THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT DẠNG MÂM CHÓP CHO HỆ ETHYL ACETATE – ACID ACETIC (Autocad + thuyết minh chi tiết)

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP HỒ CHÍ MINH KHOA CÔNG NGHỆ HÓA HỌC VÀ THỰC PHẨM BỘ MÔN CÔNG NGHỆ HÓA HỌC ĐỒ ÁN MÔN HỌC QUÁ TRÌNH THIẾT BỊ Tên đề tài THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT D. THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT DẠNG MÂM CHÓP CHO HỆ ETHYL ACETATE – ACID ACETIC (Autocad + thuyết minh chi tiết)

TỔNG QUAN

Cơ sở lý thuyết về chưng cất

Chưng cất là phương pháp tách các thành phần trong hỗn hợp lỏng hoặc khí đã hóa lỏng dựa trên sự khác biệt về độ bay hơi của chúng Quá trình này diễn ra khi các cấu tử có áp suất hơi bão hòa khác nhau ở cùng một nhiệt độ, cho phép thu được các thành phần riêng biệt từ hỗn hợp.

Khi chưng cất, ta thu được nhiều sản phẩm Thông thường hỗn hợp chứa bao nhiêu cấu tử thì có bấy nhiêu sản phẩm ([1], trang 167)

Nếu xét hệ đơn giản gồm 2 cấu tử thì ta thu được 2 sản phẩm:

+ Sản phẩm đỉnh gồm chủ yếu là cấu tử dễ bay hơi (nhiệt độ sôi nhỏ) và một phần cấu tử khó bay hơi.

+ Sản phẩm đáy gồm chủ yếu là cấu tử khó bay hơi (nhiệt độ sôi lớn) và một phần cấu tử dễ bay hơi.

- Đối với hệ acid ethyl acetate - acid acetic:

+ Sản phẩm đỉnh chủ yếu là ethyl acetate và một ít acid acetic.

+ Sản phẩm đáy chủ yếu là acid acetic và một ít ethyl acetate.

Để đạt được sản phẩm có độ tinh khiết cao, cần tiến hành chưng luyện nhiều lần do sản phẩm thu được ban đầu chưa hoàn toàn tinh khiết.

Pha lỏng chảy từ trên xuống theo các cạnh của đĩa hoặc ống chảy chuyền, tùy thuộc vào loại đĩa, với nồng độ của cấu tử dễ bay hơi giảm dần.

Pha khí đi từ dưới lên qua các lỗ của đĩa có nồng độ cấu tử dễ bay hơi tăng dần

Nồng độ các cấu tử thay đổi theo chiều cao của tháp, nhiệt độ sôi cũng thay đổi tương ứng với sự thay đổi nồng độ

Trên mỗi đĩa trong tháp chưng cất, quá trình truyền khối giữa pha lỏng và pha hơi diễn ra, dẫn đến sự chuyển đổi của một phần cấu tử từ hơi sang lỏng Quá trình bốc hơi và ngưng tụ này lặp lại nhiều lần, giúp thu được cấu tử dễ bay hơi tinh khiết nhất ở đỉnh tháp và cấu tử khó bay hơi tinh khiết nhất ở đáy tháp.

1.1.3 Các phương pháp chưng cất

Phương pháp chưng cất đơn giản là kỹ thuật hiệu quả để tách các hỗn hợp có cấu tử với nhiệt độ sôi chênh lệch lớn, mà không yêu cầu độ tinh khiết cao Phương pháp này thường được áp dụng để tách sơ bộ hoặc làm sạch các cấu tử khỏi tạp chất.

Chưng cất phân đoạn là quá trình tách các chất bay hơi trong hỗn hợp dựa vào sự khác biệt nhỏ về nhiệt độ sôi của các thành phần Quá trình này diễn ra thông qua nhiều lần bay hơi và ngưng tụ, giúp phân tách các cấu tử theo nhiệt độ tương ứng với tỷ lệ thành phần của chúng trong hỗn hợp.

Chưng bằng hơi nước trực tiếp là phương pháp tách các hỗn hợp khó bay hơi và tạp chất không bay hơi bằng cách ngâm nguyên liệu hoàn toàn trong nước Phương pháp này thường được áp dụng cho những chất không tan trong nước, giúp giảm nhiệt độ sôi của hỗn hợp, cho phép chưng ở nhiệt độ thấp hơn bình thường Điều này rất hữu ích cho các chất dễ phân huỷ ở nhiệt độ cao và những chất có nhiệt độ sôi quá cao, mà khi chưng gián tiếp cần sử dụng hơi áp suất cao.

Chưng cất lôi cuốn theo hơi nước là phương pháp dựa trên sự khuếch tán và lôi cuốn các hợp chất hữu cơ khi tiếp xúc với hơi nước ở nhiệt độ cao Hơi quá nhiệt sẽ thâm nhập vào nguyên liệu, kéo theo tinh dầu có trong đó Tuy nhiên, phương pháp này yêu cầu nồi hơi hoặc bộ phận hóa hơi riêng, dẫn đến chi phí đầu tư cao.

1.1.4 Các loại thiết bị chưng cất

Trong sản xuất, có nhiều phương pháp chưng cất khác nhau, nhưng yêu cầu chung của các tháp chưng cất là phải có diện tích tiếp xúc pha lớn Diện tích này phụ thuộc vào mức độ phân tán giữa các cấu tử Khi pha khí phân tán vào pha lỏng, ta sử dụng tháp mâm; còn khi pha lỏng phân tán vào pha khí, tháp chêm và tháp phun sẽ được áp dụng.

Tháp mâm là một loại thiết bị công nghiệp có thân hình trụ thẳng đứng, bên trong được gắn các mâm với cấu trúc khác nhau Các mâm này cho phép pha lỏng và hơi tiếp xúc với nhau, tạo điều kiện cho quá trình tách biệt và trao đổi nhiệt hiệu quả Tùy thuộc vào cấu tạo của các đĩa, tháp mâm được chia thành hai loại chính.

+ Tháp mâm chóp: trên mâm bố trí có chóp dạng tròn, xupan,

+ Tháp mâm xuyên lỗ (tháp đĩa): trên mâm có nhiều lỗ hay rãnh.

Tháp chêm, hay còn gọi là tháp đệm, là một cấu trúc hình trụ được tạo thành từ nhiều đoạn nối với nhau thông qua mặt bích hoặc hàn Vật chêm được đưa vào tháp bằng hai phương pháp chính: xếp ngẫu nhiên hoặc xếp theo thứ tự.

Có nhiều loại tháp chưng cất, mỗi loại có những ưu và nhược điểm riêng Việc lựa chọn tháp chưng cất phù hợp phụ thuộc vào loại chất lỏng cần chưng cất và các điều kiện cụ thể.

Bảng 1.1 So sánh ưu nhược điểm của các loại tháp phổ biến trong chưng cất

Tháp mâm chóp Tháp mâm xuyên lỗ Tháp chêm Ưu điểm

- Bề mặt tiếp xúc pha lớn

- Trở lực thấp hơn tháp mâm chóp

- Hoạt động khá ổn định

- Chế tạo đơn giản, dễ vệ sinh

- Cấu tạo khá đơn giản

- Cấu tạo phức tạp, tiêu tốn nhiều vật tư

- Yêu cầu lắp đặt cao, mâm lắp phải thật phẳng

- Độ ổn định không cao, khó vận hành

Tháp chưng cất mâm chóp là lựa chọn tối ưu để phân tách hệ Ethyl acetate – acid acetic nhờ vào những ưu điểm nổi bật của nó Việc chọn tháp mâm chóp cho đồ án thiết kế không chỉ đảm bảo hiệu suất cao mà còn phù hợp với yêu cầu về độ ổn định và khả năng hoạt động lâu dài của thiết bị.

Tổng quan về hệ Ethyl acetate - acid acetic

Ethyl acetate, hay còn gọi là 3-hydroxybutanone hoặc acetyl methyl carbinol Công thức phân tử là C4H8O2.

Là một chất lỏng không màu hoặc màu vàng nhạt sang màu vàng xanh với một mùi bơ, dễ chịu Ethyl acetate là một phân tử không đối xứng.

Một số thông số cần lưu ý:

Acid acetic, hay còn gọi là ethanoic, là một loại axit hữu cơ mạnh hơn acid cacbonic Phân tử của acid acetic bao gồm nhóm methyl (-CH3) liên kết với nhóm carboxyl (-COOH).

Acid acetic là chất lỏng không màu, có vị chua và tan hoàn toàn trong nước.

Acid acetic là một hợp chất quan trọng được sử dụng rộng rãi trong nhiều ngành công nghiệp toàn cầu Nó đóng vai trò chủ chốt trong việc sản xuất polymer cho sơn và chất kết dính, đồng thời là dung môi hiệu quả để hòa tan các hóa chất Ngoài ra, acid acetic còn được ứng dụng trong sản xuất và bảo quản thực phẩm, đặc biệt là trong quy trình sản xuất giấm.

Acid acetic còn có thể được điều chế từ acetylen, cracking dầu mỏ.

Tính ăn mòn kim loại:

+ Acid acetic ăn mòn sắt.

Nhôm có khả năng chống ăn mòn tốt khi tiếp xúc với acid loãng, nhưng lại kháng tốt với acid acetic đặc và tinh khiết Trong khi đó, đồng và chì dễ bị ăn mòn bởi acid acetic khi có mặt của không khí.

+ Thiếc và một số loại thép nikel – crom đề kháng tốt đối với acid acetic

Một số thông số cần lưu ý:

+ Tỷ trọng: 1048 kg/m 3 (xét tại 20 o C, [2], trang 9, bảng I.2)

1.2.3 Cân bằng lỏng – hơi của hệ Ethyl acetate - acid acetic

Hỗn hợp acid Ethyl acetate - acetic có thành phần lỏng (x) và hơi (y) theo phần mol cấu tử nhẹ (ethyl acetate) được trình bày dưới bảng sau: ([3], trang 147)

Bảng 1.2 Thành phần cân bằng lỏng hơi hệ Ethyl acetate – acid acetic x (%) 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y (%) 0 14,4 28,7 50,6 65,4 77 85,6 92 96,1 98,9 99,8 100 t (°C) 118,1 - - - 77,1

Hình 1.1 Giản đồ pha cân bằng lỏng - hơi của hệ Ethyl acetate – acid acetic

QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ

Quy trình công nghệ chưng cất Ethyl acetate – acid acetic

Sơ đồ quy trình: Được trình bày ở trang số 9

Hỗn hợp Ethyl acetate và acid acetic có nồng độ Ethyl acetate 35% (theo phần mol) được chuẩn bị tại bồn chứa nguyên liệu ở nhiệt độ khoảng 30°C Hỗn hợp này sau đó được bơm lên bồn cao vị và đun sôi đến nhiệt độ sôi trong thiết bị đun sôi dòng nhập liệu.

Trước khi vào tháp chưng cất, lưu lượng dòng nhập liệu được kiểm soát bằng lưu lượng kế Hỗn hợp sau đó được đưa vào tháp chưng cất ở vị trí mâm nhập liệu để bắt đầu quá trình chưng cất.

Tại mâm nhập liệu, hỗn hợp lỏng được trộn với phần lỏng từ đoạn cất của tháp Trong tháp, hơi di chuyển từ dưới lên và tiếp xúc với chất lỏng từ trên xuống, tạo ra sự trao đổi giữa hai pha Pha lỏng giảm nồng độ các cấu tử dễ bay hơi khi đi xuống, trong khi hơi từ thiết bị gia nhiệt sản phẩm đáy lôi cuốn các cấu tử này lên Nhiệt độ giảm dần khi lên cao, dẫn đến việc các cấu tử có nhiệt độ sôi cao như Acid acetic ngưng tụ lại Cuối cùng, trên đỉnh tháp, ta thu được hỗn hợp với Ethyl acetate chiếm 96,3% nồng độ mol Hơi này được chuyển vào thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh, nơi nó được ngưng tụ hoàn toàn, và một phần chất lỏng ngưng tụ sau đó được làm nguội xuống 40°C trước khi chuyển vào bồn chứa sản phẩm đỉnh.

Chất lỏng ngưng tụ được hoàn lưu về tháp qua đĩa trên cùng với tỉ số hoàn lưu được kiểm soát bằng lưu lượng kế Trong quá trình này, một phần cấu tử có nhiệt độ sôi thấp sẽ được bốc hơi, trong khi cấu tử có nhiệt độ sôi cao vẫn còn lại trong chất lỏng Ở đáy tháp, ta thu được hỗn hợp lỏng chủ yếu là các cấu tử khó bay hơi như Acid acetic Dung dịch lỏng này sau đó được chuyển đến thiết bị gia nhiệt sản phẩm đáy, nơi một phần hỗn hợp sẽ được đun hóa hơi và cung cấp lại cho tháp để tiếp tục quá trình chưng cất Phần còn lại sẽ được làm nguội xuống 40°C trong thiết bị, đảm bảo hệ thống hoạt động liên tục và sản phẩm đáy là Acid acetic được thu vào bồn chứa sản phẩm.

Sơ đồ tính toán

Tính toán lớp cách nhiệt

Tính toán tai treo và chân đỡ Tính cân bằng nhiệt lượng

Tính toán thiết bị phụ

1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

2 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

3 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu

4 Thiệt bị làm nguội sản phẩm đáy

5 Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy

Tính toán các ống dẫn

1 Ống dẫn vào thiết bị ngưng tụ

2 Ống dẫn dòng nhập liệu

3 Ống dẫn dòng sản phẩm đáy

4 Ống hoàn lưu đỉnh và đáy

Tính toán đáy và nắp tháp

Tính toán tỉ số hoàn lưu

Tính số mâm lý thuyết

Tính số mâm thực tế

Tính toán đường kính tháp

Tính toán ống chảy chuyền

Tính toán bề dày tháp

Tính tổng trở lực toàn tháp

Tính cân bằng vật chất

CÂN BẰNG VẬT CHẤT

Thông số ban đầu

Năng suất nhập liệu GF = 4000 (Kg/h)

Nồng độ nhập liệu xF = 0,35 (mol ethyl acetate/mol hỗn hợp) Nồng độ sản phẩm đỉnh xD = 0,963 (mol ethyl acetate/mol hỗn hợp)

Tỉ lệ thu hồi sản phẩm đáy (acid acetic) ≥ 98%

Trạng thái nhập liệu lỏng sôi

F – suất lượng nhập liệu ( kmol/h) xF – phần mol nhập liệu (mol ethyl acetate/mol hỗn hợp)

D – suất lượng sản phẩm đỉnh (kmol/h) xD – phần mol đỉnh (mol acid acetic/mol hỗn hợp)

W – suất lượng sản phẩm đáy (kmol/h) xW – phần mol đáy (mol acid acetic/mol hỗn hợp)

Cân bằng vật chất

Bảo toàn vật chất toàn tháp

Bảo toàn đối với cấu tử dễ bay hơi (ethyl acetate)

Tỉ lệ thu hồi sản phẩm đáy (acid acetic): W F (1 (1−x −x W )

F ) = 0,98 (3) Khối lượng trung bình của dòng nhập liệu:

MtbF = Methyl acetatexF + Macid acetic(1- xF)

Suất lượng mol nhập liệu

Từ (1) (2) và (3) thay số liệu vào ta có hệ phương trình:

Giải hệ phương trình ta được

Xác định tỉ số hoàn lưu thích hợp

Việc chọn tỉ số hoàn lưu là rất quan trọng, vì nó ảnh hưởng đến số lượng mâm và lượng hơi đốt tiêu thụ trong tháp Nếu tỉ số hoàn lưu nhỏ, số mâm cần thiết sẽ tăng lên nhưng lượng hơi đốt tiêu tốn sẽ giảm Ngược lại, tỉ số hoàn lưu lớn sẽ yêu cầu ít mâm hơn nhưng lại tiêu tốn nhiều hơi đốt hơn.

Phương pháp xác định nồng độ ethyl acetate trong hỗn hợp được thực hiện dựa vào đồ thị cân bằng lỏng-hơi Kết quả cho thấy nồng độ ethyl acetate ở điểm D là xD = 0,963 mol ethyl acetate / mol hỗn hợp, trong khi nồng độ ở điểm F là xF = 0,35 mol ethyl acetate / mol hỗn hợp.

=> y * F = 0,71 mol ethyl acetate / mol hỗn hợp

Hình 3.1 Giản đồ mô tả cách tìm Rmin

Từ hình 3.1 đồ thị lòi lên không lõm, nhập liệu ở trạng thái lỏng sôi

Chỉ số hoàn lưu gần đúng ([3], trang 158, công thức IX.25a)

Hay có thể tính theo công thức ([3], trang 159, công thức IX.25b)

Kiểm tra lại với công thức IX.25a ta được R = 1,727Rmin

Phương trình đường làm việc với số mâm lí thuyết

3.4.1 Phương trình đường làm việc đoạn cất

3.4.2 Phương trình đường làm việc đoạn chưng

3.4.3 Xác định số mâm lý thuyết

Hình 3.2 Giản đồ mô tả cách xác định số mâm lý thuyết

Từ đồ thị trên ta xác định được có 9 mâm lý thuyết, bao gồm:

3.4.4 Xác định số mâm thực tế Để xác định số mâm thực tế chúng ta có nhiều phương pháp để xác định một trong các phương pháp đó chính là dựa vào hiệu suất trung bình:

Nt = N η ¿ tb ([3], trang 170, công thức IX.59)

Nt - số đĩa thực tế

Nlt - số đĩa lý thuyết và η tb - hiệu suất trung bình của thiết bị được tính theo công thức η tb = (η 1 + η 2 + η 3 + … + η n) / n Trong đó, η 1, η 2, η 3,… là hiệu suất của các bậc thay đổi nồng độ, và n là số vị trí tính hiệu suất Cụ thể, trong trường hợp này, ta có công thức tính η tb = η D + η F + η W.

Với: η D , η F ,η W lần lượt là hiệu suất đĩa ở đỉnh, nhập liệu và ở đáy

Xét vị trí mâm nhập liệu: xF = 0,35 mol acid acetic/ mol hỗn hợp y * F = 0,71 mol acid acetic/ mol hỗn hợp (tra hình 3.4) tF = 88,91°C (Hình 3.3)

Hình 3.3 Giản đồ nhiệt độ, thành phần Ethyl acetate - acid acetic Độ bay hơi tương đối ([3], trang 171, công thức IX.61) αF = y ¿

F = 1−0,71 0,71 x 1−0,35 0,35 = 4,55 Với tF = 88,91°C ta trang bảng độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ ([2], trang 91)

Ta được: μ ethyl acetate = 0,23 cP μ acid acetic = 0,515 cP Độ nhớt hỗn hợp ([2], trang 84, công thức I.12). loghh = xFlog(ethyl acetate) + (1 – xF)log(acid acetic) loghh = 0,35 x log(0,515) + (1 – 0,35) x log(0,23) = –0,516

Hiệu suất trung bình của thiết bị ( η F ) αFhh = 4,55 x 0,305 = 1,39

Tra đồ thị ([3], trang 171, hình IX.11): η F = 46%

Trong việc xác định vị trí mâm cất, tỷ lệ mol acid acetic trong hỗn hợp được tính là xD = 0,963 mol acid acetic/ mol hỗn hợp và D = 0,999 mol acid acetic/ mol hỗn hợp (theo hình 3.4) Nhiệt độ sôi tD đạt 77,13°C (Hình 3.3) Độ bay hơi tương đối được xác định bằng công thức αD = y.

D = 1−0,999 0,999 x 1−0,963 0,963 = 38,383 Với tD = 77,13°C ta trang bảng độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ ([2], trang 91)

Ta được: μ ethyl acetate = 0,253 cP μ acid acetic = 0,580 cP Độ nhớt hỗn hợp ([2], trang 84, công thức I.12). loghh = xDlog(ethyl acetate) + (1 – xD)log(acid acetic) loghh = 0,963 x log(0,253) + (1 – 0,963) x log(0,58) = –0,584

Hiệu suất trung bình của thiết bị ( η D ) αDhh = 38,383 x 0,260 = 9,980

Tra đồ thị ([3], trang 171, hình IX.11): η D = 30%

Hình 3.4 Giản đồ nồng độ cấu tử dễ bay hơi trong pha hơi cân bằng với pha lỏng

Khi xem xét vị trí mâm chưng, tỷ lệ mol acid acetic trong hỗn hợp được xác định là xw = 0,018 mol/mol và w = 0,052 mol/mol (theo Hình 3.4) Nhiệt độ sôi của hỗn hợp là tw = 118,08°C (Hình 3.3) Độ bay hơi tương đối được tính theo công thức αw = y / w [3], trang 171, công thức IX.61.

1−y ¿ w x 1− x w x w = 1−0,052 0,052 x 1−0,018 0,018 = 3,00 Với tw 8,08°C ta trang bảng độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ ([2], trang 91)

Ta được: μ ethyl acetate = 0,181 cP μ acid acetic = 0,320 cP Độ nhớt hỗn hợp ([2], trang 84, công thức I.12). loghh = xwlog(ethyl acetate) + (1 – xw)log(acid acetic) loghh = 0,018 x log(0,181) + (1 – 0,018) x log(0,32) = –0,499

Hiệu suất trung bình của thiết bị ( η D ) αFhh = 3,00 x 0,317 = 0,951

Tra đồ thị ([3], trang 171, hình IX.11): η w = 50%

Hiệu suất trung bình ( [3], trang 170, công thức IX.60) η tb = η D +η F +η W

Số mâm thực tế ([3], trang 170, công thức IX.59)

Nt cất = N η D tb = 0,42 2 = 4,76 (chọn 5 mâm)

Nt chưng = N F η + N W tb = 6+1 0,42 = 16,67 (chọn 17 mâm)Vậy tổng số mâm thực tế là 23 mâm với 5 mâm cất, 17 mâm chưng, nhập liệu ở mâm số6.

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT

Đường kính tháp chưng cất

Dt = √ π 3600 4 V tb ω tb =0,0188 √ ( ρ y g ω tb y ) tb

Vtb – lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp (m 3 /h) ωtb – tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp (m/h) gtb – lượng hơi (khí) trung bình đi trong tháp (kg/h)

(ρyωy)tb – tốc độ hơi (khí) trung bình đi trong tháp (kg/m 2 s)

4.1.1.1 Lượng hơi trung bình đi trong đoạn cất

([3], trang 181, công thức IX.91) gtb = g d + g 1

Trong đó: gd – lượng hơi đi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp (kg/h) g1– lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất (kg/h)

Khối lượng mol trung bình của dòng đỉnh

MtbD = MEthyl acetatxD + MAcid acetic(1-xD)

Năng suất dòng sản phẩm đỉnh

Lượng hơi ra khỏi đỉnh tháp ([3], trang 181, công thức IX.92) gd = GD(R + 1) = 1751,018 x (1,214 +1) = 3876,754 (kg/h) = 44,00 (kmol/h)

([3], trang 182, công thức IX.93-94-95) g1 = G1 + GD g1y1 = G1x1 +GDxD (4) g1r1 = gdrd

G1 là lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất, được đo bằng kmol/h R1 đại diện cho ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi vào đĩa thứ nhất, tính bằng kJ/kmol Rd là ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi thoát ra từ đỉnh tháp, cũng được đo bằng kJ/kmol.

Ta có t1= tF = 88,91°C, tra bảng ta được:

The latent heat of vaporization for ethyl acetate is 86.84 kcal/kg (32035.18 kJ/kmol), while for acetic acid it is 92.31 kcal/kg (23209.11 kJ/kmol) Therefore, the overall latent heat can be expressed as r1 = rethyl acetate * y1 + racid acetic * (1 - y1), resulting in r1 = 32035.18y1 + 23209.11(1 - y1) = 8826.07y1 + 23209.11 (kJ/kmol).

The latent heat of vaporization for ethyl acetate is 88.94 kcal/kg (32,809.87 kJ/kmol), while for acetic acid, it is 91.31 kcal/kg (22,957.68 kJ/kmol) Given a temperature of tD = 77.13°C and a composition yD = 0.963, the overall latent heat can be calculated as rd = rethyl acetate * yD + racid acetic * (1 - yD), resulting in rd = 32,809.87 x 0.963 + 22,957.68 x (1 - 0.963) = 32,445.339 kJ/kmol.

Ta có x1 = xF = 0,35 mol ethyl acetate/mol hỗn hợp

Thay số vào hệ phương trình (4) ta được: g1 = G1 + 1751,018 g1y1 = 0,35G1 + 1751,018 x 0,963 g1 (8826,07y1 + 23209,11) = 3876,754 x 32445,339 g1 = 4422,697 (kg/h) = 50,195(kmol/h) y1 = 0,593 (mol ethyl acetate/ mol hỗn hợp)

4.1.1.2 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn cất

Tốc độ hơi đi trong tháp xác định theo công thức: ([3], trang 184, công thức IX.105) (ρyωy)tb = 0,065φ[σ] √ H đ ρ xtb ρ ytb (kg/m 2 s) (5)

Trong đó: ρxtb, ρytb – khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha khí (kg/m 3 )

Hđ – khoảng cách giữa các đĩa (m) φ[σ] – hệ số tính đến sức căng bề mặt (dyn/cm)

Nồng độ phần mol trung bình hơi ở đoạn cất ytb = y 1 + y D ¿

Nhiệt độ trung bình đoạn cất ttb= t 1 + t D

Khối lượng riêng trung bình đối với pha khí (hơi) ở đoạn cất ([3], trang 183, công thức IX.102) ρytb = [ y tb M ethyl acetate +(1− y tb ) M acid acetic ] × 273

Nồng độ phần mol trung bình lỏng ở đoạn cất xtb = x F + x D

2 = 0,35+0,963 2 = 0,657 (mol ethyl acetate/mol hỗn hợp)

Phần khối lượng trung bình của cấu tử ethyl acetate trong pha lỏng ở đoạn cất ´x tb ethyl acetate = M ethyl acetate x tb

M ethyl acetate x tb +(1−x tb )M acid acetic ´x tb ethyl acetate = 88,11×0,657

Với ttb = 83,02°C; tra bảng ([2], trang 9, bảng I.2) ta được khối lượng riêng trung bình của

2 cấu tử trong pha lỏng ở đoạn cất: ρethyl acetate = 820,71 kg/m 3 ρacid acetic = 977,49 kg/m 3

Khối lượng riêng trung bình theo pha lỏng ở đoạn cất được tính theo công thức ([3], trang

1 ρ xtb =´x tbethyl acetate ρ ethyl acetate

Sức căng bề mặt của hệ ở đoạn cất được tính ([2], trang 299, công thức I.76)

Với ttb = 83,02°C; tra bảng ([2], trang 300, bảng I.242) ta được sức căng bề mặt của 2 cấu tử trong pha lỏng ở đoạn cất: σethyl acetate = 16,76 x 10 3 N/m = 16,76 dyn/cm σacid acetic = 21,77 x 10 3 N/m = 21,77 dyn/cm

→ σhh = 9,47 (dyn/cm) < 20 dyn/cm

Chọn Hđ = 0,35 m ([3], điều kiện trang 184)

Từ (5), ta có: (ρyωy)tb = 0,065 x 0,8 x √ 0,35 ×856,711 ×2,82 = 1,512 (kg/m 2 s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình trong tháp khoảng 80%:

Tốc độ hơi trung bình đi trong đoạn cất ωytb = ( ρ y ρ ω y ) tb ytb

4.1.2.1 Lượng hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn chưng

([3], trang 182, công thức IX.97) g ' tb = g 1 + g 1

Trong đó: g ' 1– lượng hơi đi vào đoạn chưng (kg/h) g1– lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất (kg/h)

Xác định g 1 g1 = 4422,697 (kg/h) = 50,195(kmol/h) (được tính ở đoạn cất)

Xác định g ' 1 ([3], trang 182, công thức IX.98-99-100)

G ' 1 – lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng (kmol/h) r ' 1 – ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng (kJ/kmol)

Ta có: t ' 1 = tw = 118,08°C, tra bảng ta được

The latent heat of vaporization for ethyl acetate is 80.742 kcal/kg (29,778.377 kJ/kmol), while the latent heat of vaporization for acetic acid is 93.238 kcal/kg (23,436.832 kJ/kmol).

Vậy r ' 1 = rethyl acetate y ' 1 + racid acetic(1- y ' 1) r ' 1 = 29778,377 x 0,052 + 23436,832 (1-0,052) = 23766,592 (kJ/kmol)

Ta có: r1 = 28442,969 kJ/kmol (được tính ở đoạn cất)

Khối lượng mol trung bình của đáy

MtbW = Methyl acetatexW + Macid acetic(1-xW)

Năng suất dòng sản phẩm đáy

Thay số vào hệ phương trình (6), ta được:

G ' 1 = 7541,996 (kg/h) = 125,591 (kmol/h) x ' 1 = 0,042 (mol ethyl acetate/mol hỗn hợp) g ' 1 = 5292,909 (kg/h) = 88,139 (kmol/h)

4.1.2.2 Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp ở đoạn chưng

Tốc độ hơi đi trong tháp xác định theo công thức: ([3], trang 184, công thức IX.105) (ρyωy) ’ tb = 0,065φ[σ] √ H đ ρ ' xtb ρ ' ytb (kg/m 2 s) (7)

Trong đó: ρ ' xtb, ρ ' ytb – khối lượng riêng trung bình của pha lỏng và pha khí (kg/m 3 )

Hđ – khoảng cách giữa các đĩa (m) φ[σ] – hệ số tính đến sức căng bề mặt (dyn/cm)

Nồng độ phần mol trung bình hơi ở đoạn chưng y ’ tb = y 1 + y ¿

Nhiệt độ trung bình đoạn chưng t ’ tb = t 1 +t W

Khối lượng riêng trung bình đối với pha khí (hơi) ở đoạn chưng ([3], trang 183, công thức IX.102) ρ ' ytb = [ y ' tb M ethyl acetate +( 1− y ' tb ) M acid acetic ] 273

Nồng độ phần mol trung bình ở đoạn chưng x ’ tb = x F + x W

2 = 0,35+0,018 2 = 0,184 (mol ethyl acetate/mol hỗn hợp)

Phần khối lượng trung bình của cấu tử ethyl acetate trong pha lỏng ở đoạn chưng ´x tb ethyl acetate

M ethyl acetate x tb ' +(1−x tb ' )M acid acetic ´x tb ethyl acetate ' = 88,11 × 0,184+ 88,11× (1−0,184) 0,184 × 60,052 = 0,249

Với t ’ tb = 103,50°C, tra bảng ([2], trang 9, bảng I.2) ta được khối lượng riêng trung bình của 2 cấu tử trong pha lỏng ở đoạn chưng: ρethyl acetate = 791,93 kg/m 3 ρacid acetic = 951,70 kg/m 3

Khối lượng riêng trung bình theo pha lỏng ở đoạn chưng được tính theo công thức ([3], trang 183, công thức IX.104a)

1 ρ ' xtb =´x tb ethyl acetate ' ρ ethyl acetate

+1− ´x tb ethyl acetate ' ρ acid acetic

Sức căng bề mặt của hệ ở đoạn chưng được tính ([2], trang 299, công thức I.76)

Với t ’ tb = 103,50°C, tra bảng ([2], trang 300, bảng I.242) ta được sức căng bề mặt của 2 cấu tử trong pha lỏng ở đoạn chưng: σethyl acetate = 13,998× 10 3 N/m = 13,998 dyn/cm σacid acetic = 19,485 × 10 3 N/m = 19,485 dyn/cm

→ σhh = 8,146 (dyn/cm) < 20 dyn/cm

Chọn Hđ = 0,35 ([3], điều kiện trang 184)

Từ (7), ta có: (ρyωy) ’ tb = 0,065 x 0,8 x √0,35×906,178×2,237= 1,385 (kg/m 2 s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình trong tháp khoảng 80%:

Tốc độ hơi trung bình đi trong đoạn chưng ω ’ ytb = (ρ y ω y ) tb

' ρ tb ' = 1,108 2,237 = 0,495 (m/s) Đường kính đoạn chưng

Qua quá trình tính toán ta xác định được đường kính đoạn cất là 1,101 m và đường kính đoạn chưng là 1,245 m

Vậy ta chọn đường kính toàn bộ tháp chưng cất là Dt = 1,3 m

Chiều cao tháp mâm chóp

Nt − số đĩa (mâm) thực tế δm − chiều dày của đĩa (mâm) Chọn δm = 0,003 m

(0,8 ÷ 1) − khoảng cách cho phép ở đỉnh và đáy thiết bị; chọn 0,85 m.

Hđ − khoảng cách giữa các đĩa, m

Tra ([3], trang 169, bảng IX.4a), chọn Hđ = 350 mm = 0,35 m

Mâm chóp

4.3.1 Tính toán chóp Đường kính ống hơi thường được chọn: 50, 75, 100, 125, 150mm

Số chóp phân bố trên đĩa ([3], trang 236, công thức IX.212) n = 0,1 D

0,075 2 = 30,04 (chóp) Chọn số chóp phân bố trên đĩa: n = 30 chóp

D: đường kính trong của tháp (m)

Chiều cao chóp phía trên ống dẫn hơi ([3], trang 236, công thức IX.213) h2 = 0,25dh = 0,25 × 75 = 18,75 (mm)

Chọn h2 = 20 mm Đường kính chóp ([3], trang 236, công thức IX.214) dch = √ d 2 h +(d h +2δ ch ) 2

Trong đó: δch − chiều dày chóp δch = (2 ÷ 3) mm Chọn δch = 3 mm

Chọn đường kính chóp là dch = 110 mm = 0,11 m

Khoảng cách từ mặt đĩa đến chân chóp

Chiều cao khe chóp ([3], trang 236, công thức IX.215) b = ω y

Trong đó: − hệ số trở lực của đĩa chóp  = 1,5 ÷ 2 Chọn  = 2

Vy − lưu lượng hơi trung bình đi trong tháp.

x − khối lượng riêng trung bình của pha lỏng trong tháp.

y − khối lượng riêng trung bình của pha hơi trong tháp.

Chiều cao khe chóp b = 20 ÷ 50 mm Chọn b = 20 mm

Số lượng khe hở của mỗi chóp ([3], trang 236, công thức IX.216) i = π c ¿ )

Trong đó: c - khoảng cách giữa các khe c = 3 ÷ 4 (mm) → chọn c = 3 mm

Chọn số lượng khe hở của mỗi chóp i = 42 khe

Chiều rộng khe chóp i(c + a) = π d ch  a = πd ch i – c = 100 42 π – 3 = 5,23 (mm) Chiều rộng khe chóp a = 2 ÷ 7 mm Chọn a = 5 mm Độ mở lỗ chóp ([1], trang 108, công thức 5.2) hs = 7,55( ρ x ρ −ρ y y ) 1 /3 b 2/3 ( V S s y ) 2 /3

Trong đó: Ss − tổng diện tích các lỗ chóp trên mỗi mâm.

Kiểm tra hiệu quả sử dụng chóp

Trong đó: hs − độ mở lỗ chóp (mm) hso − chiều cao hình học lỗ chóp (mm) → hso = Hs = b = 20 mm

Vậy hiệu quả sử dụng chóp tương đối ổn định ([1], điều kiện trang 110)

Chiều cao mực chất lỏng trên khe chóp h1 = 15 ÷ 40 (mm) → chọn h1 = 30 (mm)

Chọn chiều cao chóp hch = 80 mm

Chiều cao ống dẫn hơi hống hơi = hch – h2 = 80 – 20 = 60 (mm)

Bước tối thiểu của chóp trên mâm ([3], trang 237, công thức IX.220) tmin = dch + 2δch + l2

Trong đó: l2 − khoảng cách nhỏ nhất giữa các chóp l2 = 12,5 + 0,25dch = 12,5 + 0,25 × 110 = 40 (mm)

Lượng lỏng trung bình đi trong tháp

2 = 5122,806 (kg/h) Đường kính ống chảy chuyền ([3], trang 236, công thức IX.217)

Trong đó: z – Số ống chảy chuyền Chọn z = 1 ωc − Tốc độ chất lỏng trong ống chảy chuyền ωc = 0,1 ÷ 0,2 m/s Chọn ωc = 0,2 m/s dc = √ 3600 π x 4 x 881,331 5122,806 x 0,2 x 1 = 0,101 (m) = 101 (mm)

Khoảng cách từ mâm đến ống chảy chuyền ([3], trang 237, công thức IX.218)

Khoảng cách từ tâm ống chảy chuyền đến tâm chóp gần nhất

Trong đó: δc − bề dày ống chảy chuyền δc = 2 ÷ 4 mm Chọn δc = 3 mm l1 − khoảng cách nhỏ nhất giữa chóp và ống chảy chuyền Chọn l1 = 74 mm

Lưu lượng thể tích trung bình đi trong tháp

Chiều cao mực chất lỏng bên trên ống chảy chuyền

Chiều cao ống chảy chuyền hc = (h1 + b + S) - ∆ h = (30 + 20 + 15) – 20 = 45 (mm)

Tiết diện cắt ngang của tháp

Cứ 1 m 2 chọn 10 cm 2 lỗ tháo lỏng

Tổng diện tích lỗ tháo lỏng trên 1 mâm

Chọn đường kính lỗ tháo lỏng là dltl = 15 mm = 1,5 cm

Số lỗ tháo lỏng cần thiết trên 1 mâm nltl S ltl π ( d 2 ltl ) 2 =

Chiều cao mực chất lỏng trung bình trên mâm hm = h1 + (S + hsr + b)

Trong đó: hsr − khoảng cách từ mép dưới của chóp đến mép dưới của khe chóp Chọn hsr = 5 mm.

Tổng diện tích các khe chóp

Tiết diện lỗ mở trên ống hơi

Bố trí ống chảy chuyền trên mâm

Chọn phần bố trí ống chảy chuyền như hình 4.1

Hình 4.1 Mô tả phần mâm hiệu dụng

Gradient chiều cao mực chất lỏng trên mâm ([1], trang 111, công thức 5.5)

Cg là hệ số điều chỉnh cho suất lượng pha khí, được xác định theo hình 5.10 Δ' đại diện cho gradient chiều cao mực chất lỏng khi đi qua một hàng chóp, trong khi nh là số hàng chóp mà pha lỏng cần phải chảy qua.

Diện tích phần mâm dành bố trí ống chảy chuyền

Chiều dài gờ chảy tràn

Khoảng cách giữa hai gờ chảy tràn

Diện tích giữa hai gờ chảy tràn

Chiều rộng trung bình mâm

Hệ số điều chỉnh tốc độ pha khí C g phụ thuộc vào 2 giá trị

Tra đồ thị hình 5.10 ta được Cg = 0,5

Số hàng chóp chọn nh = 5

Giá trị 4∆ ' tra từ hình 5.13a (trang 112 của [1]) với: x = 6,6; hsc = 12,5mm; hm = 68mm và d l 2 ch = 110 40 = 0,364 Khoảng cách giữa hai chóp gần bằng 37,25% đường kính chóp

→ 4∆' = 6 (mm/mỗi hàng chóp) hay ∆ ' = 1,5 (mm/mỗi hàng chóp)

Chiều cao gờ chảy tràn h w : ([1], trang 111) hm = hw + how + 1 2

Suy ra: hw = hm – (how + 1 2) = 70 – (20 + 1 2 x 3,75) = 48,125 (mm)

Chọn hw = 50 mm Độ giảm áp do ma sát và biến đổi vận tốc pha khí thổi qua chóp khi không có chất lỏng ([1], trang 115, công thức 5.8) hfv = 274K( ρ x ρ − y ρ y )( V S r y ) 2

Trong đó: Sr − Tổng diện tích ống hơi của mỗi mâm (m 2 )

K − Hệ số cho trên đồ thị hình 5.16 ([1], trang 115) trong đó tỉ số (Saj /Srj) giữa diện tích vành khăn và diện tích ống hơi của chóp.

4,418x10 −3 = 0,985 Tra đồ thị ([1], trang 115, hình 5.16) ta được K = 0,648

Tổng diện tích ống hơi của mỗi mâm

Chiều cao thuỷ tĩnh của lớp chất lỏng trên lỗ chóp đến gờ chảy tràn được tính bằng công thức hss = hw - (hsc + hsr + Hs) = 50 - (12,5 + 5 + 20) = 12,5 mm Độ giảm áp của pha khí qua một mâm được xác định theo công thức ht = hfv + hs + hss + how + 1/2 ∆, trong đó ht = 7,078 + 19,7 + 12,5 + 20 + 1/2 x 3,75 = 61,153 mm chất lỏng.

Chiều cao lớp chất lỏng không bọt trong ống chảy chuyền ([1], trang 115, công thức

5.9) hd = hw + how + ∆ + ht + hd’ (mm chất lỏng)

Trong đó: hd’ − tổn thất thuỷ lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm.

Theo ([1], trang 115, công thức 5.10) thì hd’ = 0,128 ( V x

Chọn hd = 135 (mm chất lỏng)

Chiều cao hd được sử dụng để kiểm tra khoảng cách mâm, nhằm đảm bảo tháp không bị ngập lụt trong quá trình hoạt động Điều kiện cần tuân thủ là hd phải nhỏ hơn hoặc bằng 1.

Vậy tháp không bị ngập lụt khi hoạt động.

Để kiểm tra sự đều đặn của chất lỏng chảy vào ống chảy chuyền, cần đảm bảo rằng chất lỏng không va đập vào thành thiết bị, với điều kiện là dtw ≤ 0,6dc.

Bề ngang chất lỏng vượt qua gờ chảy tràn dtw = 0,8 √ h ow h o

Trong đó: ho − khoảng cách rơi tự do ho = Hđ + hw - hd = 350 + 50 – 135 = 265 (mm)

Vậy chất lỏng chảy vào ống chảy chuyền đều và không bị va đập vào thành thiết bị Độ giảm áp tổng cộng của pha hơi qua tháp

Ht = Ntht = 23 x 61,153 = 1406,52 (mm chất lỏng) = 1,407 (m chất lỏng)

Vậy tổng trở lực toàn tháp là:

Tính bề dày thân tháp

Thân của tháp được chế tạo bằng phương pháp hàn hồ quang Thân tháp được ghép từ nhiều đoạn bằng mối ghép bích.

Với đường kính trong của tháp là 1300 mm và khoảng cách giữa các đĩa là 350 mm, chúng tôi chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép không gỉ X18H10T để đảm bảo chất lượng sản phẩm và khả năng chống ăn mòn của ethyl acetate và acid acetic đối với thiết bị.

Theo bảng IX.5/170 của tài liệu ([3]), với đường kính tháp trong là Dt = 1300 mm và khoảng cách giữa các đĩa Hđ = 350 mm, số đĩa giữa hai mặt bích được xác định là 6 Áp suất tính toán cho tháp sẽ bao gồm áp suất bên trong môi trường lỏng và khí.

P = PL + ∆ P Áp suất thủy tĩnh của cột chất lỏng :

Tổng trở lực toàn tháp: ∆ P = 12164,721 (N/m 2 )

Nhiệt độ tính toán t = tmax + 20°C = tw + 20°C = 118,08 + 20 = 138,08°C

Xác định bề dày thân tháp chịu áp suất trong:

Tra hình 1-2 trang 16 ([6]), ta có ứng suất cho phép tiêu chuẩn của thép X18H10T ở 138,08°C: [σ] * = 140 (N/mm 2 ) = 140 x 10 6 (N/m 2 )

Tra bảng 1-8 trang 19 ([6]) ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hồ quang điện bằng tay Hệ số bền mối hàn: φh = 0,9

Xác định ứng suất cho phép [𝜎] của vật liệu được tính theo công thức:

(Chọn hệ số hiệu chỉnh 𝜂 = 1)

Bề dày tối thiểu của thân được xác định theo công thức 5-3, trang 96, ([6]):

Bề dày thực tế của thân được xác định theo công thức 5-9 trang 96, ([6]):

C = Ca + Cb + Cc + C0 (Công thức (1-10) trang 20 [6])

Ca − hệ số bổ sung do ăn mòn, chọn thiết bị làm việc trong 20 năm và tốc độ ăn mòn thép

Cb− hệ số bổ sung do bào mòn cơ học của môi trường Cb = 0

Cc − hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, lắp ráp Cc = 0

C0 – hệ số quy tròn kích thước C0 = 5% S ’ = 0,024 (mm)

Kiểm tra điều kiện 5-10 trang 97,( [6]):

D t = 1300 4 −2 = 1,538 x 10 -3 < 0,1 nghĩa là hoàn toàn thỏa mãn.

Kiểm tra ứng suất cho phép theo áp suất thử

Vậy S = 4 mm là đạt yêu cầu

Đáy và nắp thiết bị

Đáy và nắp là các bộ phận quan trọng, thường được chế tạo từ cùng loại vật liệu với thân thiết bị, như thép không gỉ X18H10T Loại đáy nắp hình elip có gờ được chọn để chịu áp suất làm việc Các bộ phận này được sản xuất bằng phương pháp đúc và có lỗ dẫn dòng sản phẩm ra khỏi tháp, với thiết kế 2 lỗ nằm ở vị trí tâm để đảm bảo hiệu quả hoạt động.

Tra bảng XIII.12 trang 385, ([3]) chọn chiều cao gờ chảy tràn h = 25 mm

Bán kính cong bên trong đáy – nắp tháp : Rt = Dt = 1300 mm tra bảng XIII.10 trang 382,tài liệu tham khảo ([3]); ta có diện tích bề mặt trong: F = 1,94 m 2

Bề dày đáy và nắp

Chiều dày của thân, đáy và nắp elip của thiết bị chịu áp suất được tính theo cùng một công thức Do đó, bề dày của đáy và nắp nên được chọn bằng với bề dày của thân thiết bị.

Kiểm tra điều kiện 5-10 trang 97,( [6]):

D t = 1300 4 −2 = 1,538 x 10 -3 < 0,1 nghĩa là hoàn toàn thỏa mãn.

Kiểm tra ứng suất cho phép theo áp suất thử

Vậy S = 4 mm là đạt yêu cầu

Chiều cao đáy nắp : hđ = hn = ht + h = 325 + 25 = 350 mm

Mặt bích

Mặt bích là thành phần thiết yếu trong việc kết nối các phần của thiết bị cũng như liên kết với các bộ phận khác Bu lông và mặt bích được chế tạo từ thép CT3, có mật độ ρCT3 = 7850 Kg/m³.

4.6.1 Mặt bích để nối thân và đáy (nắp) thiết bị

Mối ghép bích được dùng để nối các phần của thiết bị cũng như nối các bộ phận khác với thiết bị.

Chọn bích được ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép CT3, cấu tạo của bích là bích liền kiểu I (theo hình trang 417,[3]).

Mặt bích thiết bị có thân và đáy được kết nối với đường kính 1300 mm Áp suất tính toán cho thân và đáy thiết bị đạt 94300,364 N/m² (khoảng 0,09 N/mm²) Do đó, áp suất dự phòng được chọn cho thân tháp là Py = 0,1 N/mm² để đảm bảo an toàn cho bích kính thân.

Chọn mặt bích nối đáy (nắp) và thân thiết bị có các thông số sau: (được tra từ [3], trang

Dt − đường kính trong thiết bị, mm

D − đường kính ngoài của mặt bích, mm

Db − đường kính vòng bu lông, mm

D1 − đường kính vòng ngoài đến đệm, mm

D0 − đường kính đến vòng trong đệm, mm db − đường kính bu lông, mm

Z − số bu lông, cái h − chiều dày mặt bích, mm

Bảng 4.1 Mối ghép giữa thân và đáy (nắp) thiết bị

Thân và đáy (nắp) thiết bị

Kích thước nối Kiểu bích

D Db Dl D0 Bu lông l db Z h

N/mm 2 mm mm mm cái mm

Tra bảng XIII-31- Tương ứng với bảng XIII-27 trang 433 của [3], ta có kích thước bề mặt bích đệm bít kín:

Để đảm bảo độ kín cho thiết bị, cần chọn đệm làm bằng Amiăng với bề dày 3 mm, vì độ kín của mối ghép bích chủ yếu phụ thuộc vào vật đệm Với Dt = 1300 mm, ta có D3 = D2 + 2 = 1356 mm và D5 = D4 – 2 = 1328 mm Đệm được làm từ vật liệu mềm hơn so với vật liệu bích, giúp nó biến dạng và lấp đầy các chỗ gồ ghề trên bề mặt bích khi bu lông được xiết.

4.6.2 Mặt bích nối các bộ phận của thiết bị và ống dẫn

Mặt bích được sử dụng để kết nối các bộ phận của thiết bị và ống dẫn, với lựa chọn bích liền bằng kim loại đen để đảm bảo sự liên kết chắc chắn giữa các thành phần này.

Hình 4.3 Mặt bích nối các bộ phận thiết bị và ống dẫn Các thông số cơ bản của mặt bích:

Db − đường kính vòng bu lông, mm

D − đường kính ngoài của mặt bích, mm

Dl − đường kính đến vòng ngoài đệm, mm

Dy − đường kính trong của ống, mm

Dn − đường kính ngoài của ống, mm db − đường kính bu lông, mm

Z − số lượng bu lông, cái h − chiều dày mặt bích, mm

Khi chọn mặt bích cho các bộ phận thiết bị, áp suất tính toán là 94300,364 N/m² (khoảng 0,09 N/mm²) Do đó, áp suất dự phòng trong thân tháp được chọn là Py = 0,1 N/mm² để đảm bảo an toàn cho bích kính các bộ phận thiết bị.

4.6.2.1 Đường kính ống dẫn dòng sản phẩm đỉnh Ống dẫn hơi từ đỉnh tháp đến thiết bị ngưng tụ

Lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp gd = 3876,754 (kg/h) = 44,00 (kmol/h)

Khối lượng riêng của pha hơi ở đỉnh tháp (ở tD = 77,13°C và y * D = 0,999) ρHD = [ y D ¿ M ethyl acetate +( 1 − y D ¿ ) M acid acetic ] 273

22,4x(77,13+273) = 3,066 (kg/m 3 ) Chọn vận tốc hơi đi qua ống ([2], trang 370, bảng II.2)

→ Chọn vHD = 20 m/s Đường kính trong của ống nối

Chọn Dy = 150 mm Tra bảng ([3], trang 434, bảng XIII.32) chọn chiều dài đoạn ống nối l = 130 mm

4.6.2.2 Đường kính ống dẫn dòng nhập liệu Ống dẫn lượng nhập liệu vào thân tháp tại mâm nhập liệu

Nhiệt độ của chất lỏng nhập liệu là tF = 88,91 o C

Tra bảng ([2], trang 9, bảng I.2) tại nhiệt độ này ta được :

Khối lượng riêng của ethyl acetate: ρ ethyl acetate = 812,526 kg/m 3

Khối lượng riêng của acid acetic: ρ acid acetic = 970,754 kg/m 3

Chọn loại ống cắm sâu vào thiết bị

Vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống nối từ bồn cao vị vào mâm nhập liệu được chọn là vF = 0,2 m/s, theo bảng II.2 trên trang 370 Đường kính trong của ống nối cũng cần được xác định để đảm bảo hiệu quả lưu thông chất lỏng.

Tra bảng ([3], trang 434, bảng XIII.32) chọn chiều dài đoạn ống nối l = 120 mm

4.6.2.3 Đường kính ống dẫn dòng sản phẩm đáy

Nhiệt độ của sản phẩm đáy là tW = 118,08 ℃

Tra bảng ([2], trang 9, bảng I.2) tại nhiệt độ này ta được:

Tra bảng ( [2], trang 370, bảng II.2 ) chọn vận tốc chất lỏng tự chảy trong ống nối là vw 0,5 m/s Đường kính trong của ống nối

4.6.2.4 Đường kính ống dẫn hơi từ nồi đun qua tháp

Lưu lượng hơi đi vào đáy tháp g ' 1 = 5292,909 (kg/h) = 88,139 (kmol/h)

Nhiệt độ của sản phẩm đáy: tw = 118,08°C

Khối lượng riêng pha hơi tại đáy tháp ρHW = [ y w ¿ M ethyl acetate +(1− y w ¿) M acid acetic ] 273

22,4x(118,08+273) = 1,917 (kg/m 3 ) Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp ([2], trang 370, bảng II.2)

 Chọn vHW = 25 m/s Đường kính trong của ống nối

4.6.2.5 Ống dẫn dòng hoàn lưu

Suất lượng dòng hoàn lưu

Nhiệt độ của dòng hoàn lưu là: tHL = tD = 77,13°C

Tra bảng ([2], trang 9, bảng I.2) tại nhiệt độ này ta được:

HL = ρ x ´ D ethyl acetate + ρ 1− ´ x D acid acetic = 829,162 0,974 + 1−0,974 984,301

Tra bảng ([2], trang 370, bảng II.2) chọn vận tốc chất lỏng tự chảy của dòng hoàn lưu vào tháp vHL= 0,4 m/s Đường kính trong của ống nối

Dy = √ 3600 4 π ρ G HL HL v HL = √ 3600 4 π x832,574 x 2125,736 x 0,4 = 0,048 (m) = 48 (mm)

Các thông số của bích được tra từ ([3], trang 409, bảng XIII.26)

Do Py = 0,09 N/mm 2 chọn Py gần nhất là 0,25 N/mm 2

Bảng 4.2 Kích thước các bích nối các ống dẫn

Các bộ phận thiết bị và ống dẫn

Py Dy Ống Kích thước nối Kiểu bích

N/mm 2 mm mm mm cái mm

Hơi từ nồi đun vào đáy 0,25 200 219 290 255 232 M16 8 16

Tai treo chân đỡ

4.7.1 Tính sơ bộ khối lượng của toàn tháp

Khối lượng đáy và nắp ellipse có gờ

Vì nắp và tháp có cùng: Dt = 1300 mm; S = 4 mm

Nên cũng chung chiều cao gờ h = 25 mm ([3], trang 382, bảng XIII.10)

Tra ([3], trang 382, bảng XIII.10) ta được bề mặt trong của đáy và nắp là

Tổng khối lượng đáy và nắp

Mđáy và nắp = 2FnắpS ρ X 18 H 10T = 2 x 1,94 x 0,004 x 7900 = 122,608 (kg)

Khối lượng chóp trên mâm của toàn tháp

Mthân = DtH δ thân X18H10T =  x 1,3 x 9 x 0,005 x 7900 = 1451,887 (kg) δthân − bề dày thân tháp.Chọn δthân = 5 mm

Mống hơi = dhhống hơiδống hơinNtX18H10T =  x 0,075 x 0,06 x 0,003 x 23 x 30 x 7900

Mống hơi = 231,185 (kg) δống hơi − bề dày ống hơi Chọn δống hơi = 3 mm

Khối lượng gờ chảy tràn

Mct = 2LWhWδchảy trànX18H10TNt = 2 x 1,3 x 0,05 x 0,003 x 23 x 7900

Khối lượng ống chảy chuyền

Khối lượng bích nối thân

Với Dt = 1300mm, Hđ = 350mm Theo ([3], trang 170, bảng IX.5)

Ta được số đĩa giữa 2 mặt bích nd = 6

Tổng số mặt bích là Nb = Nt/nd +1 = 23/6 + 1 = 4,883 (bích)

Ta chọn 5 bích ghép thân tức là 10 mặt bích.

Khối lượng bích nối các ống dẫn

Mb = π 4 ∑ ( D i 2 −D 2 yi ) h i ρ CT 3 , i là thứ tự từ trên xuống trong bảng

Khối lượng dung dịch trung bình trong tháp (tính trong 1 giờ hoạt động liên tục của tháp)

Vậy tổng khối lượng của toàn tháp là

Mtháp = Mđáy và nắp + Mmâm + Mchóp + Mthân + Mống hơi + Mct + Mống + Mbích + Mb + Mdd

Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên bốn chân

Hình 4.4 Chân đỡ thiết bị đặt thẳng đứng Chọn vật liệu làm chân đỡ thép CT3

Tải trọng cho phép trên một chân đỡ

4 = 11019,695 4 x 9,81 = 27025,802 (N) Để đảm bảo an toàn cho thiết bị ta chọn Gc = 4x10 4 N

Tra bảng ([3], trang 437, bảng XIII.35) chọn chân đỡ với các thông số sau:

Bảng 4.3 Kích thước chân đỡ thiết bị

Tính khối lượng gần đúng một chân đỡ

Thể tích một chân đỡ

Khối lượng một chân đỡ m1 chân đỡ = V1 chân đỡ x ρ CT 3 = 4,887x10 -3 x 7850 = 38,363(kg)

Hình 4.5 Tai treo thiết bị

Tai treo được lắp đặt trên thân tháp và dựa vào giàn đỡ, giúp giữ tháp ổn định trong suốt quá trình hoạt động Việc lựa chọn 4 tai treo với vật liệu bằng thép CT3 là rất quan trọng để đảm bảo độ bền và an toàn cho tháp.

Tải trọng trên một tai treo chọn bằng tải trọng trên một giá đỡ Gc = 2,5×10 4 N

Tra bảng ([3], trang 438, bảng XIII.36) chọn tai treo với các thông số sau:

Bảng 4.4 Kích thước tai treo

Chọn vật liệu tấm lót là thép không gỉ CT3

Tra ([3], trang 439, bảng XIII.37) Chọn tấm lót tai treo bằng thép CT3 có các thông số sau (tra theo Gc = 4×10 4 N)

Chiều dài tấm lót: H = 460 mm

Chiều rộng tấm lót: B = 320 mm

Bề dày tấm lót: SH = 8 mm

Thể tích một tấm lót tai treo

Khối lượng một tấm lót tai treo mtấm lót = Vtấm lót ρCT3 = 1,178 × 10 -3 × 7850 = 9,247 (kg)

Tính lớp cách nhiệt

Trong quá trình hoạt động, tháp tiếp xúc với không khí dẫn đến tổn thất nhiệt ra môi trường ngày càng lớn Để duy trì hoạt động ổn định theo thiết kế, cần tăng lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun, điều này sẽ làm tăng chi phí Để ngăn tháp bị nguội mà không làm tăng chi phí hơi đốt, giải pháp là thiết kế lớp cách nhiệt bao quanh thân tháp.

Chọn vật liệu cách nhiệt cho thân tháp là amiăng có bề dày là δa

Tra bảng ([5], trang 416, bảng 28) ta có hệ số dẫn nhiệt của amiăng là λa = 0,151 W/(mK) Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh

Nhiệt tải mất mát riêng qm được tính bằng công thức qm = Q f m m = δ λ a a (tv1 - tv2) = δ λ a a Δtv Trong đó, tv1 là nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp, tv2 là nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí, và Δtv là hiệu số nhiệt độ giữa hai bề mặt của lớp cách nhiệt Để đảm bảo an toàn, chúng ta lấy Δtv = Δtmax = tW - tkk.

Diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt) ftb = πDDtbH = πD D+ D n

Thể tích vật liệu cách nhiệt cần dùng

TÍNH TOÁN THIẾT BỊ PHỤ

Cân bằng nhiệt lượng

5.1.1 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị ngưng tụ

Qnt : nhiệt lượng ngưng tụ do hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ thành lỏng (KJ/h)

Chọn hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ hoàn toàn thành lỏng rd : ẩn nhiệt hóa hơi của sản phẩm đỉnh rd = x ´ D rA + (1- x ´ D ).rE x´ D = x x D M E

5.1.2 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu đến nhiệt độ sôi

Chọn nhiệt độ ban đầu của dòng nhập liệu là: tF ’ = 30℃

Nhiệt độ trung bình của dòng nhập liệu: t tbF = t F

Với t tbF = 59,46°C tra bảng ([2], trang 171-172, bảng I.153-I.154) ta được: Nhiệt dung riêng của ethyl acetate: Cethyl acetate = 2063,948 J/(kg.độ)

Nhiệt dung riêng của acid acetic: Cacid acetic = 2204,111 J/(kg.độ)

 CF = Cethyl acetate x ´ F + Cacid acetic.(1 - x ´ F )

5.1.3 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đáy

QW = CWGW(tW - tW ra) ( kJ/h )

Ta có: GW = WMtbW = 37,14 x 60,557 = 2249,087 (kg/h) tW = 118,08°C x´ W = 0,026

Chọn nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt là: tW ra = 40°C

Nhiệt độ trung bình của dòng sản phẩm đáy: t tbW = t W +t W ra

Với ttbW = 79,04 tra bảng ([2], trang 171-172, bảng I.153-I.154) ta được:℃ Nhiệt dung riêng của ethyl acetate: Cethyl acetate = 2133,592 J/(kg.độ)

 CW = Cethyl acetate x´ W + Cacid acetic (1 - x ´ W )

5.1.4 Cân bằng nhiệt lượng cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

QD = CDGD(tD – tD ra) ( kJ/h )

Ta có: GD = DMtbD = 20,11 x 87,072 = 1751,018 (kg/h) tD = 77,13 0 C x´ D = 0,974

Chọn nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội là: tD ra = 40 ℃

Nhiệt độ trung bình của dòng sản phẩm đỉnh: ttbD = t D +t D ra

Với ttbD = 58,57 tra bảng ([2], trang 171-172, bảng I.153-I.154) ta được:℃ Nhiệt dung riêng của ethyl acetate: Cethyl acetate = 1984,995J/(kg.độ)

 CD = Cethyl acetate x´ D + Cacid acetic (1 - x ´ D )

CD = 1984,995 x 0,974 + 2199,350 x (1 – 0,974) = 1990,568 J/(kg.độ) Vậy QD = 1990,568 x 1751,018 x (77,13 – 58,57) x 10 -3 = 64691,259 (kJ/h)

5.1.5 Nhiệt lượng cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp

Cân bằng nhiệt lượng cho toàn tháp chưng cất

QF + Qđ = QW + QD + Qnt + Qm

Với Qm – nhiệt lượng tổn thất Chọn Qm khoảng 5% nhiệt lượng cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp.

 QF + Qđ = QW + QD + Qnt + 0,05Qđ

Thiết bị trao đổi nhiệt

5.2.1 Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ - ống, đặt nằm ngang Ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T với các thông số: Đường kính ngoài dn = 25 mm = 0,025 m

Bề dày ống δt = 2 mm = 0,002 m Đường kính trong dtr = 0,021 m

Chọn nước lành lạnh đi trong ống với nhiệt độ vào t1 = 30 và nhiệt độ ra t℃ 2 = 45℃

2 = 30 +45 2 = 37,5°C Tra cứu các thông số tại ttbN = 37,5 ([2])℃

Khối lượng riêng ρN = 992,750 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt của nước μN = 0,692×10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λN = 0,630 W/(m.độ) (trang 133, bảng I.129)

Nhiệt dung riêng CN = 4,176 kJ/(kg.độ) (trang 172, bảng I.153)

Dòng hơi tại đỉnh đi ngoài ống với nhiệt độ tD = 77,13℃

5.2.1.1 Suất lượng nước làm lạnh cần dùng

Lượng nước cần dùng ([4], trang 169, công thức 5.307)

5.2.1.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt

Bề mặt truyền nhiệt ([4], trang 169)

Với: K – hệ số truyền nhiệt Δtlog – nhiệt độ trung bình logarit

Xác định nhiệt độ trung bình logarit

Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, theo công thức ([4], trang 169)

Hệ số truyền nhiệt K trong thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh

Trong đó: αN – hệ số cấp nhiệt của dòng nước lạnh, W/(m 2 K) αnt – hệ số cấp nhiệt của dòng hơi ngưng tụ, W/(m 2 K)

∑ rt – nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn

Xác định hệ số cấp nhiệt của nước đi trong ống

Tra bảng ([2], trang 370, bảng II.2) với vận tốc chất lỏng tự chảy chọn vận tốc nước đi trong ống vN = 0,5 m/s

Số ống trong một đường nước nN = G N ρ N x 4 π d tr 2 v N = 992,750 6,406 x 4 π x0,021 2 x0,5 = 37,26 (ống) Chọn nN = 38 ống

Vận tốc thực tế của dòng nước trong ống

Ta thấy ReN > 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy rối

Chuẩn số Nu ([3], trang 14, công thức V.40)

Trong đó: εl – hệ số hiệu chỉnh tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt theo tỷ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi ReN > 10000 ([4], trang 176)

PrN – chuẩn số Prandlt của nước ở 37,5 ; tra ([3], trang 12, hình V.12) ℃

PrW – chuẩn số Prandlt của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống αN = Nu d N ❑ N tr = 132,063 Pr x 0,630

Nhiệt tải phía nước làm lạnh qN = αN (tW2 – ttbN) = 3961,89 Pr

Với tW2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống), ℃ Nhiệt tải qua thành ống và lớp cặn qt = t W 1 −t W 2

Trong đó: tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi ngưng tụ, ℃

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: ([3], trang 313, bảng XII.7) λt = 16,3 W/(m.độ)

Nhiệt trở trung bình lớp cặn trong ống: ([5], trang 419, bảng 31) rc = 5800 1 m 2 K/W

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ ngoài ống Điều kiện:

Ngưng tụ hơi bão hoà

Không chứa không khí không ngưng

Hơi ngưng tụ ở mặt ngoài ống

Màng chất ngưng tụ chảy rối Ống nằm ngang

Sự ngưng tụ hơi trên bề mặt ngoài của ống đơn chiếc nằm ngang ([5], trang 120, công thức 3.65) αnt = 0,725 x 4 √ μ nt r (t nt D ❑ −t 3 nt W ρ nt 2 1 ) d n

Với dn – đường kính ngoài của ống, mm Đặt A = 0,725 4 √ r nt μ ❑ nt nt 3 d n ρ nt 2  α nt = ( 77,13−t A W 1 ) 0,25 Ẩn nhiệt ngưng tụ rnt = rd = 32445,339 (kJ/kmol)= 1948407,498 J/kg

Nhiệt tải ngoài thành ống qnt = αnt(77,13-tW1) = A(77,13-tW1) 0,75 (3)

Từ (1), (2) và (3) ta dùng phương pháp lặp để xác định tW1 và tW2

Nhiệt độ trung bình ttbD = t D +t w 1

Với ttbD = 66,22°C tra cứu các thông số ([2])

Khối lượng riêng ρnt = 842,921 kg/m 3 ( Trang 9, bảng I.2) Độ nhớt μnt = 0,280x10 -3 N.s/m 2 (Trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λnt = 0,0929 W/(m.độ) (Trang 134, bảng I.130)

Từ (3) → qnt = A(77,13-tW1) 0,75 = 2575,610 x (77,13 – 55,3) 0,75 = 26011,80 (W/m 2 ) Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể qt = qnt = 26011,80 W/m 2

2 = 55,3+ 2 47,63 = 51,46°C Chuẩn số Prandlt ở 51,46°C (tra bảng V.12 trang12 của ([2])) ta có PrW = 5,7

5,7 0,25 x (47,63 – 37,5) = 25965,33 (W/m 2 ) Kiểm tra sai số ε = | q N −q nt | q nt

26011,80 = 0,2% < 5% → Thỏa mãn điều kiện Vậy tW1 = 55,3°C và tW2 = 47,63°C

13947,85 (77,13−71) 0,25 = 8864,253 ( W m 2 K)Vậy hệ số truyền nhiệt

Bề mặt truyền nhiệt trung bình (Theo ([4]) trang 169)

657,292x39,15x3600 = 8,068 (m 2 ) Chiều dài ống truyền nhiệt (lấy dư 10%):

So với L = 2,5 (m) thì số đường nước là L '

L = 3,234 2,5 = 1,294 (đường nước) Khi đó số ống tăng lên 1,294 lần: nN = 1,294 x 38 = 49 (ống)

Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống có n = 61 ống và

L = 2,5 m Ống được bố trí theo hình lục giác đều (Theo công thức V.139 trang 48 của ([3]))

Số ống trên một cạnh của hình 6 cạnh ngoài cùng nN = 3a(a -1) +1 ↔ 49 = 3a(a – 1 ) + 1  a = 5 ống

Số ống trên đường chéo của hình 6 cạnh đều: b = 2a - 1 = 9 (ống)

Chọn bước ống: t = 1,2.dn = 1,2 x 0,025 = 0,030 (m) Đường kính thiết bị trao đổi nhiệt (Theo công thức V.140 trang 49 của ([3]))

5.2.2 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh

Thiết bị làm nguội sản phẩm hiệu quả nhất là ống lồng ống truyền nhiệt, được chế tạo từ thép X18H10T Kích thước của ống trong là 16 × 2 mm và ống ngoài là 25 × 2 mm, đảm bảo khả năng truyền nhiệt tối ưu cho quá trình làm nguội.

Chọn nước làm lạnh đi trong ống 16 × 2 (ống trong) nhiệt độ vào t1 = 30 và nhiệt độ℃ cuối là t2 = 45 ℃ Đường kính ngoài dn = 16 mm = 0,016 m

Bề dày ống δt = 2 mm = 0,002 m Đường kính trong dtr = 12 mm = 0,012 m

2 = 30 +45 2 = 37,5°C Với ttbN = 37,5 tra cứu các thông số ([2])℃

Khối lượng riêng ρN = 992,750 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt của nước μN = 0,629x10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Sản phẩm đỉnh đi trong ống 25×2 (ống ngoài) nhiệt độ đầu tD = 77,13 và nhiệt độ cuối℃ ta chọn tD ra = 35℃ Đường kính ngoài Dn = 25 mm = 0,025 m

Bề dày ống δt = 2 mm = 0,002 m Đường kính trong Dtr = 21 mm = 0,021 m

Nhiệt độ trung bình của sản phẩm đỉnh ttbD: ttbD = t D +t Dra

Tại 56,07°C tra cứu các thông số sau ([2])

Khối lượng riêng ρD = 855,913 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt μD = 0,270 ×10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λD = 0,101 W/(m.độ) (trang 134, bảng I.130)

Nhiệt dung riêng CD = 2051,066 J/(kg.độ) (trang 171-172, bảng I.153 và I.154)

5.2.2.1 Suất lượng nước cần dùng để làm nguội sản phẩm đỉnh

Ta có nhiệt lượng cần để làm nguội sản phẩm đỉnh: QD = 64691,259 (kJ/h) Lượng nước cần dùng ([4], trang 169, công thức 5.307):

Xác định hệ số truyền nhiệt

Trong đó: αN – hệ số cấp nhiệt của nước trong ống, W⁄(m 2 K) αD – hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh, W⁄(m 2 K) Σrrt – nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn

Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài

Vận tốc sản phẩm đỉnh đi trong ống ngoài

855,913x3600x π(0,025 2 −0,016 2 ) = 1,961 (m/s) Đường kính tương đương dtd = Dtr – dn =0,025 – 0,016 = 0,005 (m)

Ta thấy ReD > 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy rối

Trong đó: εl – hệ số hiệu chỉnh tính đến ảnh hưởng của hệ số cấp nhiệt theo tỷ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi ReN > 10000 Chọn εl = 1

PrD – chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở 56,07℃

PrW1 – chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở nhiệt độ trung bình vách

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống ngoài αD = Nu d D ❑ D td = 262,278 Pr x 0,101

Nhiệt tải phía sản phẩm đỉnh qD = αD (ttbD – tW1) = 5298,016 Pr

Với tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh, ℃

Nhiệt tải qua thành ống và lớp cặn qt = t W 1 −t W 2

Trong đó: tW2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ), °C Σrrt = δ λ t t

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ ngoài ống

Vận tốc nước đi trong ống:

Trong đó: εl – hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc theo tỷ lệ giữa chiều dài L và đường kính d của ống khi

PrN – chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở 37,5 , tra ([3], trang 12, hình V.12)℃

PrW2 – chuẩn số Prandlt của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách

Tra cứu các thông số sau tại tW1 = 48,3°C ở tài liệu tham khảo ([2]) Độ nhớt μ ’ D = 0,000260N.s/m 2 (bảng I.10, trang 92)

Hệ số dẫn nhiệt λ ’ D = 0,109 W/m.độ (bảng I.130, trang 134)

Nhiệt dung riêng C ’ D = 2325,540 J/kg.độ (bảng I.154, trang 172)

Xem nhiệt tải mất mát không đáng kể qt = qD = 26820,92 (W/m 2 )

2 = 48,3+ 2 40,38 = 44,34°C Với tW2 = 40,38°C → PrW2 = 5,9 ([3], trang 12, hình V.12) qN = 14852,37 Pr

5,549 0,25 = 3451,856 ( W m 2 K) Vậy hệ số truyền nhiệt

Chiều dài ống truyền nhiệt (lấy dư 10%):

Kiểm tra điều kiện ([4], trang 176)

Vậy thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 76 m, chia thành 38 dãy, mỗi dãy dài 2 m.

5.2.3 Thiết bị gia nhiệt nhập liệu

Thiết bị gia nhiệt nhập liệu được chọn là ống lồng ống truyền nhiệt, được chế tạo từ thép X18H10T Kích thước ống trong là 100 × 4 mm và kích thước ống ngoài là 130 × 4 mm.

Chọn hơi đốt là hơi nước đi trong ống 130 × 4 (ống ngoài). Đường kính ngoài Dn = 130 mm = 0,130 m

Tra cứu các thông số sau ([2], trang 312)

Nhiệt độ sôi tsN = 120℃ Ẩn nhiệt ngưng tụ rN = 2207 kJ⁄kg

Dòng nhập liệu đi trong ống 100 × 4 (ống trong) nhiệt độ đầu t ' F = 25 và nhiệt độ cuối℃ tF = 88,91℃ Đường kính ngoài dn = 100 mm = 0,100 m

2 = 25+ 88,91 2 = 56,96°C Với ttbF = 56,96 tra cứu các thông số sau ([2])℃

Khối lượng riêng ρF = 854,80 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt μF = 0,276×10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λF = 0,101 W/(m.độ) (trang 134, bảng I.130)

Nhiệt dung riêng CF = 2054,448 J/(kg.độ) (trang 171-172, bảng I.153 và I.154)

5.2.3.1 Suất lượng hơi nước cần dùng

Suất lượng hơi nước cần dùng

tlog ( t sN −t ' F ) −(t sN −t F ) ln( t t sN sN −t −t ' F F ) =

Trong đó: αF – hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu, W/(m 2 K) αN – hệ số cấp nhiệt của hơi nước, W/(m 2 K) Σrrt – nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn

Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống nhỏ

Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống nhỏ

Ta thấy ReF > 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy rối

PrF – chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 25℃

PrW2 – chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở nhiệt độ trung bình vách

Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu αF = Nu d F ❑ F td = 234,628 Pr x 0,101 w 2

Nhiệt tải phía dòng nhập liệu qF = αF (tW2 – ttbF) = 257,581 Pr w 2 0,25 (tW2 – 56,96) W/m 2 ) Với tW2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu (trong ống nhỏ), ℃

Trong đó: tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước (ngoài ống nhỏ), °C Σrrt = δ λ t t

Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ ngoài ống Đường kính tương đương dtd = Dtr – dn = 0,122 – 0,100 = 0,022 (m)

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống ([5], trang 120, công thức 3.66) αN = 0,725A( r N

= 72,558 A (120−t w 1) 0,25 Với A – hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ

Nhiệt tải phía hơi nước qN = αN(tsN – tW1) = 72,558A x (120 – tw1) 0,25

Khi đó nhiệt độ trung bình ttb = 120+119,65 2 = 119,83°C

Với ttb = 119,83°C tra ([5], trang 120) được A = 187,921

Vậy qN = 72,558A x (120 – tw1) 0,25 = 72,558A x (120 – 119,65) 0,25 = 8819,028 W/m 2 Xem nhiệt tải mất mát không đáng kể qt = qN = 8819,028 W/m 2 qt = t W 1 −t W 2

2 = 117,81°C Tra cứu các thông số sau tại ttbW = 117,81 ([2])℃ Độ nhớt μtbW = 0,181×10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λtbW = 0,0600 W/(m.độ) (trang 134, bảng I.130)

Nhiệt dung riêng CtbW = 2972,324 J/(kg.độ ) (trang 171-172, bảng I.153 - I.154)

Khi đó: PrW2 ≈ μ tbW λ C tbW tbW = 0,181 × 10 −3 x 2972,324

8780,301 = 0,4% < 5% → Thỏa mãn điều kiệnVậy tW1 = 119,65°C và tW2 = 115,96°C

Vậy thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 64 m, chia thành dãy 32, mỗi dãy dài 2 m.

5.2.4 Thiết bị làm nguội sản phẩm đáy

Thiết bị làm nguội sản phẩm đáy được lựa chọn là ống lồng ống truyền nhiệt Ống truyền nhiệt này được chế tạo từ thép X18H10T, với kích thước ống trong là 42 × 2 mm và kích thước ống ngoài là 70 × 2 mm.

Chọn nước làm lạnh đi trong ống 42 × 2 (ống trong) nhiệt độ vào t1 = 30 và nhiệt độ℃ cuối là t2 = 45 ℃ Đường kính ngoài dn = 42 mm = 0,042 m

2 = 30 +45 2 = 37,5°C Tra cứu các thông số ([2])

Khối lượng riêng ρN = 992,750 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt của nước μN = 0,692 × 10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Sản phẩm đáy đi trong ống 70 × 2 (ống ngoài) nhiệt độ đầu tW = 118,08℃ và nhiệt độ cuối ta chọn tW ra = 35℃ Đường kính ngoài Dn = 70 mm = 0,070 m

Với ttbW = 76,54 tra cứu các thông số sau ([2])℃

Khối lượng riêng ρW = 984,979 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt μW = 0,584 ×10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λW = 0,161 W/(m.độ) (trang 134, bảng I.130)

Nhiệt dung riêng CW = 2297,143 J/(kg.độ) (trang 171-172, bảng I.153 và I.154)

5.2.4.1 Suất lượng nước cần dùng để làm nguội sản phẩm đáy

Lượng nước cần dùng ([4], trang 169, công thức 5.307)

Trong đó: αN – hệ số cấp nhiệt của nước trong ống, W/(m 2 K) αW – hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy, W/(m 2 K) Σrrt – nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn

Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy đi trong ống ngoài

Vận tốc sản phẩm đáy đi trong ống ngoài

984,979x(0,066 2 −0,042 2 )x3600 = 0,312 (m/s) Đường kính tương đương dtd = Dtr – dn = 0,066 – 0,042 = 0,024 (m)

Ta thấy ReW > 10000: cấp nhiệt xảy ra ở chế độ chảy rối

PrW – chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy ở ℃

PrW1 – chuẩn số Prandlt của sản phẩm đáy ở nhiệt độ trung bình vách

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh trong ống ngoài αw = Nu d W ❑ W td = 169,575 Pr x 0,161 w 1

Nhiệt tải phía sản phẩm đáy qW = αW (ttbW – tW1) = 1137,566

Pr w 0,25 1 x (76,54 - tW1) (W/m 2 )Với tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống nhỏ), ℃

Trong đó: tW2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với nước (trong ống nhỏ), °C Σrrt = δ λ t t

Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: ([3], trang 313, bảng XII.7) λt = 16,3 W⁄(m.độ)

Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống nhỏ

Vận tốc nước đi trong ống:

PrN – chuẩn số Prandlt của nước ở 37,5 , tra ([3], trang 12, hình V.12)℃

PrW2 – chuẩn số Prandlt của nước tra ở nhiệt độ trung bình vách

Tra cứu các thông số sau tại tW1 = 47,56°C ở tài liệu tham khảo ([2]) Độ nhớt μ ’ W = 0,000817 N.s/m 2 (bảng I.10, trang 92)

Hệ số dẫn nhiệt λ ’ W = 0,166 W/m.độ (bảng I.130, trang 134)

Nhiệt dung riêng C ’ W = 2140,446 J/kg.độ (bảng I.154, trang 172)

10,71 0,25 (76,54 – 47,56) = 18307,84 (W/m 2 ) Xem nhiệt tải mất mát không đáng kể qt = qw = 18307,84 (W/m 2 )

2 = 47,56+ 2 42,16 = 44,86°C Với tW2 = 42,16°C → PrW2 = 5,8 ([3], trang 12, hình V.12) qN = 9152,64 Pr

18307,84 = 3,3% < 5% → Thỏa mãn điều kiện Vậy tW1 = 47,56°C và tW2 = 42,16°C

Vậy thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 282 m, chia thành dãy 94, mỗi dãy dài 3 m.

5.2.5 Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy

Chọn nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là nồi đun Kettle (thiết bị dạng ống chùm), ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống 40 × 5.

Chọn hơi đốt là hơi nước đi trong ống 40 × 5. Đường kính ngoài dn = 40 mm = 0,040 m

Tra cứu các thông số sau ([2], trang 312)

Nhiệt độ sôi tsN = 140℃ Ẩn nhiệt ngưng tụ rN = 2150 kJ⁄kg

Sản phẩm đáy trước khi vào nồi đun có nhiệt độ t ' 1 = 117,05 (do x℃ ' 1 = 0,042) (Tra bảng thành phần cân bằng lỏng hơi hệ Ethyl acetate – acid acetic).

Sản phẩm ra khỏi nồi đun có nhiệt độ tW = 118,08 ℃

5.2.5.1 Suất lượng hơi nước cần dùng

Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho đáy tháp

Suất lượng hơi nước cần dùng

tlog ( t sN −t 1 ' ) −(t sN −t W ) ln( t t sN sN −t −t W 1 ' ) =

(140−117,05)−(140−118,08) ln( 140−117,05140−118,08) = 22,43 (K) Xác định hệ số truyền nhiệt

Trong đó: αN – hệ số cấp nhiệt của hơi nước, W/(m 2 K) αW – hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy, W/(m 2 K) Σrrt – nhiệt trở qua thành ống và lớp cặn

Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống ([5], trang 120, công thức 3.66) αN = 0,725 A( r N

= 66,706 A (140−t W 1) 0,25 Với A – hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ ([5],trang 120) tW1 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước (trong ống), °C

Nhiệt tải phía hơi nước qN = αN(tsN – tW1) = 66,706A x (140 – tW1) 0,75

Trong đó: tW2 – nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống), °C Σrrt = δ λ t t

Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (chế độ sôi sủi bọt) ([3], trang 26, công thức V.89) αW = 7,77 ×10 −2 ( ρ− ρ h r ρ h

Nhiệt độ sôi trung bình của dòng sản phẩm ở ngoài ống ts = t w +t 1

2 = 117,57°C → Ts = ts + 273 = 117,57 + 273 = 390,57 (K) Tại nhiệt độ sôi trung bình thì:

Khối lượng riêng của pha hơi trong dòng sản phẩm ở ngoài ống ρh = P M R T HW s kg/m 3

Trong đó: MHW = M ’ 1 = 88,11 x 0,042 + (1 – 0,042) x 60,052 = 61,23 (kg/mol)

Tra cứu các thông số sau tại ts = 117,57 ([2])℃

Khối lượng riêng ρ = 926,374 kg/m 3 (trang 9, bảng I.2) Độ nhớt μ = 0,355 ×10 -3 N.s/m 2 (trang 92, bảng I.101)

Hệ số dẫn nhiệt λ = 0,151 W/(m.độ) (trang 134, bảng I.130)

Sức căng bề mặt σ = 18,219 ×10 -3 N/m (trang 300, bảng I.242)

Nhiệt dung riêng C = 2522,243 J/(kg.độ) (trang 171-172, bảng I.153 và I.154)

Nhiệt hoá hơi r = 401338,065 ( J/kg ) (trang 254 và 256, bảng I.212 - I.213)

Nhiệt tải phía sản phẩm đáy qW = αW(tW2 – ts) = 1,361q W 0,7 (tW2 – 117,57)

Khi đó nhiệt độ trung bình ttb = t sN + t W 1

Với ttb = 139,33°C tra ([5], trang 120) được A = 193,80 (W/m 2 độ)

Xem nhiệt tải mất mát không đáng kể qt = qN = 16190,62 W/m 2 qt = t W 1 − t W 2

15669,361 = 3,33%< 5% → Thỏa mãn điều kiệnVậy tW1 = 138,65°C và tW2 = 130,89°C

(140−138,65) 0,25 = 11993,204 ( W m 2 K) αW = 1,361q W 0,7 = 1,361 x 15669,361 0,7 = 1175,964 ( W m 2 K) Vậy hệ số truyền nhiệt

3600x813,837x22,43 = 22,576 (m 2 ) Chọn số ống truyền nhiệt ntn = 37 ống

2 = 6,107 (m) → Chọn L = 6 m Ống được bố trí theo hình lục giác đều ([3], trang 48, công thức V.139)

Số ống trên một cạnh của hình 6 cạnh ngoài cùng nN = 3a(a – 1) + 1 ↔ 37 = 3a(a – 1) + 1 → a = 4 (ống)

Số ống trên đường chéo của hình 6 cạnh đều b = 2a - 1 = 2 × 4 - 1 = 7 (ống)

Chọn bước ống: t = 1,2dn = 1,2 × 0,040 = 0,048 (m) Đường kính trong của thiết bị trao đổi nhiệt ([3], trang 49, công thức V.140)

Tiêu đề	Thiết Kế Tháp Chưng Cất Dạng Mâm Chóp Cho Hệ Ethyl Acetate – Acid Acetic
Tác giả	Trần Quang Duy, Võ Thị Huyền Trinh
Người hướng dẫn	TS. Trần Thị Nhung
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Tp. Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Công Nghệ Hóa Học
Thể loại	Đồ án môn học
Năm xuất bản	2021
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	119
Dung lượng	819,43 KB
File đính kèm	TRẦN QUANG DUY - VÕ THỊ HUYỀN TRINH.rar (3 MB)