Đồ án môn học Quá trình và thiết bị - Tính toán và thiết kế hệ thống chưng cất Benzene-acetic acid

CHƯƠNG I: MỞ ĐẦU

  1. Sơ lược về nguyên liệu:
  2. Benzene ( C6H6): 
    1. Tính chất:

     Là một hợp chất mạch vòng, ở dạng lỏng không màu và có mùi thơm nhẹ. Benzene không phân cực, vì vậy tan tốt trong các dung môi hữu cơ không phân cực và tan rất ít trong nước.Trước đây người ta thường sử dụng benzene làm dung môi. Tuy nhiên sau này, do phát hiện ra rằng nồng độ benzene trong không khí chỉ cần khoảng 1ppm cũng có khả năng gây ra bệnh bạch cầu nên benzene được dùn hạn chế hơn

doc 37 trang thamphan 30/12/2022 2480
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Đồ án môn học Quá trình và thiết bị - Tính toán và thiết kế hệ thống chưng cất Benzene-acetic acid", để tải tài liệu gốc về máy hãy click vào nút Download ở trên.

File đính kèm:

  • docdo_an_mon_hoc_qua_trinh_va_thiet_bi_tinh_toan_va_thiet_ke_he.doc
  • doccân bằng vật chất - năng lượng.doc
  • docthiết bị phụ.doc
  • docxthiết bị phụ.docx
  • doctính toán cơ khí.doc
  • doctính toán thiết bị chính.doc
  • pdftổng hợp.pdf

Nội dung text: Đồ án môn học Quá trình và thiết bị - Tính toán và thiết kế hệ thống chưng cất Benzene-acetic acid

  1. R x - Phương trình đường làm việc phần cất có dạng: y x D y 0.579x 0.399 R 1 R 1 - Do nhập liệu ở trạng thái lỏng sôi nên phương trình đường nhập liệu có dạng: x 0.275 - Đường làm việc phần chưng là đường nối giữa giao điểm 2 đường làm việc phần cất và đường nhập liệu (0.275;0.558) với điểm cân bằng lỏng hơi của sản phẩm đáy (0.00771;0.00771). y 2.062x 0.00818 1.4. Số mâm lý thuyết, số mâm thực tế, vị trí mâm nhập liệu: 1.4.1. Số mâm lý thuyết: Từ đường làm việc phần chưng, phần cất, đường cân bằng lỏng hơi của hệ Benzene – acid acetic, ta được số bậc lý thuyết của phần chưng và phần cất. Hình: đồ thị biểu diễn số bậc lý thuyết của tháp chưng cất Từ đó, xác định được số đĩa lý thuyết trong quá trình chưng cất hỗn hợp benzene – acid acetic là 8 mâm gồm 5 đĩa cất và 3 đĩa chưng, mâm nhập liệu là mâm số 5. 1.4.2. Số mâm thực tế: - Tính toán hiệu suất trung bình đĩa tại các vị trí nhập liệu, đỉnh và đáy tháp. o Vị trí đỉnh tháp: * Tại đỉnh tháp có xD 0.95 , yD 0.948 y* 1 x 0.948 1 0.95 Độ bay hơi tương đối: D 0.96 D * 1 yD x 1 0.948 0.95 Nhiệt độ sôi của hỗn hợp là T 80.25O C Tra bảng I.101 trang 91, sổ tay tập 1 : BenzeneD 0.3153cP A.AceticD 0.5588 cP Theo công thức I.12, trang 84, sổ tay tập 1: 11
  2. QF F.CF .tF 110.8 110.8 CF xF .CB (1 xF ).CAA 0.33 2079 0.67 2486.7 2352.2 , J/kg. độ O F 4200 , kg/h tF 110.8 C QF 1094619.8 , kJ/h • Nhiệt lượng dòng hơi đốt: QD2 D2 r2 C22 r r 2171, kJ/kg c100 4220, J/kg.độ  100O C 2 H2O 2 2 QD2 2593D2 , kJ/h • Nhiệt lượng của dòng hồi lưu: 80.3 80.3 QR L.CD .tDl R.D.CD .tDl R 1.376 D 1414.74 , kg/h 80.3 80.3 80.3 CD xD .CB 1 xD .CAA 0.96 1945 0.04 2317.7 1959.9 , J/kg.độ O tDl 80.3 C QR 306368.8 , kJ/h • Nhiệt lượng hơi mang ra ở đỉnh: Qy D 1 R . 81.4 81.4 B rB tB .CB 391371 81.4 1948.6 549987 , J/kg 81.4 81.4 AA rAA tAA.CAA 383858.5 81.4 2324 573032.1, J/kg  B .xD AA. 1 xD 550908.8 , J/kg Qy 1851837 , kJ/h • Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra: QW W.CW .tW 116.9 116.9 CW CB .xW CAA 1 xW 2106 0.01 2518.7 0.99 2514.6 , J/kg.độ O tW 116.9 C QW 818757.7 , kJ/h • Nhiệt lượng do hơi nước ngưng tụ: Qng 2 D2.C2.2 O 2 100 C C2 4220 , J/kg. độ Qng 2 422D2 , kJ/h • Nhiệt lượng hao phí: Qxq2 0.05D2.r2 0.05 2171 D2 108.55D2 , kJ/h 13
  3. 80.3 80.3 80.3 CD CB .xD CAA 1 xD 1944 0.96 2318 0.04 1959 , J/kg.độ G 1337 , kg/h H2O CHƯƠNG III: TÍNH TOÁN THÔNG SỐ THIẾT BỊ CHÍNH 1. Tính đường kính tháp: 4V Đường kính được tính theo công thức: D tb .3600.ytb • Đường kính phần cất: x x - Nồng độ trung bình của pha lỏng: F D 0.6117 , phần mol Benzenet 85.3O C 2 tbl - Nồng độ pha hơi tính theo đường làm việc phần cất: y 0.579x 0.399 O ytb 0.756 , phần mol Benzene ttbh 90.9 C - Khối lượng riêng trung bình pha hơi: y .M 1 y .M 273 tb B tb AA 3 ytb 3.4 , kg/m 22.4 ttbh 173 - Khối lượng riêng trung bình pha lỏng: 1 xtb 1 xtb 0.6719 0.3281 85.3 85.3 xtb B AA 809.2 974.9 xtb .78 3 xtb 0.6719 , phần khối lượng Benzene xtb 857 , kg/m xtb .78 1 xtb .60 - Lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng: gd D. R 1 3361.4, kg/h gl Gl D - Lượng lỏng (Gl), lượng hơi (gl)vào đĩa thứ nhất của phần cất: gl .yl Gl .xF D.xD g .r g r l l d d 110.8 110.8 rl rB .yl rAA . 1 yl 368267yl 389924 1 yl xD 0.9486 yD 0.974 yD 0.98 , phần khối lượng Benzene 81.4 81.4 rd rB .yD rAA . 1 yD 391371 0.98 383859 0.02 391221, J/kg Giải hệ trên ta được gl 3434.2 , kg/h Gl 2019.5 , kg/h Phân khối lượng hơi vào phần cất yD 0.5848 , phần khối lượng Benzene G R.D - Lượng lỏng trung bình trong phần cất:G l 1983.1, kg/h x 2 15
  4. 102.6 102.6 3 2 log hh xtb .log B 1 xtb log AA 0.423 10 , N.s/m 1/4 1/8 '2 0.16 ' s . d . ytb  G ytb - Tốc độ đảo pha: log . x 0.125 1.75 x 3 3 ' g.Vd . xtb 10 Gy xtb ' ' gtb 3 s 1.156, m/s tb 0.85s 0.983, m/s Vtb 1657.7 , m /h ytb ' 4Vtb D ' 0.772 , m Vậy ta chọn đường kính cho toàn tháp là 0.8 m .3600.ytb 2. Tính chiều cao tháp: Chiều cao toàn tháp được tính theo công thức IX.50, trang 168, [2] H N1.htd (0.8 1) Trong đó: (0.8 1) là khoảng cách cho phép ở đỉnh và đáy tháp N1 là số đĩa lý thuyết htd là chiều cao tương đương của một bậc thay đổi nồng độ Gx a d e f log . G m.G theo công thức IX.52, trang 168, [2] y s b c y x y y htd K. .dVd . .  G  G y x y x 1 m y Gx K a b c d e f 176.4 0.2 -1.2 1 0.342 0.19 0.038 Bảng: giá trị của hệ số K và các số mũ trong phương trình trên 3 x , y : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha hơi, kg/m 2 x ,  y : độ nhớt của pha lỏng và pha hơi tính theo nhiệt độ trung bình, N.s/m Gx ,Gy : lượng lỏng và lượng hơi trung bình đi trong tháp, kg/h m : giá trị trung bình của tan góc nghiêng của đường cân bằng y = f(x) với mặt phẳng ngang. 3 3 Vd : thể tích tự do của đệm, m /m 2 3 d : bề mặt riêng của đệm, m /m s : tốc độ của pha khí đi trong tháp, m/s G G' g g ' G l l 4116.7 , kg/h G tb tb 3428.5 , kg/h x 2 y 2 ' ' xtb xtb 888.2 , kg/m3 ytb ytb 2.735 , kg/m3 x 2 y 2   '  tb tb 0.914 , m/s s 2 17
  5. 0.342 0.19 0.19 0.342 0.19 3 0.038 G y  1983.1 3.4 0.392 10 k 5.15 x x 5.15 1.51 3 Gy x  y 3397.8 857 0.313 10 2 Puc 7905 , N/m 3.2. Trở lực phần chưng:  tb .dtd . ytb - Chuẩn số Reynol phần chưng: Rechung  yc 3 ytb 2.07 , kg/m M hh yB M B yAA.M AA 110.6 110.6  yc B AA 0.2827 78 0.7173 60 0.2827 78 0.7173 60 3 3  yc 0.239 10 0.46 10 3 2  yc 0.35 10 , N.s/m  tb 0.983, m/s 0.983 0.018 2.07 Re 104.6 cat 0.35 10 3 - Tổn thất của đệm khô: 2 2 tb 0.983 ytb 16 4.68 2.07 V 16 Hcat d 0.76 2 Pkc 0.2 . 0.2 2842 , N/m Recat dtd 2 104.6 0.018 2 - Tổn thất của đệm ướt: Puc 1 k Pkc 0.342 0.19 0.19 0.342 0.19 3 0.038 G y  4477.4 2.07 0.423 10 k 5.15 x x 5.15 1.78 3 Gy x  y 3431.4 919.8 0.35 10 ' 2 Puc 5059 , N/m 3.3. Tổng trở lực: ' 2 P Puc Puc 7905 5059 12964 , N/m CHƯƠNG IV: TÍNH TOÁN CƠ KHÍ 1. Bề dày thân tháp: Vì tháp hoạt động ở áp suất thường nên chọn thiết kế than trụ bằng phương pháp hồ quan, kiểu hàn giáp mối 2 phía. Thân được ghép với nhau bằng các mối ghép bích. Đây là thiết bị loại I ( chứa hóa chất độc ở nhiệt độ thường), thuộc nhóm 2, theo bảng XIII.2/356, giá trị của hệ số điều chỉnh  0.9 Với khoảng nhiệt độ làm việc rộng và cao nên ta phải bọc cách nhiệt cho tháp. Chiều cao đoạn chưng 4.5 m; Chiều cao đoạn cất 9 m. Vậy ta chia tháp thành 3 đoạn với phần chưng 1 đoạn 4.5 m; phần chưng có 2 đoạn, mỗi đoạn 4.5m 19
  6. 2 Pl 888.4 9.81 13.5 117655 , N/m 6 6 2 P0 Pth Pl 0.3 10 117655 0.42 10 , N/m Ứng suất ở than thiết bị theo áp suất thử theo công thức XIII.26/365 D S C .P 0.8 4 2.22 10 3 0.42 106  t 0 97.5 106 , N/m2 2 S C 2 4 2.22 10 3 0.97   c 183 106 , N/m2 Do  c nên độ dày S = 4mm thỏa điều kiện bền. 1.2 1.2 2. Bề dày cho đáy và nắp: Chọn đáy và nắp ellipse có gờ, làm bằng thép X18H10T Bề dày của đáy và nắp bằng với bề dày của thân thiết bị: S = 4mm Theo bảng XIII.10/382, với đường kính trong là 800mm thì chiều cao h t = 200mm, chọn chiều cao gờ h = 50mm có diện tích bề mặt trong F = 0.82, m2 Kiểm tra bền cho đáy và nắp: D2 2h S C P 0.82 2 0.2 4 2.22 10 3 0.42 106 t t 0 2  3 102.54 , N/m 7.6 k hht S C 7.6 0.97 0.2 4 2.22 10   c 183 106 , N/m2 Do  c nên độ dày S = 4mm thỏa điều kiện bền. 1.2 1.2 3. Bulong – Bích nối – đệm : Chọn bích được ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép CT3, cấu tạo là bích liền không cổ. Tra bảng XIII.27/417, ứng với Dt = 800mm, áp suất bằng với áp suất thử P 0.42 106 , N / m2 ta có được các thông số của bích kiểu 1: Bu lông Dt D Db D1 D0 S1 h Db Z ( mm) (cái) 800 930 880 850 811 18 24 M20 24 21
  7. Theo bảng XII.7/ 313, sổ tay tập 2: 3 Khối lượng riêng của thép CT3 CT 3 7850 , kg/m 3 Khối lượng riêng của thép X18H10T X 18H10T 7900 , kg/m 3 Khối lượng riêng của đệm: dem 570 , kg/m - Khối lượng của bích ghép thân: 2 2 2 2 D Dn 0.93 0.8 m n . .h. 8 0.024 7850 266.22 , kg B B 4 CT 3 4 2 2 2 2 Dn Dt 0.804 0.8 - Khối lượng của thân tháp: m .H. 13.5 7900 T 4 X 18H10T 4 mT 537.42, kg - Khối lượng của đáy, nắp: mD N 2F.S. X 18H10T 2 0.82 0.004 7900 51.8, kg - Khối lượng của đệm: m .D2.H. 0.82 13.5 570 3868 , kg dem 4 t dem 4 - Khối lượng của lưới phân phối lỏng Khối lượng 1 lưới: m n. D2.D . 1l 4 l X 18H10T Tổng khối lượng của 3 lưới phân phối lỏng: m 3n. D2.D . 3 35 0.0052 0.7852 7900 10.04, kg 3l 4 l X 18H10T 4 - Khối lượng dung dịch: m D2.H. 0.82 13.5 888.2 6027.18, kg long 4 t l 4 Tổng khối lượng của toàn tháp  m 10760.66 , kg 6.1. Chân đỡ: Số chân đỡ: 4 m.g 10760.66 9.81 - Tải trọng cho phép trên một chân: G 2.64 104 , N 4 4 - Chọn vật liệu làm chân đỡ là CT3, theo bảng XIII.35/437, ta có các thông số của chân đỡ: Tải trọng Tải trọng cho phép cho phép Bề mặt đỡ L B B B H H S L d trên 1 trên bề mặt 1 2 chân đỡ đỡ G.10 4 F.10 4 q.10 6 mm N m2 N / m2 4 514 0.78 260 200 225 330 400 225 16 100 27 23
  8. D D D D 2S 2 f D H t n H t n than a H D S  H tb tb 2 2 t than a Q  18562 0.151 Ta có phương trình: xq2 a . t 86.9 f  v 0.8 0.004  13.5  tb a a a Bề dày lớp cách nhiệt  0.025,m 8. Ống dẫn Chọn loại ống dẫn làm bằng thép X18H10T, mặt bích làm bằng thép CT3. V G Theo công thức II.6/369, sổ tay tập 1: D y 0.785  0.785  Dy : đường kính ống nối, m V: lưu lượng thể tích, m3/s  : tốc độ trung bình, m/s 8.1. Ống dẫn dòng nhập liệu: O Nhiệt độ của chất lỏng nhập liệu là: tF 110.8 C 1 xB 1 xB 0.2748 0.7252 Khối lượng riêng của hỗn hợp: 110.8 110.8 110.8 hh B AA 780.04 938.56 110.8 3 hh 888.92 , kg/m Chọn loại ống nối cắm sâu vào thiết bị. Tra bảng II.2/370 sổ tay tập 1, chọn vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống: F 0.3, m/s VF GF Đường kính trong của ống nối: Dy 110.8 0.785 3600 F 0.785 3600 hh F 4200 D 0.075 , m y 0.785 3600 888.92 0.3 Theo bảng XIII.32/434, sổ tay tập 2, chọn đường kính chuẩn là Dy = 80, mm 6 2 Với áp suất thử pth 0.42 10 , N/m , ta được chiều dài của ống dẫn l = 110, mm Theo bảng XIII.33/ 435, sổ tay tập 2, có các thông số của bích A và bích B: Bu lông Dy Dn D Db Dl h Db Z mm cái 80 89 185 150 128 14 M16 4 8.2. Ống dẫn hơi ở đỉnh tháp: O Nhiệt độ của dòng hơi ở đỉnh: tDh 81.4 C y .M 1 y .M 273 tb B tb AA 3 Khối lượng riêng của hỗn hợp: yD 3.69 , kg/m 22.4 tDh 173 25
  9. 2785.26 D 0.114, m y 0.785 3600 2.52 30 Theo bảng XIII.32/434, sổ tay tập 2, chọn đường kính chuẩn là Dy = 125, mm 6 2 Với áp suất thử pth 0.42 10 , N/m , ta được chiều dài của ống dẫn l = 120, mm Theo bảng XIII.33/ 435, sổ tay tập 2, có các thông số của bích A và bích B Bu lông Dy Dn D Db Dl h Db Z mm cái 125 133 235 200 178 12 M16 8 8.5. Ống dẫn lỏng ra khỏi đáy tháp: O Nhiệt độ của dòng hơi ở đỉnh: tWl 116.9 C 1 xB 1 xB 0.00771 0.99229 Khối lượng riêng của hỗn hợp: 116.9 116.9 116.9 hh B AA 927.58 780.04 116.9 3 hh 780.53 , kg/m Tra bảng II.2/370 sổ tay tập 1, chọn vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống: Dl 0.3 , m/s VWl GW Đường kính trong của ống nối: Dy 116.9 0.785 3600 Dl 0.785 3600 hh Dl 2785.26 D 0.065 , m y 0.785 3600 780.53 0.3 Theo bảng XIII.32/434, sổ tay tập 2, chọn đường kính chuẩn là Dy = 70, mm 6 2 Với áp suất thử pth 0.42 10 , N/m , ta được chiều dài của ống dẫn l = 110, mm Theo bảng XIII.33/ 435, sổ tay tập 2, có các thông số của bích A và bích B:\ Bu lông Dy Dn D Db Dl h Db Z mm cái 70 76 160 130 110 16 M12 4 CHƯƠNG V: TÍNH TOÁN THIẾT BỊ PHỤ 1. Nồi đun kettle: - Chọn theo tiêu chuẩn ANSI/ASME 36.19 Ống truyền nhiệt được làm bằng thép INOX 304, kích thước 33.4x1.65 mm Đường kính ngoài : dn 0.0334 , m Bề dày ống: t 0.00165 , m Đường kính trong: d 0.0301, m Hơi đốt: p 3 , atm; r 2171, kJ/kg; t 132.9O C t H2O n - Hiệu số nhiệt độ trung bình kiểu truyền nhiệt ngược chiều: 132.9 116.9 132.9 117.8 t 15.55 , K log 132.9 116.9 ln 132.9 117.8 27
  10. - Hệ số truyền nhiệt (tính theo tường phẳng): 1 K 874.7 , W/m2K 1 n  rt 1 s - Bề mặt truyền nhiệt: Q 2593 103 615.6 F d 32.6, m2 K log 3600 1099.92 15.55 Diện tích cần (tính theo hệ số an toàn 20%): Ftt 1.2 F 39.12 - Cấu tạo thiết bị truyền nhiệt: Số ống: 127, bố trí theo hình lục giác đều 2F Chiều dài ống: L tt 3.1, m chọn 3.5m n dn dt Số ống trên đường chéo: b=13 Bước ống: t= 0.047, m (tra bản VII trang 48 sổ tay tập2) Đường kính trong của thiết bị: D t b 1 4dn 0.6976 , m 2. Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh: loại TH – đặt nằm ngang - Chọn theo tiêu chuẩn ANSI/ASME 36.19 Ống truyền nhiệt được làm bằng thép INOX 304, kích thước 33.4x2.77 mm Đường kính ngoài : dn 0.0334 , m Bề dày ống: t 0.00277 , m O O Đường kính trong: dt 0.02786 , m Nước làm lạnh đi trong ống: tv 30 C;tr 50 C - Hiệu số nhiệt độ trung bình (ngược chiều) 80.3 30 80.3 50 t 39.46 K log 80.3 30 ln 80.3 50 - Hệ số cấp nhiệt nước trong ống: o Các thông số tra ở nhiệt độ trung bình của nước trong ống: t f 0.5 50 30 40 C ncn Chọn vận tốc nước trong ống: vn 0.4 m/s ; Pr 4.33 n 4Gn 15736 4 3600 số ống: n 2 2 18.07 chọn theo chuẩn 37 ống n n dt vn 992 0.02786 0.4 4Gn vdt 4 Vận tốc thực tế: v 2 0.195 m/s Re 8217 10 , chế độ chảy chuyển tiếp n n dt n Chuẩn số Nusselt của chế độ chảy chuyển tiếp Nu 0.023Re0.8 Pr1/3 50.78 Nunn Hệ số cấp nhiệt đi trong ống: n 115.58 dt tw1 tw2 - Nhiệt tải qua thành ống: qt  rt 29
  11. Đường kính trong: dt 0.02786 , m Số ống: 37, xếp theo hình lục giác, dài 6m - Hiệu số nhiệt độ trung bình (ngược chiều) 132.9 85 132.9 110.8 t 33.35 K log 132.9 85 ln 132.9 110.8 - Hệ số cấp nhiệt dòng nhập liệu: o Các thông số tra ở nhiệt độ trung bình của nước trong ống: tF 0.5 85 110.8 97.9 C 4GF F cF Vận tốc của dòng nhập liệu: vF 2 0.058 m/s ; Pr 4.425 3600n F dt F vF dt F 0.058 0.02786 898.8 4 Re 4 3603.85 10 , chế độ chảy chuyển tiếp F 4.03 10 Chuẩn số Nusselt của chế độ chảy chuyển tiếp Nu 0.023Re0.8 Pr1/3 50.78 Nunn Hệ số cấp nhiệt đi trong ống: n 115.58 dt tw1 tw2 - Nhiệt tải qua thành ống: qt  rt t 0.00277 1 1 4 2  rt r1 r2 5.336 10 , m .K/W t 16.3 5500 5500 t tra bảng XII.7 trang 313, sổ tay tập 2; r1, r2: lớp bẩn và lớp cáu trong ống và ngoài ống. 0.25 r - Hệ số cấp nhiệt hơi nước ngưng tụ ngoài ống: 2.07A n 132.9 tw1 H O O Dùng phép lập chọn tw1 131.3 C A phụ thuộc vào nhiệt độ màng tm 0.5 tk tw1 132.1 C Hệ số cấp nhiệt đi ngoải ống: n 8024.52 2 qt qn n tn tw1 8193 , W/m ( nhiệt tải mất mát là không đáng kể) O 2 2 tw2 tw1 qt  rt 126.92 C F 197.76 , W/m K qF F tw2 tF 8292 , W/m q q Kiểm tra sai số:  n F 100% 1.21% 5% (thỏa) qn O O Vậy tw1 131.3 C,tw2 126.92 C - Hệ số truyền nhiệt (tính theo tường phẳng): 1 K 175 , W/m2K 1 F  rt 1 n Q 105593 - Bề mặt truyền nhiệt: F d 18.1, m2 K log 175 33.35 Diện tích cần (tính theo hệ số an toàn 20%): Ftt 1.2 F 21.72 - Cấu tạo thiết bị truyền nhiệt: 31
  12. 4G 4 2785 Vận tốc ngoài ống: v w 1.591m/s 2 2 2 2 3600 w Dt dt 3600 980.8 0.03666 0.02248 vdtd 1.591 0.03666 0.0267 981.2 4 Re 4 26712 10 , chế độ chảy rối n 5.68 10 0.25 0.8 0.43 Pr Chuẩn số Nusselt của chế độ chảy rối Nuw 0.021Re Pr Prw1 Nuww Hệ số cấp nhiệt đi trong ống: n dtd 4 O w1cw1 6.47 10 2274.2 Dùng phép lập chọn tw1 67.1 C Prw1 6.06 w1 0.243 Nuw 146.75 w 3566.95 2 qt qw w tw tw1 40485 , W/m ( nhiệt tải mất mát là không đáng kể) O w2cw2 tw2 tw1 qt  rt 47.67 C Prw2 7 Nun 591.6 w2 2 2 n 5395.273, W/m K qn n tw2 t f 41367 , W/m q q Kiểm tra sai số:  w n 100% 2.2% 5% (thỏa) qw O O Vậy tw1 66.8 C,tw2 47.67 C - Hệ số truyền nhiệt (tính theo tường phẳng): 1 K 1057.42 , W/m2K 1 w  rt 1 n - Bề mặt truyền nhiệt: Q 2785 2514.6 116.9 40 3600 F d 7.49 , m2 K log 1057.42 18.88 Diện tích cần (tính theo hệ số an toàn 20%): Ftt 1.2 F 8.99 - Cấu tạo thiết bị truyền nhiệt: 2F Chiều dài ống: L tt 116.37 , m chọn 120m n dn dt Bố trí: chiều dài ống chuẩn là 2m Số chặng ống là 120/2 = 60 = 10x6 chặng Tiến hành bố trí thành 10 hàng ngang, mỗi hàng có 6 ống thép 5. Thiết bị giải nhiệt sản phẩm đỉnh: kiểu ống lồng ống với kích thước tương tự thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu và sản phẩm đáy O O Nhiệt độ nước vào :tv 30 C Nhiệt độ nước ra: tr 50 C O O Nhiệt độ sản phẩm đỉnh vào: tdv 80.3 C Nhiệt độ sản phẩm đáy ra twr 40 C 33
  13. 2 qt qD D tD tw1 30349.4 , W/m ( nhiệt tải mất mát là không đáng kể) O w2cw2 tw2 tw1 qt  rt 50.63 C Prw2 4.11 Nun 149.7 w2 2 2 n 5874.4 , W/m K qn n tw2 t f 14277 , W/m q q Kiểm tra sai số:  w n 100% 0.701% 5% (thỏa) qw O O Vậy tw1 65.2 C,tw2 50.63 C - Hệ số truyền nhiệt (tính theo tường phẳng): 1 K 782.85 , W/m2K 1 D  rt 1 n Q 31025 - Bề mặt truyền nhiệt: F d 2.16 , m2 K log 782.85 18.41 Diện tích cần (tính theo hệ số an toàn 20%): Ftt 1.2 F 2.592 - Cấu tạo thiết bị truyền nhiệt: 2F Chiều dài ống: L tt 32.17 , m chọn 36m n dn dt Bố trí: chiều dài ống chuẩn là 2m Số chặng ống là 36/2 = 18 = 3x6 chặng Tiến hành bố trí thành 3 hàng ngang, mỗi hàng có 6 ống thép 6. Bồn cao vị Chọn ống dẫn có đường kính trong là 80mm, độ nhám của ống  0.0002 m (ăn mòn ít), chiều dài ống dẫn là 15m. Tổn thất trong đường ống dẫn: - Xác định hệ số ma sát trong ống: O Các thông số được tra ở nhiệt độ trung bình của dòng nhập liệu: tF 0.5 30 110.8 70.4 C 4GF 4 4200 Vận tốc của dòng nhập liệu: vF 2 2 0.25 , m/s 3600 F dt 3600 929.94 0.08 8 vF dt F 7 ReF 34764 4000 , chế độ chảy rối. Re tới hạn: Regh 6 dt  5648.5 F 9 Re khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Re 220 d 8 186097 n  0.25  100 Regh ReF Ren chế độ chảy rối khu vực quá độ  0.1 1.46 0.0284 d1 ReF - Xác định tổng hệ số tổn thất cục bộ: O o Uốn cong 5 chỗ, dạng uốn cong 90 thì  u1 0.9 5 0.45 o Van: đường ống có 1 van  v 10 o Tổn thất khi vào tháp:  thap 1 35
  14. 4Gb 4 5 Vận tốc nhập liệu trong ống: vF 2 2 0.276 , m/s 3600 dt 3600 0.08 8 vF dt F 7 ReF 24545 4000 , chế độ chảy rối. Re tới hạn: Regh 6 dt  5648.5 F 9 Re khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Re 220 d 8 186097 n  0.25  100 Regh ReF Ren chế độ chảy rối khu vực quá độ  0.1 1.46 0.0296 d1 ReF - Xác định tổng hệ số tổn thất cục bộ: O o Uốn cong 5 chỗ, dạng uốn cong 90 thì  u1 0.9 5 0.45 o Van: đường ống có 2 van  v 10 2 20 o Tổn thất khi vào bồn cao vị:  thap 1 Tổng hệ số tổn thất cục bộ: 1 21.45 l v2 11 4 0.2762 1 F , m h1 1 1 0.0296 21.45 0.105 d1 2g 0.08 2 9.81 Tính cột áp của bơm: 2 2 P1 v1 P2 v2 Phương trình Bernulli: z1 Hb z2 h1 F g 2g F g 2g Cột áp của bơm: Hb z2 z1 h1 13.5 0.105 13.605 , mH2O - Công suất bơm: Chọn hiệu suất bơm b 0.8 Qb Hb F g 5 13.605 974.9 9.81 Công suất thực tế của bơm: Nb 225.9W 0.31Hp 3600b 3600 0.8 Tài liệu tham khảo: [1] Hồ Lê Viên, “tính toán, thiết kế các chi tiết thiết bị hóa chất và dầu khí”, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 2006 [2] Phạm Văn Bôn – Nguyễn Đình Thọ, “quá trình và thiết bị trong công nghệ hóa học – tập 5: Truyền khối”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TPHCM, 2011 [3] Trần Xoa, Nguyễn Trọng Khuông, Hồ Lê Viên, “Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất tập 1”, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 2006 [4] Trần Xoa, Nguyễn Trọng Khuông, Hồ Lê Viên , “Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất tập 2” , Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 2006 [5] 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, 2011 37