
sV =
G
G : Lưu lượng tính theo kg/s; : Khối lượng riêng của hỗn hợp lỏng hoặc hơi đi trong ống, kg/m3.
II.1. Đường kính ống dẫn hỗn hợp đầu
d
F
,0
V sF 785 F
, m
V
Trong đó:
sF
G F F
, m3/s
1199
1516
CS
CCl
2
4
1385
F = 5,2kg/s, xF = 0,36phần mol; Nội suy bảng I.2[I - 9] ta có: kg/m3, kg/m3
xF
kg/m3
310.75,3
sFV
2,5 1385
m3/s
2,0F
Chon m/s
3
Nên ta có:
158,0
Fd
10.75,3 785 ,0
2,0.
m =158mm
V
d
Quy chuẩn theo bảng PL.8[I - 343] ta có: Đường kính trong: 158mm Đường kính ngoài: 168mm Bề dày ống: 5mm II.2. Đường kính ống dẫn hỗn hợp hơi sản phẩm đỉnh
p
,0
sp 785 p
, m
V
sp
p p
RP
(
)1
Trong đó: G , m3/s
G p
= 1,16(2,4 +1) = 3,94kg/s
) My p
My p
CS
CCl
2
4
p
4,22
T
p
98,0
154
.
273
96,2
xp = yp = 0,98 phần mol tp = 46,620C Tp = 273 + 46,62 = 319,62K 1(
.4,22
).98,01( 62,319
kg/m3
29
33,1
spV
94,3 96,2
m3/s
20p
Chọn m/s
Nên ta có:
pd
33,1 785
20.
,0
= 0,29m =290 mm
Đường kính trong: 300mm Đường kính ngoài: 325mm Bề dày của ống: 12,5mm
d
Quy chuẩn đường kính theo bảng PL.8[III - 343] ta có: II.3.Ống dẫn sản phẩm đáy
w
,0
V sw 785 w
, m
)1
Trong đó:
V
sw
( RG w w
, m3/s
1172
1479
CS
CCl
2
4
1475
W = 4,04(2,4 + 1) = 13,74kg/s; xw = 0,36phần mol; kg/m3; Nội suy từ bảng I.2[I - 9] ta có: kg/m3
xw
kg/m3
310.31,9
swV
74,13 1475
m3/s
2,0w
m/s
3
Nên ta có:
,0
242
wd
10.31,9 ,0
2,0.785
m = 242mm
Đường kính trong: 250 Đường kính ngoài:273mm Bề dày của ống:11,5mm
Quy chuẩn theo bảng I.2[III - 343] ta có: II.4. Đường kính ống hồi lưu sản phẩm đỉnh
d
PR
,0
V PR 785 R
, m
Trong đó:
2,0R
m/s;
. xRPR
x
98,0
R
x p
= 1,16.2,4 = 2,78kg/s
30
62,46
t
0C, Nội suy từ bảng I.2[I - 9] ta có:
R
1227
xR
4CCl = 1544kg/m3
P t 2S C
310.27,2
PRV
kg/m3; kg/m3
1222 78,2 1227
m3/s
3
Nên ta có:
123,0
PRd
10.27,2 785 ,0
2,0.
m = 123mm
d
Quy chuẩn theo bảng I.2[III - 343] ta có: Đường kính trong: 123mm Đường kính ngoài: 133mm Bề dày của ống: 5mm. II.5. Đường kính hồi lưu sản phẩm đáy
wR
.4 V 785
wR .
,0
wR
, m;
V
Trong đó:
wR
G wR w
, m3/s;
wRG =
w RG .
x
Mx . CS
CS
CCl
2
2
4
4
= 4,04.2,4 = 9,70kg/s
w
T 0
Mx . CCl T
4,22
154
.
273
32,5
= 1475kg/s
76.02,0 .98,0 08.349 .4,22
82,1
= kg/s
wRV
70,9 32,5
m3/s
20wR
m/s
wRd
82,1.4 20.785
,0
= 0,34m = 340mm
Quy chuẩn theo bảng I.2[III - 343] ta có: Đường kính trong: 340mm Đường kính ngoài: 371mm Bề dày của ống: 15,5mm III. Tính đáy và nắp thiết bị Áp suất làm việc của thiết bị P = 3,82.105N/m2 > 7.104N/m2 nên ta chọn đáy và nắp dạng elíp có gờ, chiều cao của gờ h = 50mm. III.1. Chiều dày đáy tháp a/ Chiều dày của đáy được xác định theo công thức sau:
31
S
C
.
P
. PD t k .8,3 ..
k
D t 2 h b
, m [II-385]
bh = 0,25.
tD = 0,35m.
bh : Chiều cao phần lồi của đáy, chọn k : Hệ số không thứ nguyên
k
1
d t D t
td : Đường kính lớn nhất(hay kích thước lớn nhất của lỗ không phải hình
Với:
k 1
90,0
137,0 4,1
tròn) lỗ không tăng cứng của đáy. td = 0,137m
610.
146
N/m2 P = 3,82.105N/m2 k
= 0,95
6
146
78,326
Ta có:
5
kk .. P
95,0.9,0.10. 10.82,3
> 30N/m2
5
3
.
S
C
10.25,2
C
Nên có thể bỏ qua đai lượng P ở mẫu số.
6
4,1 35,0.2
10.82,3.4,1 146
.8,3
95,0.9,0.10. Ta có S – C = 2,25.10-3 – 1,5.10-3 = 0,75.10-3m
C = 1,5.10-3 + 2.10-3 = 3,5.10-3m
6
6
200
10.
, m
10.240 2,1
(
5
2
10.57,7.)5,37(350
1400
6
10.63,186
N/m2 = 0,75mm < 10mm Do đó tăng thêm 2 đơn vị cho đại lượng C: = 3,5mm S = 2,25.10-3 + 3,5.10-3 = 5,75.10-3m = 5,75mm. Chọn chiều dày của đáy S = 7mm. b/ Kiểm tra ứng suất thành của nắp thiết bị theo áp suất thử thủy lực 2 D PCSh .2 ( .) t b 0 . k ..6,7 CSh ) b
c 2,1 )5,37.(
.2 .95,0.90,0.6,7
350
= < 200N/m2
Vậy chiều dày của đáy S = 7mm là thỏa mãn. III.2. Chiều dày nắp tháp a/ Chiều dày của nắp được xác định như sau:
32
S
.
C
P
. PD t k .8,3 ..
k
D t 2 h b
, m
610.146
tD = 1,4m =1400mm N/m2 k
Trong đó:
= 0,95
35,0bh
815,0
k
m =350mm
,0 259 4,1
n
P : Áp suất tác dụng lên nắp thiết bị, coi P là áp suất của hơi đi trong tháp. P = 1,03.105N/m2 d n D
146
6 ,0.10.
95,0.815
64,599
Ta có:
5
kk .. P
10.03,1
> 30N/m2
5
S
.
C
4,1 35,0.2
10.03,1.4,1 6 ,0.10.
146
.8,3
95,0.815
Nên có thể bỏ qua đại lượng P ở mẫu số.
CS
03
3
10.67,0
10.5,3
CS
3
10.17,4
< 10mm nên ta tăng thêm 2 đơn vị cho hệ số C:
0,67.10-3 + C , m C = 1,5.10-3 + 2.10-3 = 3,5.10-3m = 3,5mm. m = 4,17mm
6
240
10.
6
200
10.
D t .(2
PCS ( .) 0 ). CS
2,1
c 2,1 0P = (1,03 + 0,3).105 = 1,33.105N/m2
2
3
6
Chọn chiều dày của nắp là 5mm. b/ Kiểm tra ứng suất thành của nắp thiết bị theo áp suất thử thủy lực
1400
,84
4310
< 200.106N/m2
.2 10.33,1.)5,35(350 )5,35(350 .95,0.815,0.6,7
5S
mm là chấp nhận được.
Thiết bị gồm có bích của thân thiết bị, bích để nối thân với các bộ phận của thiết
tD = 1400mm
Vậy chiều dày của nắp IV.Tra bích bị, bích để nối các ống dẫn thiết bị. Tuy nhiên ở đây chỉ đề cập đến bích của thân thiết bị vì nó là cần thiết nhất liên quan trực tiếp đến thân thiết bị. còn các bích khác tùy thuộc vào đường kính ống dẫn ta sẽ chọn được bích phù hợp. Các thông số của bích thân thiết bị:
33
D = 1600mm
bD = 1525mm
1D = 1475mm 0D = 1475mm h = 1419mm Chọn bulông với
bd :M30; số bulông: Z = 40
Bích để nối thiết bị
- Khối lượng của thân thiết bị
- Khối lượng của đáy và nắp
V. Tính và chọn bệ đỡ tH = 19,96m thì tháp phải đặt ngoài trời và không thể dùng Với chiều cao tháp chân đỡ hoặc tai treo mà phải đặt lên bệ đỡ. Ngoài các tải trọng tác động vào thiết bị như trọng lượng tháp, áp suất môi trường bên trong thiết bị thì còn có tải trọng của gió. Nên việc xác định kích thước của các chi tiết như vỏ đỡ, vòng đỡ và bulong là rất quan trọng để tháp làm việc ổn định. V.1.Khối lượng của tháp khi làm việc Bao gồm: - Khối lượng của đệm - Khối lượng của bích - Khối lượng của hơi và lỏng đi trong tháp V.1.1. Khối lượng của thân tháp Khối lượng của thân tháp được tính:
m
T
3 CT
V T
, kg
3CT = 7,85.103 kg/m3
3CT : Khối lượng riêng của thép CT3 được chọn làm thành thiết bị, kg/m3
Theo bảng XII.7[II - 313] ta có: TV : Thể tích của tháp, m3
34
V T
. SH t
v
Sv: Diện tích mặt cắt ngang của thành thiết bị, m2
2
., m3
d
D
4 vd D
2 v
2 t
2 n
2
S
10.6.24,1
3
42,1
Sv =
D n
D t
2
2
m
4,1
0265
,0
42,1
4 0,0265.20,46= 0,62m3
TV
m2 Sv =
Tm = 0,54.7852 = 4257kg
Khối lượng của thân tháp là:
m d
d
HV d
d
135
V.1.2. Khối lượng của đệm Khối lượng của đệm được xác định theo công thức: , kg
d
Theo bảng IX.8[II - 193] ta có:
78,0dV
dH =16,26m.
m2/m3; m3/m3;
135
26,16.78,0.
1712
dm
kg
IV.1.3. Khối lượng của đáy và nắp Theo bảng XIII.10[II – 384] ta có: nM = 85kg Khối lượng của nắp:
dM = 124kg V.1.4. Khối lượng lỏng đi trong tháp Giả sử chất lỏng choán tháp ta có: l mmm x
l V l x
c V x
c x
c
l
2
2
H
H
l x
l
c x
c
D 4
D 4
2
2
1455
77,9
1322
49,6
35072
Khối lượng của đáy:
4,1.14,3 4
4,1.14,3 4
kg
m
(
D
2
V.1.5. Khối lượng của bích Do khối lượng của bích ống nối không đáng kể nên ta ta có thể bỏ qua khi tính khối lượng tháp. Khối lượng bích của thân tháp được xác định như sau:
B
2 ) hD t
4
, kg
D = 1600mm =1,6m
35
tD = 1400mm = 1,4m h = 50mm =0,05m
3CT
2
2
= 7850kg/m3
6,1(
.05,0)4,1
7850
185
Bm
14,3 4
kg
Bm = 2.185 = 370kg
m
m
mm
Do thân tháp có bích nên khối lượng của bích là:
1 mM
T
n
d
d
B
Khối lượng nhỏ nhất của tháp:
M
= 4257 + 1712 + 85 + 124 + 370 = 6548kg. Khối lượng lớn nhất của tháp khi chất lỏng chiếm đầy tháp là:
2
lmM 1
= 35072 + 6548 = 41620kg
.1 gMG
1
Tải trọng bé nhất của tháp: 6540.9,81 = 64245,88N
.2 gMG
2
Tải trọng lớn nhất của tháp: 41620.9,81 = 408293,20N
Chiều dày của vở đỡ là 5mm. Đường kính của vỏ đỡ 1400mm. Chiều cao từ bề mặt đỡ đến đáy của thiết bị 1700mm.
V.2. Bề dày của vỏ đỡ Chọn: Chu kì dao động của thân thiết bị:
T
.79,1
H
04
G g
H . JE
H : Chiều cao của tháp và vỏ đỡ, m. H = 19,96 + 1,7 = 21,66m G : Tải trọng bé nhất của tháp
1G = 64245,88N g : Gia tốc trọng trường g = 9810mm/s2
,s [IV - 205]
E : Mô đun đàn hồi của vật liệu: J : Mômen quán tính của tiết diện ngang hình vòng xuyến của thiết bị:
Thép CT3 có E = 2,05.105 N/mm2
34,0
SD
J
0 : Góc xoay của tiết diện vòng đỡ đáy thiết bị:
= 0,4.14103.5 = 56,06.108mm4
0
1 m JC .
m
, 1/N.mm
36
:mC Hệ số nén không đồng đều của móng, đối với móng bêtông có thể lấy
mC = 0,05 N/mm3
mJ : Mô men quán tính của bệ đối với trục của tâm lấy
mJ = 1,3 J = 1,3.56,06.108 = 72,88.108m4
[IV - 209]
0
8
1 10.88,72.05.0
= =27,44.10-101/N.mm
88,
10
.79,1T
21660
10.44,27.4
Vậy:
64245 9810
21660 5 8 `10.88,72.10.05,2
.. HDq .
.6,0
P
= 10,40s
Lực tác dụng lên thân thiết bị được xác định theo công thức: , N [IV - 209]
q : Áp suất động học tiêu chuẩn của gió kể đến hệ số hiệu chỉnh , N/m2 Theo bảng 8.10[IV - 204] ta có: q = 12.10-4N/mm2
Trong đó:
D : Đường kính ngoài của thiết bị, m; D = 1,4 + 2.0,005 = 1410mm H : Chiều cao của tháp và vỏ đỡ, m. H = 19,96 + 1,7 = 21660mm : Hệ số tăng áp suất động học
Hệ số hiệu chỉnh theo bảng 8.12[IV - 205] là: 1,39 Do đó: q = 15,60.10-4 N/mm2
H = 21660 theo bảng 8.11[IV - 205] ta có m = 0,35 T = 10,40 theo bảng 8.13[IV - 205] ta có = 3,2
= m.
P = 0,6.1,12.15,60.10-4 .1410.21660 = 32016,32N
.
HP
= 0,35.3,2 = 1,12
M G
Vậy: Mômen uốn do tải trọng gây nên đối với thiết bị được xác định theo công thức: = 32016,32.21660 = 693,47.106N.mm
Kiểm tra bền: Mômen uốn cực đại lên tháp:
M
u
2 SD . [ ]. . u 4
]
u : Ứng suất cho phép khi uốn của vật liệu làm thân [
]
u = 140N/mm2 [
, N.mm
37
2
5.
uM
.14,3.140 1410 4
= 1077,02.106N.mm
GM <
uM nên thiết bị làm việc an toàn với các thông số đã chọn.
Ta có:
DD
60
V.3. Tính vòng đỡ Chọn vòng đỡ với:
1
- Đường kính ngoài: mm
D : Đường kính trong của vỏ đỡ,mmm
1D = 1400 – 60 = 1340mm
D
S .2
200
Vậy:
D 2
S : Bề dày của vỏ đỡ, S = 5mm
- Đường kính ngoài của vỏ đỡ:
2D = 1400 + 2.5 + 200 = 1610mm
Vậy:
Bề dày tối thiểu của vòng đỡ được xác định theo công thức:
S
73,1 b
K
max u
b : Khoảng cách từ mép ngoài của vòng đỡ đến đường kính ngoài của vỏ đỡ
b = 1610 – 1410 = 200mm
]
[IV - 211]
u : Ứng suất cho phép của vật liệu làm vòng đỡ [
]
Trong đó:
u = 140N/mm [
max : Ứng suất cực đại lên bề mặt vòng đỡ được xác định theo công thức:
G
M
max
Với thép CT3 :
max
max F
' G W F : Tiết diện vòng đỡ
[IV - 211]
F
,0
785 (
D
)
2 2 2 D 1
= 0,785(16102 – 13402) = 625252,50mm2
4
4
D
1610
1340
4 2
4 D 1
W
W : Mômen cản của tiết diện vòng đỡ
32
14,3 32
1610
D 1
maxG : Trọng lượng lớn nhất của thiết bị
maxG = 408293,20N
212,99.106mm3
' maxGM
2
HP .
.6,0
HDq . ..
' M G
max
: Mômen gió ứng với trọng lượng lớn nhất của thiết bị
maxG = 408293,20N thì hệ số tăng áp suất động học lấy bằng 1
Với
' maxGM
= 0,6.1.12.10-4.1410.21660 = 476,29.106N.mm
38
6
Vậy:
max
6
408293 625252
20, 50,
10.29,476 10.29,212
= 2,90N/mm2
200
Bề dày tối thiểu của vòng đỡ là:
.73,1KS
90,2 140
= 50mm
G
M
max
q
max
max F
' G W
q : Tải trọng riêng cho phép lên bề mặt đỡ. Theo bảng 8.8[IV - 189] với thép CT3 ta có: q = 200N/mm2
Tháp làm việc an toàn thì ứng suất cực đại lên bề mặt đỡ phải thỏa mãn điều Kiểm tra bền: kiện:
Vậy max = 2,90 < q nên thiết bị làm việc đảm bảo độ tin cậy. Để độ bền và độ ổn định của tháp khi làm việc ta có thể thiết kế thêm 4 gân tăng cứng. V.4. Xác định các thông số của bulông Tải trọng tác dụng lên các bulông bệ được xác định như sau:
,0
D 785 .
2 2
2 , N Pb ] D .[ 1 bP = 0,785(16102 – 13402).2,90 = 1813232,25N
]
[IV - 213]
[ ta chọn số bulông là Z = 14.
Dựa vào đường kính vòng đỡ, tải trọng tác dụng lên các bulông bệ và giá trị ứng suất cho phép
Tải trọng tác dụng lên 1 bulông bệ:
b ' P
P b Z
, N [IV - 213]
' bP
87535350 14
= 129516,59N
d
C
Đường kính chân ren bulông:
b
a
.4 ' P b [ ]
aC : Hệ số bổ sung do ăn mòn lấy băng 2mm.
.4
59,
, mm [IV – 213]
2
bd
129516 140 .14,3
2 S
.4 d
D
= 36,33mm
D b
b
Vậy ta chọn bulông loại M36. Đường kính vòng bulông trên vòng đỡ: , mm [IV - 213]
= 1400 + 2.5 + 4.36 = 1554mm
39
.3 d
D 2
D b
b
Ta chọn đường kính ngoài theo đường kính bulông là: , mm [IV - 213]
= 1554 + 3.36 = 1662mm
Phần V: Tính toán và chọn thiết bị phụ Tính và chọn thiết bị phụ là một khâu quan trọng trong việc thiết kế nhằm mục đích lựa chọn cho phù hợp các thiết bị đi kèm của tháp chưng luyện. Trong trường hợp này ta tính và chọn đối với các thiết bị quan trọng nhất là thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu và bơm. I. Tính toán thiết kế thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu Yêu cầu công nghệ:
Thiết bị gia nhiệt dùng để đun nóng hỗn hợp đầu từ nhiệt độ 250C đến nhiệt độ 60,290C.
Dễ chế tạo, rẻ tiền.
Dễ làm vệ sinh.
Bề mặt truyền nhiệt lớn.
Vậy ta chọn thiết bị kiểu ồng chùm:
- Dùng hơi nước bão hòa ở áp suất 2at, nhiệt độ 119,60C để đun nóng hỗn hợp đầu.
- Thiết bị được đặt thẳng đứng - Hai lưu thể chuyển động ngược chiều nhau: Hỗn hợp CS2 – CCl4 đi từ dưói lên trong không gian ống. Hơi nước bão hòa đi trong không gian ngoài ống, ngưng tụ và đi ra ngoài.
- Thiết bị được chế tạo từ thép CT3.
.
Bề mặt riêng của quá trình truyền nhiệt được xác định thông qua phương trình
F
, W [II - 3] Yêu cầu quan trọng nhất của việc thiết kế thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu là xác định được bề mặt truyền nhiệt. Ngoài ra còn xác định các thông số khác như: Đường kính, chiều cao, số ống và số ngăn của thiết bị,… cơ bản của truyền nhiệt: Q = tbtFK .
Q . tbtK
, m2
Q : Lượng nhiệt trao đổi, W; F : Diện tích bề mặt truyền nhiệt, m2; K : Hệ số truyền nhiệt, W/m2độ; tbt : Hiệu số nhiệt độ trung bình,0C.
Trong đó:
I.1. Lượng nhiệt trao đổi được xác định theo phương trình cân bằng nhiệt sau:
40
t
)
tCGQ ( F
p
d
c
, W
FG : Khối lượng chất tải nhiệt(lượng hỗn hợp đầu), kg/s; FC : Nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu ở nhiệt độ trung bình, J/kgđộ; dt : Nhiệt độ của hỗn hợp trước khi vào thiết bị gia nhiệt, 0C; ct : Nhiệt độ của hỗn hợp sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt, 0C;
Trong đó: Q : Nhiệt lượng trao đổi, W;
t
c
a/ Xác định động lực của quá trình truyền nhiệt
tbt
d
ln
t d t t
c
= [I - 5]
dt : Hiệu số nhiệt độ của hơi nước bão hòa và hỗn hợp trước khi vào thiết
tbt 0C. bị gia nhiệt, 0C;
ct : Hiệu số nhiệt độ của hơi nước bão hòa và hỗn hợp sau khi ra khỏi thiết
t
t
hbh
d
: Hiệu số nhiệt độ trung bình của hỗn hợp đầu(động lực của quá trình),
60,94
31,59
54,75
tbt =
ln
6,94 31,59
t
tbt [I - 10]
t tb
hbh
bị gia nhiệt, 0C. = 119,60 – 25 = 94,60 0C dt ct = thbh – tc = 119,6 – 60,29 = 59,31 0C
1017
60,
CSC
2
30,898
b/ Xác định nhiệt dung riêng của hỗn hợp CS2 – CCl4 ở nhiệt độ trung bình Dùng hơi nước bão hòa có nhiệt độ không đổi nên ta có: - = 119,6 – 75,54 = 44,06 0C Nội suy trong bảng I.153[I - 171] ta được: J/kgđộ
CClC
4
1(
C
J/kgđộ
p
Ca F
CS
Ca ) F
CCl
2
4
F
Nhiệt dung riêng của hỗn hợp được xác định theo công thức:
GF
PC = 0,22.1017,60 + (1 – 0,22).898,30 = 924,55 J/kgđộ Ta có: = 5,2kg/s
Q = 5,2.924,55(60,29 – 25) = 16966 W
Vậy lượng nhiệt trao đổi cần thiết là:
41
K
I.2. Xác định hệ số truyền nhiệt K Hệ số truyền nhiệt K được xác định theo công thức:
1 1 i 2
i
1 1
, W/m2độ [II - 3]
2
Trong đó:
r 2
r 1
r t
1, : Hệ số cấp nhiệt, W/m2độ;
i r i
:Tổng trở của thành ống, m2độ/W;
1, rr 2
: Nhiệt trở cặn bẩn ở 2 phía của thành ống, m2độ/W;
2
: Bề dày của thành ống,m; : Hệ số dẫn nhiệt của thành ống, W/m2độ. Đối với thép CT3: 4,46 W/m2độ.
I.2.1 Xác định hệ số cấp nhiệt a/ Khối lượng riêng của hỗn hợp ở 44,060C
1227
CS
CCl
2
4
a
F
F
a
1
22,0 1227
78,0 1556
1 hh
CS
CCl
2
4
kg/m3; kg/m3 Nội suy từ bảng I.2[I - 9] ở nhiệt độ 44,040C ta có: 1556
hh
310.282
310.
701
,0
,0
kg/m3
CS
CCl
2
4
x
lg
1(
x
lg)
1469 b/ Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiệt 44,060C Nội suy từ bảng I.101[I - 91] ở nhiệt độ 44,060C ta có: Ns/m2; Ns/m2
hh
F
CS
F
2
CCl 4
3
3
,0lg36,0
282
10.
,0lg)36,01(
701
10.
30,3
lg
,0
505
310.
hh
Ns/m2
CA .
3.
c/ Hệ số dẫn nhiệt độ của hỗn hợp
M
MaM
1(
, W/m2độ [I - 123]
Ma ) F
CCl
F
CS
4
2
C : Nhiệt dung riêng đẳng áp của dung dịch, J/kgđộ; A : Hệ số phụ thuộc vào mức độ liên kết của hỗn hợp chất lỏng, A = 3,58.10-8; : Khối lượng riêng của dung dịch, kg/m3; M : Khối lượng mol của dung dịch, kg/kmol;
42
8
= 0,36.76 + (1-0,36).154 = 125,92kg/kmol
10.58,3
.
.55,924
1469 . 3
1469 92,125
= 0,11 W/mđộ
d/ Chuẩn số Prant của hỗn hợp đầu
Pr
C .
3
,0.55,924
505
10.
24,4
11,0
[II - 12]
25,0
8,0
43,0
Nu
Re..21,0
Pr.
Pr Pr t
e/ Chuẩn số Reynon của hỗn hợp Chọn chế độ dòng chất lỏng trong ống là chế độ chảy xoáy (Re 104). Vì ở chế độ chảy xoáy hệ số truyền nhiệt là lớn nhất. Chọn giá trị Re = 104 g/ Chuẩn số Nuxen của hỗn hợp
26,59
Chọn ống có: l =1,6m; d = 32mm = 0,032m; S = 2,5mm = 0,0025m.
1
l d
6,1 032 ,0
25,0
1
Ta có: > 50 nên ta chọn
Pr Pr t
Chênh lệch nhiệt độ giữa thành ống và dung dịch nhỏ nên
Nu
Ta có:
.2 d hh
2
. Nu hh d
[II - 31]
95,212
Vậy:
2
11,0.83,390 032
,0
W/m2độ
1
I.2.2. Xác định hệ số cấp nhiệt
2
r
Thiết bị gia nhiệt ống chùm đặt thằng đứng với tốc độ hơi nhỏ nên ta chọn công thức tính 1 như sau:
15,1 4
1
3 g . . . . . Ht
, W/m2độ
Hay
43
4
.04,2
A
1
r . Ht
, W/m2độ [II - 29]
25,0
Trong đó:
A
2. 3
; : Giá trị của A phụ thuộc vào nhiệt độ mt
t
t (5,0
t
)
m
hbh
T 1
, 0C [II - 29]
1Tt
t
t
: Nhiệt độ thành ống có màng nước ngưng, 0C;
n
t 1
T 1
: Hiệu số giữa nhiệt độ ngưng(nhiệt độ của hơi nước bão hòa)
t
t
t
1t = 20C. - Nhiệt độ thành ống:
r : Ẩn nhiệt ngưng tụ lấy theo nhiệt độ hơi bão hòa, J/kg; và phía tường tiếp xúc với nước ngưng, 0C; H : Chiều cao ống truyện nhiệt, m. a/ Giả thiết chênh lệch nhiệt độ giữa hơi nước bão hòa và hơi nược ngưng tụ là
hbh
1
T 1
= 119,6 – 1,6 = 1180C
0C
t
t
8,118
118
6,119
t
m
hb
T 1
1 2 - Nội suy từ bảng [II - 29] ở nhiệt độ
8,118
mt
2p
t
6,119
1 2 0C ta được A = 187,52 0C và áp suất
- Nhiệt độ màng nước ngưng:
hbh
at theo bảng
2208
r
2208
3 110.
- Ở nhiệt độ bão hòa của hơi nước .103J/kg. I[I-314] ta có:
.04,2
187
.52, 4
11025
29,
1
2.6,1
17640
46,
6,1.59,
11025
- W/m2độ
1q :
t . 1
t
t
q 1 1 - Hiệu số nhiệt độ giữa 2 bề mặt của thành ống:
t T
. rq t
T 1
T 2
W/m2 - Tải nhiệt riêng
r 2
r 1
rt
2Tt tr : Nhiệt trở tổng, W/m2độ
: Nhiệt độ thành ống phía dung dịch, 0C;
3000
Tra bảng PL.12[III - 346] ta có:
1 r 1
Kcal/m3h.độ
= 3480W/m2độ
10000
1 r 2
4
10.873,2
Kcal/m3hđộ
r 1
= 11600W/m2độ m2độ/W
44
4
862,0
10.
r 2
3
4
,0
539
10.
m2độ/W
10.5,2 4,46
tr
t
m2đô/W
1 rq T t
t
t
t
-
T
T 1
T 2
t
t
t
-
2
T 2
T 2
- 2,873.10-4 + 0,862.10-4 + 0,539.10-4 = 4,274.10-4m2độ/W = 17640,46.4,274.10-4 = 7,5320 = 118 – 7,532 = 110,4680C = 110,468 – 60,29 = 50,1780C
178,50.95,
212
30,
q 2
t . 2
2
W/m2 - Tải nhiệt riêng của hỗn hợp CS2 – CCl4 10685
q
17640
30,
2
100.
Ta có:
.
100
46, 17640
10685 76,
q 1 q 1
% = % = 39% > 5%
1t .
Vậy ta phải chọn lại giá trị
0C
1
1 t 16,119
6,118
b/ Giả thiết
0C
Tt
1
6,118
1,119
-
0C
6,119
mt
1 2
-
3
10.
.04,2
.64,187 4
12407
88,
- Nội suy từ bảng [II - 29] ta có: A = 187,64
1
88,
12407
2208 2.1 W/m2
- W/m2độ
q 1 1
t 1
4
-
12407
,4.88,
274
10.
t T
rq 1 t
t
t
118
,56,
303
,113
297
-
t T
T 1
T 2
t
t
,113
297
29,60
007,53
-
t 2
2
T 2
- = 5,3030C 0C 0C
212
,53.95,
007
11287
84,
q 2
t 2
2 Ta có:
q
12407
84,
2
- W/m2
88, 12407
q 1 q 1
8,0
11287 87, 0C
1 t
.100% = .100% = 9,03%
9,06,
118
119
7,
Tt
1
7,118
15,119
c/ Giả thiết chênh lệch nhiệt độ 0C -
0C
6,119
mt
1 2
A
187
66,
-
3
2208
- Nội suy từ bang [II - 29] ta có:
.04,2
187
.66, 4
12740
41,
1
10. 2.9,0
- W/m2độ
45
12740
9,0.41,
11466
37,
q 1 1
t 1
4
- W/m2
0C
11466
,4.37,
274
10.
t T
rq 1 t
t
t
118
,47,
901
,113
799
-
901 ,4 0C
t T
T 1
T 2
t
t
,113
799
29,60
509,53
-
0C
t 2
2
T 2
-
212
,53.95,
509
11394
74,
q 2
t 2
2 Ta có:
q
74,
11466
2
- W/m2
37, 11466
q 1 q 1
.100% = .100% = 0,062%
có thể chọn là:
11394 37, 1 = 12740,41W/m2độ
1
Giá trị
1
Hệ số truyền nhiệt là:
K
4
10.274
,4
1 12740
41,
1 95,212
1 1
2
1 1 i i Vậy diện tích bề mặt truyền nhiệt của thiết bị là:
= 192,24W/m2độ
F
65,11
Q . tbtK
m2
n
F f
I.3. Xác định số ống và thiết bị trao đổi nhiệt ống chùm a/ Số ống của thiết bị được xác định theo công thức:
n : Số ống của thiết bị; F : Tổng diện tích bề mặt, m2; 65,11F f : Diện tích bề mặt truyền nhiệt của 1 ống, m2;
f
. Hd .
tb
0
d
(
)2
27
)5,2.2
t
m2
d
5,29
tb
27( 2
d t 2
0H : Chiều dài của ống,
0H = 1,6m;
,0.14,3f
0295
6,1.
cm =0,0295m
= 0,148m2
n
72,78
65,11 148,0
Vậy:
Quy chuẩn theo bảng V.II[II – 48] ta có:
Tổng số ống là 91 Sắp xếp ống theo hình 6 cạnh Số hình sáu cạnh là 5
46
Số ống trên đường xuyên tâm là 11
btD
4)1
d
(
b/ Đường kính trong của thiết bị , m
1
b
2
a
[II – 49]
t
5,1 d
Trong đó:
,0.4)1
11(048
608,0
D
032
,0
a : Số ống trên 1 cạnh của hình 6 cạnh; t : Bước ống t = 1,2 – 1,5 d . Chọn = 4,8mm = 0,048m;
d : Đường kính ngoài của ống, m m
I.4. Tính kiểm tra Vận tốc trung bình chảy trong mỗi ống của thiết bị ống chùm:
0
V f
V : Lưu lượng thể tích của chất lỏng m3/s
310.54,3
, m/s [IV – 29]
FG
2,5 1469
f : Tiết diện của ống, m2
2
2
027
4
f
10.72,5
V m3/s
d 4
,0.14,3 4
3
79,5
m/s
0
4
10.54,3 10.72,5
m/s
Tốc độ thực của dòng lỏng trong ống dẫn:
,0
064
t
0 n
79,5 91
2,0
m/s
m/s thì
x
14,3
2 064
,0
0 t
So sánh tốc độ thực của hỗn hợp trong ống dẫn t với tốc độ tự chảy của hỗn hợp mà ta đã chọn t <nên ta phải tăng hệ số truyền nhiệt bằng cách tăng số ngăn của thiết bị gia nhiệt để đảm bảo được năng suất của thiết bị. Số ngăn của thiết bị được xác định bằng:
Vậy số ngăn của thiết bị là 3 và số ống trong mỗi ngăn có 30 ống. Tính lại tốc độ ta có:
'
G 'f
G 2. . nd
,0
.785
= = 2,06m/s
Vậy tốc độ tính lại là phù hợp. II. Tính và chọn bơm II.1. Xác định chiều cao của thùng cao vị
47
P
[I – 375]
P d
P H
P m
P c
P k
P t
Như đã thiết kế ban đầu hỗn hợp đầu đi vào tháp là quá trình tự chảy với vận tốc khoảng 0,2m/s. Do đó hợp đầu không bơm trực tiếp vào tháp mà bơm lên thùng cao vị để tạo ra vận tốc chảy thích hợp. Như vậy nhiệm vụ quan trọng nhất của tính và chọn bơm là xác định được chiều cao của thùng cao vị để có thể đưa được chất lỏng vào tháp ở đĩa tiếp liệu. Chiều cao này phụ thuộc vào trở lực trong ống hay nói cách khác là phụ thuộc vào chiều dài của ống dẫn. Ban đầu ta giả sử chiều cao từ mặt thoáng của thùng cao vị đến đĩa tiếp liệu là 15m và từ đó ta có thể chọn: Chiều cao của chất lỏng trong tháp là 3m. Chiều dài đoạn ống từ đáy thùng cao vị đến thiết bị ống là 17m. Chiều dài từ thiết bị ống chùm là đến tháp chưng là 3m. Áp suất toàn phần cần thiết để khắc phục tất cả sức cản trong hệ thống(cả ống dẫn và thiết bị): , N/m2
dP : Áp suất động học, tức là áp suất cần thiết để tạo tốc độ cho dòng chảy
Trong đó:
mP : Áp suất để khắc phục trở lực do ma sát khi dòng chảy ổn định trong hệ
ra khỏi ống, N/m2;
HP : Áp suất cần thiết để nâng chất hoặc khắc phục áp suất thủy tĩnh, N/m2; tP : Áp suất cần thiết để khắc phục trở thiết bị, N/m2; kP : Áp suất bổ sung ở cuối ống dẫn trong những trường hợp cần thiết,
thống, N/m2;
cP : Áp suất cần thiết để khắc phục trở cục bộ, N/m2.
N/m2;
P
1. Áp suất toàn phần để thắng trở lực từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu:
P d
P m
P H
P c
, N/m2
a/ Áp suất động lực học
dP
2 2
: Khối lượng riêng của hỗn hợp chất lỏng ở 250C
1256
, N/m2
CS
2
x
1
CS
2
2
4CCl = 1584kg/m3 x 36,0 64,0 1256 1584
CS
CCl
1 hh
CS
4
2
1498
Nội suy từ bảng I.2[ I – 9] ở nhiệt độ 250C ta có: kg/m3;
hh
kg/m3
: Tốc độ dòng chảy trong ống
Vs F
sV : Lưu lượng thể tích của chất lỏng trong ống ở nhiệt độ 250C, m3
, m/s
48
310.47,3
s
2,5 1498
G F F : Tiết diện ống dẫn, m2
2
V m/s
F
,0
0196
d 4
158,0.14,3 4
3
18,0
m2
10.47,3 0196
,0
m/s
2
1498 .
27,24
Vậy:
dP
18,0 2
N/m2
b/ Áp suất khắc phục trở lực do ma sát
Pm
L d
2 2
, N/m2 [I – 377]
Trong đó:
Re
d . .
L : Chiều dài đoạn ống dẫn, chon L = 17m; : Hệ số ma sát. Ta có:
: Độ nhớt của hỗn hợp chất lỏng ở 250C, Ns/m2 Nội suy từ bảng I.101[I – 91] ta có:
,0
343
310.
,0
310.901
CS
CCl
2
4
lg
x
lg
1(
x
lg)
CS
CS
CS
CCl
2
2
2
4
3
Ns/m2; Ns/m2
,0lg36,0
10.
3
,0lg64,0
901
10.
= -3,20
Re
66986
1498 3
.158,0.18,0 10. 636,0
343 = 0,636.10-3Ns/m2
9,0
1
lg2
Re > 104 nên chế độ chảy của dòng chất lỏng trong ống là chế độ chảy xoáy. Do đó hệ số ma sát được xác định dựa vào công thức:
81,6 Re
7,3
[I - 380]
Trong đó:
: Độ nhám tương đối xác định theo công thưc:
d
2,0
[I – 380]
: Độ nhám tuyệt đối. Chọn ống dẫn nguyên và ống hàn trong điều kiện ít ăn mòn, theo bảng II.15[ I - 381] ta có: mm =0,2.10-3m
49
3
10.2,0 158,0
9,0
3
1
10.27,1
7,3
lg2
45,6
81,6 66986
,0
024
=1,27.10-3
2
,0
.024
. 1498 .
Vậy:
mP
17 158,0
18,0 2
= 62,66N/m2
c/ Áp suất khắc phục trở lực cục bộ
.
cP
2 2
, N/m2 [I - 377]
: Hệ số trở lực cục bộ.
- Đột thu: Khi chảy từ thùng cao vị vào ống dẫn:
0
-3
10.56,1
d d
158,0 4
1
F 0 F 1 : Tiết diện của ống và tiết diện của thùng cao vị, m2
, FFo 1
Chọn đường kính thùng cao vị là 4m ta có:
1
Theo bảng N013[I - 388] ta có:
0
3,31,1.3
1 - Trên đoạn ống dẫn từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt có khuỷu 900 do hai khuỷu 450 tạo thành.
2
a b
Chọn Theo bảng N029[I - 394] ta có:
158,0d
44,4
3
- Sử dụng 1 van tiêu chuẩn trên đọan đuờng ống. Khi mở hoàn toàn thì m Nội suy tử bảng N037[I - 397] ta có:
0
26,0
d d
158,0 608 ,0
2
F 0 F 2
- Đột mở tại cuối đoạn ống và cửa vào của thiết bị ống chùm:
4 = 0,5
Nội suy từ bảng N011[I - 387] ta có:
Ta có:
2 4
3
1
= 1 + 3,30 + 4,44 + 0,56 = 9,25
2
Do đó:
.15,9
1498 .
05,222
cP
18,0 2
.
. Hg
N/m2
H
7,0
m
, N/m2 [I - 377] d/ Áp suất cần thiết để nâng chất lỏng từ khuỷu thứ 3 đến hết không gian sau cửa vào của thiết bị ống chùm PH
:
Chọn
50
1498
7,0.81,9.
10087
62,
HP
P
27,24
05,222
66,62
0396
62,
60,
,1
N/m2
Vây: N/m2
H
71,0
10087 Chiều cao tương ứng của cột chất lỏng để đưa chất lỏng từ thùng cao vị đến thiết bị gia nhiệt:
P 1 g
10396 .81,9
60, 1498
m
P
2. Áp suất toàn phần để thăng trở lực trong thiết bị gia nhiệt của hỗn hợp đầu
P d
P m
P H
P c
, N/m2
a/ Áp suất động học
dP
2 2
, N/m2
'
V s f
G F 2. . nd 785 .
,0
: Tốc độ trung bình của chất lỏng trong thiết bị:
1469
Trong đó:
'n : Số ống trong mỗi ngăn của thiết bị,
'n = 30ống;
,0d
027
: Khối lượng riêng của hỗn hợp chất lỏng trong thiết bị ống chùm ở nhiệt độ 44,060C: kg/m3;
06,2
d : Đường kính ống của thiết bị ống chùm, m.
2
2,5 1469
,0
.785
027,0.
30.
2
,0
1469 .
17,31
m/s
dP
206 2
N/m2
.
b/ Áp suất khắc phục trở lực do ma sát
Pm
l d
2 . 2
l : Chiều dài của ống trong thiết bị ống chùm: l = 1,6m.
, N/m2
Re
d.
Ta có:
Re
16179
1469 3
310.505,0 ,0 206 ,0
: Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiệt độ trung bình của thiết bị gia nhiệt.
Ns/m2 ,0. 027 . 505 10.
9,0
1
lg2
81,6 Re
7,3
Re > 104 nên được tính:
51
3
3
10.41,7
d
10.2,0 027 ,0
9,0
3
1
lg2
81,6 16179
10.41,7 7,3
,0
039
2
,0
,0.3
039
1469
59,215
Thiết bị có 3 ngăn nên ta có:
6,1 027 ,0
206 2
N/m2
c/ Áp suất khắc phục trở lực cục bộ
P
.
2 2 Tiết diện ống trong 1ngăn thiết ống chùm:
2
2
027
, N/m2
,0
0172
F 0
d . 4
,0.14,3 4
m2
2
2
608
Tiết diện các ngăn ở 2 khoảng trống đầu và cuối thiết bị ống chùm:
.
.
,0
0967
F 1
d . 4
1 n
,0.14,3 4
1 3
m2
18,0
,0 0172 867,0
F 0 F 1
37,1
457
,0.3
Đột thu tại đầu mỗi ngăn:
1
Do thiết bị có 3 ngăn nên ta có:
18,0
F 2 F 1
67,0.3
01,2
Đột mở tại cuối mỗi ngăn:
2 37,1
01,2
38,3
2
.28,3
P
1469
35,105
Nên ta có:
gH
0206 2 d/ Áp suất để nâng chất lỏng
PH
6,1H
N/m2
Chiều dài đoạn ống trong thiết bị:
1469
6,1.81,9.
23057
42,
HP
m. N/m2
P
P c
P H
P m
P d = 31,17 + 215,59 + 105,35 + 23057,42 = 23403,53N/m2
Vậy:
Tương ứng với chiều cao của đoạn chất lỏng để thắng trở lực này là:
52
H
59,1
2
P g
23403 1469
53, 81,9.
m
P
P d
P c
P H
P m
3. Áp suất toàn phần để thắng trở lực từ thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu đến tháp chưng
a/ Áp suất động lực học
dP
2 2
1385
, N/m2
kg/m3;
192,0
: Khối lượng riêng của hỗn hợp chất lỏng ở 60,290C: : Tốc độ của hỗn hợp lỏng trong ống dẫn hỗn hợp đầu:
2
G .785
,0
d
F F
F
2
1385 .
53,25
m/s
dP
192,0 2
N/m2
.
b/ Áp suất khắc phục trở lực do ma sát
Pm
l d
2 . 2
3l m;
, N/m2
Re
d . .
Chiều dài đoạn ống dẫn: Ta có:
x
lg
lg
lg)
x
CS
CCl
CS
CS
2
2
2
4
310.588
310.249
,0
,0
: Độ nhớt của hỗn hợp ở nhiệt độ 60,290C;
CS
CCl
2
4
3
lg
,0lg36,0
10.
3
588,0lg64,0
10.
1( Nội suy từ bảng I.101[I - 91] ở nhiệt độ 60,290C ta có: Ns/m2 Ns/m2;
249 Ns/m2
,0
432
310.
Re
97358
71,
158,0.192,0 . 1385 3 10. 432
,0
= - 3,36
9,0
1
lg2
81,6 Re
7,3
310.27,1
Re > 104 nên được xác định:
2
,0
023
1385 .
15,11
= 0,023
mP
3 158,0
192,0 2
N/m2
b/ Áp suất khắc phục trở lực cục bộ
53
P
.
2 2
, N/m2
0
26,0
d d
158,0 608 ,0
F 0 F 1
1
41,0
1
Đột thu tại cuối thiết bị:
0
1,1
2
ta có: chọn
3 = 4,4
Nội suy từ bảng II.16[I - 388] ta có: Lắp 1 trục khuỷu 900C: a b Lắp 1 van tiêu chuẩn:
o
Đột mở khi vào tháp: Ta có:
0
4 = 1
d d
F 0 F 1
1
nên ta có:
2 4
3
1
2
P
.91,6
1385 .
= 0,41 + 4,4 + 1,1 + 1 = 6,91
192,0 2
.
= 176,40Ns/m2
P 7,0H
, N/m2
Hg . m
d/ Áp suất nâng chất lỏng Chọn
P
.81,9
1385
7,0.
9510
79,
P = 25,53 + 11,15 + 176,40 + 9510,79 = 9723,87N/m2
N/m2
72,0
Vậy: Ta có:
H 3
9723 1385
01, 81,9.
m
HH
H
H
1
2
3
Chiều cao của cột chất lỏng để thắng toàn sức cản trong hệ thống từ thùng cao vị đến tháp chưng là: = 0,71 + 1,59 + 0,72 = 3,02m
Áp dụng phương trình Becnuli tính chiều cao Z: Chọn: 0 – 0’: Mặt phẳng chuẩn_đi qua đĩa tiếp liệu của tháp. 1 – 1’: Mặt phẳng đi qua mặt thoáng chất lỏng trong thùng cao vị. Theo định luật Becnuli ta có: Tại 0 – 0’:
Z
H
C
0
m
g
P 0 . 0
2 0 g 2 Tại 1 – 1’:
(const) (1)
54
Z
C
1
2 1 g 2
P 1 . g 1
(const) (2)
0 : Vận tốc của hỗn hợp đầu tại vị trí đĩa tiếp liệu, m/s;
0 = 0,192 m/s
1 : Vận tốc hỗn hợp đầu tại mặt thoáng chất lỏng trong thùng cao vị, m/s;
Trong đó:
1 = 0
0P = 1,03.105N/m2; 0P : Áp suất tại mặt thoáng chất lỏng: 1P : Áp suất làm việc của tháp tại vị trí đĩa tiếp liệu, N/m2 0 : Khối luợng riêng của hỗn hợp khi vào tháp ở đĩa tiếp liệu:
0 = 1385kg/m3
1 : khối lương riêng của hỗn hợp ở thùng cao vị:
1 = 1498kg/m3
0Z : Thế năng riêng của đĩa tiếp liệu hay chiều cao hình học của đĩa tiếp liệu:
0Z = 0
1Z : Thế năng riêng của chất lỏng hay khoảng cách từ đĩa tiếp liệu đến mặt
Chọn
1Z = 15m.
H
02,3
thoáng của chất lỏng trong thùng cao vị:
mH : Thế năng riêng do mất mát:
H m
m
Z
mH
1
2 0 g 2
g
P 0 . 0
P 1 g . 1
Từ (1) và (2) ta có:
.
g
P 0
0
mHZ
1
2 0 2 g
g
P 0 . 0
2
5
=>
1385
15
02,3
192,0 81,9.2
10.03,1 1498
81,9.
81,9.
= = 2,58.105N/m2
mt P P l
1 P
Áp suất làm việc trong thiết bị: , N/m2
510.03,1mtP
.
Hg .
P l l
l
`
5
5
5
lH = 9,77 + 2.0,9 = 11,57m lP = 1322.9,81.11,57 = 1,50.105N/m2 N/m2
10.53,2
10.03,1
10.50,1
P
N/m2
55
cHZH
– CCl4 không gây cháy nổ trong điều kiện áp suất cao nên trong
Vậy áp suất tạo ra cuối đường ống lớn hơn áp suất làm việc tại đĩa tiếp liệu nên giả thiết đặt ra là hợp lí. Do đó chiều cao từ đĩa tiếp liệu đến mặt thoáng chất lỏng là: 15m. Chiều cao của thùng cao vị so với đáy tháp là: = 15 + (6,49 + 1 + 0,9) = 23,39m.
II.2.Chọn bơm Hỗn hợp CS2 trường hợp này có thể dùng bơm li tâm làm việc ở áp suất thường, đặt theo kiểu trục nằm ngang.
1. Chiều cao hút của bơm
- Làm việc bảo đảm không xảy ra hiện tượng xâm thực.
Theo bảng II.34[II - 44] ở nhiệt độ 250C ta chọn chiều cao hút của bơm là:
Yêu cầu: - Giảm thiểu khả năng dao động của bơm. hH = 3,5m.
2. Chiều cao đẩy của bơm
dH =
hHH
Giả thiết thùng chứa hỗn hợp đầu đặt nằm ngang với đáy thiết bị. Chiều cao đẩy của bơm được xác định: 23,39 – 3,5 = 19,89 m.
3. Tổn thất áp suất từ thùng cao vị đến hỗn hợp đầu
td = 100mm = 0,1m nd = 108mm = 0,108m
Chọn đường ống dẫn chất lỏng từ thùng chứa ban đầu đến thùng cao vị là:
44,0
S = 4mm = 0,04m Để đảm bảo lưu lượng khối là 5,2kg/s thì tốc độ của hỗn hợp trong ống là:
2
V s F
G F . d . 785
,0
2,5 1498
,0
.785
12,0.
m/s
2
2
P
1498 .
Tổn thất áp suất động học:
2
44,0 2
= 145,01N/m2
44,0.1,0.
Re
103497
3
d . .
10.636
9,0
lg2
1498 ,0 Re > 104 nên chế độ chảy trong ống là chảy xoáy: 81,6 Re
7,3
1
Tổn thất áp suất do khắc phục trở lực ma sát: Ta có:
56
tdd
; Sử dụng ống nguyên và ống hàn trong điều kiện ít ăn mòn nên
3
3
10.2
10.2,0 1,0
9,0
3
lg2
81,6 103497
10.2 7,3
1
0,025
2
,0
.025
1498
chọn = 0,2.10-3m.
mP
39,23 1,0
44,0 2
= 851,55N/m2
Tổn thất áp suất để khắc phục trở cục bộ:
.
cP .
2 2
1
, N/m2
Theo bảng II.[I - 394] chọn ta có: 1 = 2.03 =0,6 Trên đường ống có 2 trục khuỷu do 3 khuỷu 300 tạo thành: a b
Trên đường ống đặt 1 van 1 chiều có mặt phẳng tựa kiểu đĩa hình cầu:
37,2
2,1
2
h d
Chọn nên ta có: = 5,7
1 2
2
P
.3,6
1498 .
= 0,6 + 5,7 = 6,3
44,0 2
= 913,54N/m2
P
P c
P m
P d = 145,01 + 851,55 + 913,54 = 1910,10N/m2
13,0
h
Tổng tổn thất áp suất trên đường ống:
1910 1498
P . g
m. Áp suất mà bơm tạo ra để thắng tất cả trở lực này là: 10, 81,9.
p
H
4. Áp suất toàn phần do bơm tạo ra được xác định theo công thức:
mhH 0
p 1 2 . g
1p = 1,03.105N/m2 2p = 1,03.105N/m2
H
[II -438]
d H
H 0
h
mh : Áp suất tiêu tốn để thắng toàn bộ trở lực trên đường ống kể cả hút và
23,39 Trong đó: H : Áp suất toàn phần do bơm tạo ra, m; 1p : Áp suất trên bề mặt chất lỏng trong không gian hút: 2p : Áp suất trên bề mặt chất lỏng trong không gian đẩy: 0H : Chiều cao nâng của chất lỏng:
đẩy: mh = 0,13m.
57
H
39,23
13.0
52,23
Nên ta có: m.
N
5. Công suất yêu cầu trên trục động cơ của bơm:
HgQ . . . 1000 .
, KW [I - 439]
Trong đó: Q : Năng suất của bơm, m3/s
sV = 3,47.10-3m/s
Q =
0
tl ck 0 : Hiệu suất thể tích tính đến sự hao hụt chất lỏng chảy từ vùng áp suất
H : Áp suất toàn phần của bơm,m H 23,52m : Hiệu suất chung của bơm:
0 = 0,94 tl : Hiệu suất thủy lực, tính đến ma sát và sự tạo vòng xoáy trong bơm.
cao đến vùng áp suất tháp thấp và do chất lỏng rò qua các chỗ hở của bơm; Theo bảng II.32[I - 439] chọn
tl = 0,85
ck : Hiệu suất cơ khí tính đến ma sát cơ khí ở ổ bi, ổ lót trục.
Theo bảng II.32[I -439] chọn
ck = 0,95
0,94.0,85.0,95 = 0,759
Theo bảng II.32[I - 439] chọn
3
10.47,3
N
Vậy ta có:
. 1000
1498 ,0.
52,23.81,9. 759
= 1,58KW
6. Công suất động cơ điện
N
dc
N . dc tr
tr : Hiệu suất truyền động cơ, chọn
1tr
dc : Hiệu suất động cơ điện, chọn
85,0dc
86,1
, KW
dcN
58,1 85,0.1
KW
Thông thường người ta chọn động cơ điện lớn hơn so với công suất tính toán(lượng dự dựa vào khả năng quá tải)
N
.
N
c dc
dc
, KW [I - 439]
: Hệ số dự trữ công suất. Theo bảng II.33[I - 439] chọn = 1,3
c
58,1.3,1
,2
054
dcN
KW
Vậy ta có thể chọn bơm với các thông số sau:
58
Phần VI. TÍNH CÂN BẰNG NHIỆT LƯỢNG VÀ XÁC ĐỊNH LƯỢNG HƠI NƯỚC CẦN THIẾT CHO CÁC THIẾT BỊ
Phương trình cân bằng nhiệt lượng:
Q
Q
Q
Q
Q
D
f
F
ng
1xq
Trong trường hợp này ta tính cân bằng nhiệt lượng cho: thiết bị gia nhiệt hỗn hợp đầu, thiết bị ngưng tụ, thiết bị làm lạnh và cân bằng nhiệt lượng cho tháp chưng luyện. I. Cân bằng nhiệt lượng và lượng hơi đốt cần thiết cho thiết bị đun nóng hỗn hợp đầu , J/h [II - 196]
fQ : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào, J/h;
Trong đó: DQ : Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào, J/h;
ngQ : Nhiệt lượng của nước ngưng sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt, J/h;
xqQ : Nhiệt lượng mất ra do môi trường xung quanh, J/h.
FQ : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang ra khỏi tháp, J/h;
)
D 1
. 1
rD ( 1 1
. C 1
QD 1
1D : Lượng hơi đốt cần thiêt, J/kg; 1 : Hàm nhiệt(nhiệt lượng riêng của hơi đốt), J/kg; 1r : Ẩn nhiệt hóa hơi, J/kg
I.1.Nhiệt lượng do hơi nước ngưng mang vào [II - 196]
1 : Nhiệt độ của nước ngưng,0C 1 = 119,60C 1C : Nhiệt dung riêng của nước ngưng, J/kgđộ;
3
1r = 2208J/kg
10.24,4.6,
119
10.
3
D 1
QD 1
1D J/h
.
Q
= 2715,75.103
. tCF f
f
f
Ở nhiệt độ 119,60C, áp suất 2at theo bảng I.148[I - 166] ta có: 1C = 1,04KCal/kgđộ = 4,24.103 J/kgđộ 2208 I.2. Nhiệt lượng của hỗn hợp đầu , J/h [II - 196]
ft
ft = 250C
fC : Nhiệt dung riêng của hỗn hợp đầu, J/kgđộ
C
.
a
C .
: Nhiệt độ của hỗn hợp đầu trước khi vào thiết bị,0C
f
Ca CS
CS
CCl
CCl
2
2
4
4
[II - 152]
59
1000
50,
CSC
4CClC
2
Nội suy từ bảng I.153[I - 153] ta có: J/kgđộ; = 867,70J/kgđộ
.22,0
1000
50,
.78,0
70,869
48,898
fC
F = 5,2kg/s = 18720Kg/h
18720 . 25.48,898
J/kgđộ
fQ
610.49,420
= 420488640J/h
fQ
J/h
.
Q
tCF FF
F
I.3. Nhiệt lượng của hỗn hợp đầu mang ra khỏi thiết bị gia nhiệt , J/h [II - 196]
Ft
: Nhiệt độ của hỗn hợp sau khi ra khỏi thiết bị gia nhiệt,0C
Ft
922
102
40,
52,
= 60,290C
CSC
CClC
2
4
.22,0
40,922
.78,0
52,102
26,100
Nội suy từ bảngI.153[I - 171] ta có: J/kgđộ; J/kgđộ
FC
18720 .
29,60.26,100
J/kgđộ
FQ
= 113154177J/kg
1131
610.54,
FQ
J/kg
Q
.
I.4. Nhiệt lượng do nước ngưng mang đi
ng 1
. CG 1 1
ng
1
1D , kg/h;
1ngG =
6,119
, J/h [II - 196]
1ngG : Lượng nước ngưng, bằng lượng hơi đốt: 1 = 119,60C; 1C = 4,24.103J/kgđộ 3 1 D .10.24,4. 1
Qng
1D , J/h
= 507,10.103.
05,0
Qxq 1
rD 11
I.5. Nhiệt lượng mất đi do môi trường xung quanh Lượng nhiệt mất đi do môi trung xung quanh lấy bằng 0,05lượng nhiệt tiêu tốn: , J/h [II - 197]
Q
Q
Q
Q
Q
F
ng
1
xq 1
f
f
D 1
1
F r 95,0 1
6
6
1131
Vậy lượng nhiệt cần thiết để đun nóng hỗn hợp đầu là: Q , kg/h [II - 197]
D 1
10.54, .95,0
2208
10.49,420 3 10.
3
`6
2715
10.75,
10.58,920
DQ 1
338,98kg/h
J/h .98,338 338,98.507,10.103 = 171,89.106J/h 1ngQ 1xqQ = 0,05.338,98.2208.103 = 37,42.106J/kg
II. Cân bằng nhiệt lượng của tháp chưng luyện Tổng lượng nhiệt mang vào tháp bằng tổng nhiệt lượng mang ra khỏi tháp:
60
Q
Q
Q
Q
Q
F
D
2
R
QQ W
y
xq
2
ng
2
, J/h [II - 197]
FQ : Nhiệt lượng do hỗn hợp đầu mang vào tháp, J/h; 2DQ :Nhiệt lượng do hơi đốt mang vào tháp, J/h; RQ : Nhiệt lượng do lượng lỏng hồi lưu mang vào tháp, J/h; yQ : Nhiệt lượng do hơi đốt mang ra ở đỉnh tháp, J/h;
wQ : Nhiệt lượng do sản phẩm mang ra ở đáy tháp, J/h; xqQ : Nhiệt lượng mất đi do môi trường xung quanh, J/h;
2ngQ :Nhiệt lượng do nước ngưng mang ra, J/h.
Trong đó:
D
)
(
II.1. Lượng nhiệt do hỗn hợp đầu mang vào tháp
FQ =1131,54.106J/h II.2. Lượng nhiệt do hơi đốt mang vào tháp
CrD 2
QD
. 2
. 2
2
2
2
2
2 = 119,60C;
2 = 2715,75.103J/kg.
2D : Lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi dung dịch ở đáy tháp, kg/h; 2r : Ẩ nhiệt hóa hơi: 2r = 2208.103J/kgđộ; 2 : nhiệt dung riêng của nước ngưng: 2C : Nhiệt dung riêng của nước ngưng, J/kgđộ; 2 : Hàm nhiệt của hơi đốt, 2DQ = 2715,75.103.
2D J/h
[II - 197]
RQ =
R
tCG . . RR = 46,620C
II.3. Lượng nhiệt do hồi lưu lỏng mang vào tháp , J/h [II - 197]
Rt
. RP
= pt
GR
2,78kg/s
:RC Nhiệt dung riêng của hỗn hợp lỏng hồi lưu 1019
= 10022,40kg/h
CSC
2
40,902
Nội suy từ bảng I.153[I - 171] ta có: J/kgđộ;
CClC
4
.97,0
1019
.03,0
J/kgđộ
1(
Q
R
P
= 1015,50J/kgđộ RC 40,902 RQ = 10022,40.1015,50.46,62 = 474,47.106J/h
). d
x
y
d : Nhiệt lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp, J/kg
II.4. Lượng nhiệt do hơi mang ra ở đỉnh tháp , J/ [II - 197]
a
a
.
d
. CS
CS
CCl
CCl
2
2
4
4
2CS : Nhiệt lượng riêng của CS2 ở đỉnh tháp, J/kg
[II - 197]
61
ở đỉnh tháp, J/kg
CSr
2
4CClr
= 50kcal/kmol
. tC CS
r CS
p
2
2
= 352,57.103 + 1019.46,63 = 400,08.103J/kg
C
. t
r CCl
CCl
p
4CCl : Nhiệt lượng riêng của CCl4 Nội suy trong bảng I.153[I - 171] ta có: kcal/kmol 21,84 = 352,57.103 J/kg = 209,34.103 J/kg 2CS = 4CCl =
4
4
3
3
400
.97,0
10.08,
10.41,251
=209,34 + 902,40.46,62 = 251,41.103J/kg
d .03,0 yQ = 4176.(1+2,4).395,62.103 = 5617,17.106J/h
= 395,62.103J/kg
.
. tCWQ ww
w
II.5.Lượng nhiệt do hơi mang ra ở đáy tháp , J/h [II - 197]
wt : Nhiệt độ của sản phẩm đáy: wt = 76,080C; wC : Nhiệt dung riêng của hỗn hợp sản phẩm đáy, J/kgđộ Nội suy từ bảng I.153[I - 171] ở nhiệt độ 76,080C ta có:
W : : Lượng sản phẩm đáy: W = 4,04.3600 = 14544kg/h;
2CSC = 1036,08J/kgđộ; 4CClC wC = 0,03.1036 + 0,97.941,20 = 944,04J/kgđộ wQ = 14544.944,04.76,08 = 1044,59.106J/h
.
= 941,20J/kgđộ
. CGng 2 2
2ngQ =
2
.
II..6.Nhiệt do nước ngưng mang ra khỏi tháp , J/h [II - 198]
2ngQ =
2
2
. CD 1
1
2
=
. CD . 2 2D .4,24.103.119,6 = 507,10.103.
2D J/h
.05,0
=
2D , J/kg
Qxq 2
rD . 2 2
II.7.Nhiệt lượng mất mát ra mội trường xung quanh Lấy bằng 5% lượng nhiệt tiêu tốn ở đáy tháp: = 101,25.103.
Q
Q
Q
Q
Q
Q
y
w
xq
ng
2
F
R
D
2
2
6
6
Lượng hơi đốt cần thiết để đun sôi đáy tháp:
10.17,
1044
5617
507
3 .10.10,
3 .10.25,101
D
1131
10.54,
10.47,474
2
3
D 2 2715 10.75,
6
3
5055
10.75,
D
2
10.36,608 3
10.75, 2715
6 6 10.59,
62
2DQ = 2715,75.103.2399,02 = 6515,14,106J/h 2ngQ = 507,10.2399,02 = 1216,54.106J/h xqQ = 101,25.2399,02 = 242,90.106J/h
0,776 2D = 1861,64 2D = 2399,02kg/h Vậy:
Ta có cân bằng nhiệt lượng của thiết bị ngưng tụ như sau:
tCGrRP (
)
t
.
.
.
nl
n
2
1
x
III.Cân bằng nhiệt lượng trong thiết bị ngưng tụ Thiết bị ngưng tụ là thiết bị ống chùm. [II -198]
G
nl
)
rRP . . x ( tC t n 1
2
Do đó lượng nước lạnh tiêu tốn là:
xR = 2,4 : Nhiệt độ vào và ra của nước lạnh:
t
2
1,t
Trong đó: P : Lượng sản phẩm đỉnh: P = 1,16.3600 = 4176kg/s xR : Chỉ số hồi lưu thích hợp:
nC : Nhiệt dung riêng của nước đã làm lạnh, J/kgđộ
Chọn 1t = 250C, 2t = 350C
t
t
25
35
2
2
0C
30
ttb
2
2
nC = 0,9985kcal/kgđộ Nội suy từ bảng I.14[I - 168] ta có: = 8,18.103J/kgđộ r : Ẩn nhiệt ngưng tụ, J/kg Ở nhiệt độ 46,620C nội suy bảng I.212[I - 254] ta có: 2CSr = 352,57.103J/kg; CClr = 209,34.103J/kg r = 0.98.352,57.103 + 0,02.209,34.103 = 349,71.103J/kg Vậy lượng nước lạnh cần tiêu tốn là:
3
4176
Nhiệt độ trung bình của nước làm lạnh:
83845
66,
nlG
10.71,349 .4,2. 3 35(10.18,8 )25
Kg/h
IV. Cân bằng nhiệt lượng của thiết bị làm lạnh
63
'
'
Trong thiết bị ngưng tụ ta chọn chỉ ngưng tụ lượng hồi lưu thì cân bằng nhiệt lượng trong thiết bị làm lạnh như sau:
t
)
t
)
tCrP (
p
tCG ( . 3
n
n
2
1
pC : Nhiệt dung riêng của sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ, J/kg;
RC = 928,25J/kgđộ
' 2
'
' t 1,t
pC = : Nhiệt độ đầu và nhiệt độ cuối của sản phẩm đỉnh đã ngưng tụ, 0C; 2t = 250C 1t = 46,620C; ' : Nhiệt độ vào và ra của nước lạnh:
2
t 1,t
[II - 198]
nC = 8,18.103J/kgđộ
Chọn 1t = 250C, 2t = 350C r = 0.98.352,57.103 + 0,02.209,34.103 = 349,71.103J/kg
nG : Lượng nước lạnh tiêu tốn, kg/h;
3
t
)
P = 4176kg/s
p
' 2
)25
4176 10.71,249
G
188777
n
3
)
3 35.10.18,8
62,46.(25,928 25
tC ( n
2
t 1
kg/h ' tCrP ( 1
64
Kết luận Sau một thời gian làm việc nghiêm túc em đã hoàn thành đồ án này
65
