Đang tải... (xem toàn văn)
Tính toán thiết kế tháp chưng cất deethanizer dùng để tách c2
SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa MỤC LỤC PHẦN 1: ....................................................................................................................... 4 TỔNG QUAN............................................................................................................... 4 1 Giới thiệu: ............................................................................................................. 4 1.1 Khái niệm về khí thiên nhiên: ......................................................................... 4 1.2 Phân loại và thành phần khí thiên nhiên : ....................................................... 4 1.2.1 Phân loại theo mức độ chứa khí Acid : .................................................... 4 1.2.2 Phân loại theo hàm lƣợng C3+ : ................................................................ 4 1.2.3 Phân loại theo hàm lƣợng C2+ : ................................................................ 5 1.3 2 Ứng dụng : ...................................................................................................... 5 Chƣng cất hỗn hợp khí thiên nhiên : .................................................................... 5 2.1 Loại tháp chƣng cất : ....................................................................................... 5 2.2 Sơ đồ qui trình công nghệ (đính kèm): ........................................................... 7 PHẦN 2 : ...................................................................................................................... 8 CÂN BẰNG VẬT CHẤT ............................................................................................ 8 1 2 Cân bằng vật chất ................................................................................................. 8 1.1 Các số liệu ban đầu: ........................................................................................ 8 1.2 Các ký hiệu : ................................................................................................... 8 1.3 Cân bằng vật chất xác định thành phần các cấu tử : ....................................... 8 Chuẩn bị dữ kiện và các giả thiết: ...................................................................... 10 2.1 Chọn cấu tử khóa : ........................................................................................ 10 2.2 Giả thiết sự phân bố sản phẩm đỉnh và đáy : ................................................ 10 2.3 Tính độ bay hơi tƣơng đối : .......................................................................... 11 3 Xác định Nmin theo công thức Fenske : .............................................................. 13 4 Xác định tỷ số hồi lƣu tối thiếu Rmin theo phƣơng pháp đơn giản hóa Gilliland:14 5 Xác định số bậc lý thuyết N tƣơng ứng với R hợp lý :....................................... 16 PHẦN 3: .................................................................................................................... 17 1 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa CÂN BẰNG NĂNG LƢỢNG.................................................................................... 17 Cân bằng nhiệt lƣợng của tháp chƣng cất .......................................................... 17 1 Cân bằng nhiệt lƣợng của thiết bị ngƣng tụ: ................................................. 18 2. CHƢƠNG 4: ............................................................................................................... 19 TÍNH TOÁN THÔNG SỐ THIẾT BỊ CHÍNH .......................................................... 19 1 2 3 4 5 Tính sơ bộ đƣờng kính mâm : ............................................................................ 19 1.1 Diện tích mâm : ............................................................................................. 19 1.2 Tính đƣờng kính tháp : .................................................................................. 21 Sắp đặt sơ bộ mặt đĩa:......................................................................................... 22 2.1 Số đƣờng đi của lỏng trên mâm: ................................................................... 22 2.2 Khoảng cách giữa các mâm : ........................................................................ 22 2.3 Các kích thƣớc khác : .................................................................................... 22 2.4 Bƣớc lỗ : ........................................................................................................ 23 2.5 Sắp xếp kênh chảy chuyền : .......................................................................... 23 2.6 Chiều dài ngƣỡng chảy tràn và chiều rộng kênh chảy truyền : .................... 23 Tổng kết sắp xếp mặt đĩa : .................................................................................. 24 3.1 Kiểm tra sặc đĩa : .......................................................................................... 25 3.2 Kiểm tra khả năng tắc nghẽn kênh chảy truyền lỏng : ......................................... 26 Kiểm tra thủy lực ................................................................................................ 27 4.1 Chế độ làm viêc trên mâm : .................................................................................. 27 4.2 Xác định lƣợng lỏng cuốn theo hơi : ............................................................ 28 4.3 Thời gian lƣu của lỏng trong kênh chảy truyền : .......................................... 28 4.4 Trở lực của mâm : ......................................................................................... 29 4.5 Kiểm tra chiều cao mực chất lỏng trong kênh chảy truyền : ........................ 29 Kiểm tra khoảng làm việc của mâm : ................................................................. 31 5.1 Các thông số tính toán cần thiết cho kiểm tra khoảng làm việc của mâm : .. 31 5.2 Kiểm tra rò rỉ lỏng qua lỗ :............................................................................ 32 2 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền 5.3 GVHD: Tạ Đăng Khoa Kiểm tra mức độ kín của kênh chảy truyền : ................................................ 33 6 Hiệu suất tháp : ................................................................................................... 33 7 Chiều cao tháp : .................................................................................................. 34 8 Tính toán cơ khí cho tháp: .................................................................................. 34 8.1 Bề dày thân tháp : ......................................................................................... 34 8.2 Bề dày đáy và nắp thiết bị : ........................................................................... 36 8.3 Đƣờng kính các ống dẫn – Bích ghép các ống dẫn: ..................................... 37 8.3.1 Vị trí nhập liệu : ..................................................................................... 38 8.3.2 Ống hơi ở đỉnh tháp: .............................................................................. 38 8.3.3 Ống hoàn lƣu: ......................................................................................... 39 8.3.4 Ống dẫn hơi vào đáy tháp: ..................................................................... 39 8.3.5 Ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp: ............................................................... 40 8.3.6 Ống dẫn chất lỏng từ nồi đun (sản phẩm đáy): ...................................... 40 8.4 Tai treo và chân đỡ: ...................................................................................... 41 8.4.1 Tính trọng lƣợng của toàn tháp: ............................................................. 41 8.4.2 Chân đỡ tháp: ......................................................................................... 41 CHƢƠNG 5: ............................................................................................................... 43 TÍNH TOÁN THIẾT BỊ PHỤ .................................................................................... 43 1 Thiết bị đun sôi đáy tháp : .................................................................................. 43 2 Thiết bị ngƣng tụ sản phẩm đỉnh: ....................................................................... 45 2.1 Xác định hệ số truyền nhiệt : ........................................................................ 46 2.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt và cấu tạo thiết bị : ........................................ 49 LỜI KẾT ..................................................................................................................... 50 TÀI LIỆU THAM KHẢO .................................................................................. 51 3 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa PHẦN 1: TỔNG QUAN 1 Giới thiệu: 1.1 Khái niệm về khí thiên nhiên: Khí thiên nhiên là một hỗn hợp chất khí cháy đƣợc, bao gồm phần lớn là các hydrocarbon (hợp chất hóa học chứa cacbon và hyđrô). Cùng với than đá, dầu mỏ và các khí khác và là nhiên liệu hóa thạch. Khí thiên nhiên đƣợc tạo ra từ sinh vật phù du, các vi sinh vật sống dƣới nƣớc bao gồm tảo và động vật nguyên sinh. Khi các vi sinh vật này chết đi và tích tụ trên đáy đại dƣơng, chúng dần bị chôn đi và xác của chúng đƣợc nén dƣới các lớp trầm tích. Trải qua hàng triệu năm, áp suất và nhiệt do các lớp trầm tích chồng lên nhau tạo nên trên xác các loại sinh vật này đã chuyển hóa hóa học các chất hữu cơ này thành khí thiên nhiên. Khí thiên nhiên có thể chứa đến 85% metan (CH4) và khoảng 10% etan (C2H6), và cũng có chứa số lƣợng nhỏ hơn propan (C3H8), butan(C4H10), pentan (C5H12), và các alkan khác. Khí thiên nhiên, thƣờng tìm thấy cùng với các mỏ dầu ở trong vỏ Trái Đất, đƣợc khai thác và tinh lọc thành nhiên liệu cung cấp cho khoảng 25% nguồn cung năng lƣợng thế giới. 1.2 Phân loại và thành phần khí thiên nhiên : 1.2.1 Phân loại theo mức độ chứa khí Acid : - Khí chua : là khí có chứa hàm lƣợng H2S > 1% thể tích và hàm lƣợng khí CO2 > 2% thể tích. Khí ngọt : là khí có chứa hàm lƣợng H2S < 1% thể tích và hàm lƣợng khí CO2 150 g/cm3 có thể sản xuất ra khí hóa lỏng CNG, khí dầu mỏ và một số hydrocacbon riêng biệt cho công nghệ hóa dầu. 4 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền - GVHD: Tạ Đăng Khoa Khí gầy : là khí có hàm lƣợng C3+ < 150g/cm3 dùng làm nhiên liệu cho các ngành công nghiệp. 1.2.3 Phân loại theo hàm lượng C2+ : - Khí khô : là khí có hàm lƣợng C2+ < 10% thể tích. Khí ẩm : là khí có hàm lƣợng C2 > 10% thể tích. 1.3 Ứng dụng : Khí thiên nhiên đƣợc sử dụng làm nhiên liệu và nguyên liệu đầu vào cho ngành chế biến hóa chất. Là một nhiên liệu gia dụng, nó đƣợc đốt trong các bếp ga, lò ga để nấu nƣớng, sấy khô. Là một nhiên liệu công nghiệp, khí thiên nhiên đƣợc đốt trong các lò gạch, gốm và lò cao sản xuất xi măng. Khí thiên nhiên còn đƣợc sử dụng để đốt các lò đốt các tua-binnhiệt điện để phát điện cũng nhƣ các lò nấu thủy tinh, lò luyện kim loại và chế biến thực phẩm. Khí thiên nhiên đƣợc sử dụng làm nguyên liệu đầu vào cho ngành hóa dầu để tạo ra các chất hóa dầu. Các chất hóa dầu này đƣợc sử dụng làm sản phẩm cơ sở cho việc sản xuấtphân đạm, bột giặt, dƣợc phẩm, chất dẻo và nhiều loại hàng hóa khác. 2 Chƣng cất hỗn hợp khí thiên nhiên : Khi các khí tự nhiên ở dạng lỏng đƣợc tách ra khỏi dòng khí tự nhiên, chúng phải đƣợc bẻ gẫy thành các hợp phần cơ bản có ích. Nghĩa là dòng hoà lẫn của các NGL khác nhau phải đƣợc tách rời nhau. Quá trình đƣợc sử dụng để thực hiện nhiệm vụ này đƣợc gọi là chƣng phân đoạn. Chƣng phân đoạn hoạt động dựa trên sự chênh lệch nhiệt độ sôi của các hydrocacbon khác nhau trong dòng NGL. Nói một cách khác, chƣng phân đoạn diễn ra theo các giai đoạn bao gồm quá trình đun sôi từng hydrocacbon. Tên của một thiết bị chƣng phân đoạn nhất định cho biết mục đích sử dụng của thiết bị đó, vì nó thƣờng đƣợc đặt tên theo các hydrocacbon mà nó đun sôi. Toàn bộ quá trình chƣng cất đƣợc chia ra thành nhiều bƣớc, bắt đầu với việc tách các NGL nhẹ hơn ra khỏi dòng khí. Các thiết bị chƣng cất phân đoạn đƣợc sử dụng nhƣ : thiết bị deEtanizer, thiết bị depropanizer, thiết bị debutanizer. 2.1 Loại tháp chƣng cất : Trong sản xuất thƣờng dùng nhiều loại thiết bị khác nhau để tiến hành chƣng cất. Tuy nhiên yêu cầu cơ bản chung của các thiết bị vẫn giống nhau nghĩa là diện 5 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa tích bề mặt tiếp xúc pha phải lớn, điều này phụ thuộc vào mức độ phân tán của một lƣu chất này vào lƣu chất kia. Nếu pha khí phân tán vào pha lỏng ta có các loại tháp mâm, nếu pha lỏng phân tán vào pha khí ta có tháp chêm, tháp phun,… Ở đây ta khảo sát 2 loại thƣờng dùng là tháp mâm và tháp chêm. Tháp mâm: thân tháp hình trụ, thẳng đứng phía trong có gắn các mâm có cấu tạo khác nhau, trên đó pha lỏng và pha hơi đƣợc cho tiếp xúc với nhau. Những trƣờng hợp tháp mâm thƣờng đƣợc sử dụng: o Lƣu lƣợng dòng lỏng/hơi không ổn định o Yêu cầu đƣờng kính lớn, lƣu lƣợng dòng hơi lớn o Thời gian lƣu của lỏng trên mâm lớn o Dòng quá trình bẩn o Điều kiện nhiệt độ và áp suất cao Tùy theo cấu tạo của đĩa, ta có: o Tháp mâm chóp: trên mâm bố trí có chóp dạng tròn… o Tháp mâm xuyên lỗ: trên mâm có nhiều lỗ hay rãnh o Tháp mâm van: trên mâm đƣợc gắn các van cố định hay tự do Bảng so sánh sơ bộ giữa các loại mâm Loại mâm Chi phí tƣơng đối Tổn thất áp suất Hiệu suất Năng suất hơi Khoảng hoạt động tƣơng đối Thị trƣờng Xuyên lỗ 1,0 Thấp Thấp Cao 2,0 25% Van 1,2 Trung bình Cao Cao 4,0 70% Chóp 2,0 Cao Cao Thấp 5,0 5% Tháp chêm (tháp đệm): tháp hình trụ, gồm nhiều bậc nối với nhau bằng mặt bích hay hàn. Đệm đƣợc cho vào tháp theo một trong hai phƣơng pháp: xếp ngẫu nhiên hay xếp thứ tự. Tháp đệm thƣờng đƣợc dùng trong các trƣờng hợp: o Đƣờng kính tháp nhỏ (ít hơn 0,6 m) 6 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa o Quá trình đòi hỏi vật liệu chống ăn mòn cao o Đòi hỏi tổn thất áp suất trong tháp thấp (ở điều kiện chân không) o Dòng lỏng dễ tạo bọt o Các vật liệu nhạy cảm với nhiệt Nhìn chung, hiện nay tháp mâm van là loại tháp chƣng cất đƣợc ứng dụng rộng rãi nhất do những ƣu điểm của nó đã giải quyết đƣợc những khuyết điểm của các loại tháp mâm khác. Trong đồ án này, ta sử dụng mâm van tự do cho quá trình phân tách. 2.2 Sơ đồ qui trình công nghệ (đính kèm): Thuyết minh qui trình công nghệ : Hỗn hợp khí thiên nhiên sau khi qua các quá trình tách lỏng khí đầu vào, làm sạch các tạp chất cơ học, làm sạch CO2 và loại H2O đƣợc đƣợc qua máy nén để nén lên áp suất 21 bar và nhiệt độ và sau đó đƣợc dẫn vào tháp Demethanizer với áp suất là để tách loại hoàn toàn metan. Dòng sản phẩm đỉnh của tháp Demethanizer chứa chủ yếu là metan đƣợc tiếp tục đƣa qua các công đoạn xử lý rồi đƣa vào các đƣờng ống để vận chuyển đến các hộ tiêu thụ khí (điện,đạm,….) Dòng lỏng đi ra từ tháp Demethanizer tiếp tục đƣợc đƣa vào tháp tách Deethanizer để tách riêng Etan và các sản phẩm nặng hơn. Hơi đi ra từ đỉnh tháp đƣợc ngƣng tụ một phần và đƣợc hồi lƣu hoàn toàn trở lại đỉnh tháp để điều chỉnh độ tinh khuyết của sản phẩm đỉnh., và phần còn lại là sản phẩm Etan. Dòng lỏng đi ra từ tháp Deethanizer chứa chủ yếu các Hydrocacbon C3+ (LPG và Condensate) tiếp tục đƣợc đƣa vào Depropanizer để tách riêng LPG và Condensate . Sản phẩm hơi LPG ra khỏi đỉnh tháp Debutanizer đƣợc làm lạnh và ngƣng tụ hoàn toàn và một phần đƣợc hồi lƣu lại đỉnh tháp để kiểm soát C 5+ trong sản phẩm đỉnh tháp theo yêu cầu, phần còn lại chính là sản phẩm LPG. Dòng Condensate đi ra từ đáy tháp Debutanizer đƣợc xử lý tiếp tuc và sau đó đƣợc vào bồn chứa nhƣ là sản phẩm condensate thƣơng phẩm để bán cho khách hàng . Thành phần của dòng khí nguyên liệu đã qua xử lý loại bỏ nƣớc và acid của mỏ Bạch Hổ (09).Trong đồ án này, do hàm lƣợng C5+ trong mỏ khí quá ít nên ta sẽ không xét đến trong thành phần cấu tử. Cấu tử C1 C2 C3 n-C4 Thành phần (% mol) 79,29 13,69 5,98 1,04 7 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa PHẦN 2 : CÂN BẰNG VẬT CHẤT 1 Cân bằng vật chất 1.1 Các số liệu ban đầu: THÀNH PHẦN NGUỒN NHẬP LIỆU VÀO THÁP DEMETANIZER Thành phần Khối lƣợng phân tử Tỉ lệ mol Metan (C1) 16 0,7929 Etan(C2) 30 0,1369 Propan(C3) 44 0,0598 Butan(C4) 58 0,0104 Lƣu lƣợng khí thiên nhiên : 32000 Nm3/h Hàm lƣợng C2 trong sản phẩm lỏng : 1% (kl) Hàm lƣợng C3+ trong sản phẩm khí : 2% (kl) 1.2 Các ký hiệu : F : lƣợng nhập liệu ban đầu, kmol/h D : lƣợng sản phẩm đỉnh, kmol/h W : lƣợng sản phẩm đáy, kmol/h xF :nồng độ trong nhập liệu xD : nồng độ trong sản phẩm đỉnh xW : nồng độ trong sản phẩm đáy 1.3 Cân bằng vật chất xác định thành phần các cấu tử : Mhh = xiMi = 20,0278 (kg/kmol) Khối lƣợng riêng hỗn hợp khí : 8 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền ρhh = GVHD: Tạ Đăng Khoa M hh .P.To 20, 0278.22.273 17,57 (kg/m3) 22, 4.Po .T 22, 4.1.303 Lƣu lƣợng nhập liệu vào tháp Demetanizer : m= ρhh . V = 20,0278 . 32000 = 562240 (kg/h) = 28072 (kmol/h) - Với sản phẩm đỉnh và đáy ta giả sử tỉ lệ phần mol là không đổi so với nhập liệu Tháp Demetanizer : o Với đáy ta có : C1W = 0,01 Với đỉnh ta có : C1D = 0,95 C2 D 0,1369.30 C2W 0,1369.30 C 0, 0598.44 C 0, 0598.44 3D C2 D 0, 028 3W C2W 0,554 C3 D 0, 0598.44 C 0, 0598.44 C3 D 0, 018 3W C3W 0,355 C 0, 0104.58 4D C 0, 004 C4W 0, 0104.58 C 0, 081 C2 D C3 D C4 D 0, 05 4 D 4W C2W C3W C4W 0,99 o Nồng độ sản phẩm đáy yêu cầu : 0,554 0,355 0, 081 30 44 58 XW 0,978 0,554 0,355 0, 081 0, 01 30 44 58 16 o Nồng độ sản phẩm đỉnh yêu cầu 0, 028 0, 018 0, 004 30 44 58 XD 0, 023 0, 028 0, 018 0, 004 0,95 30 44 58 16 o Tiến hành cân bằng vật chất ta có : F D W D W 28072 D 22661(kmol / h) D.0, 023 W .0,978 F .0, 2071 W 5411(kmol / h) xF .F D.xD W .xW - Dòng sản phẩm đáy của tháp Demetanizer chính là dòng nhập liệu cho tháp Deethanizer. Tháp Deethanizer : o Với đáy ta có : C1W = 0, C2W = 0,01 Với đỉnh ta có : C1D 0,01 C1D 0,0173 C2 D 0,554 C C 0,98 C2 D 0,9627 1D 2 D C3W 0,355 C3W 0,806 C 4W 0,081 C C 0,99 C4W 0,184 4W 3W C3 D 0,355 C3D 0,0163 C 0,081 4D C C 0,02 C4 D 0,037 3D 4 D 9 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa o Nồng độ sản phẩm đáy yêu cầu : 0,806 0,184 44 58 XW 0,9847 0,806 0,184 0, 01 44 58 30 o Nồng độ sản phẩm đỉnh yêu cầu 0, 0163 0, 0037 44 58 XD 0, 0129 0, 0163 0, 0037 0,9627 44 58 30 o Tiến hành cân bằng vật chất ta có : F D W D W 5411 D 3640(kmol / h) D.0, 0129 W .0,9847 F .0, 436 W 1771(kmol / h) xF .F D.xD W .xW - Ta có bảng tổng kết dòng sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy ở tháp Deethanizer: Nhập liệu Thành phần 2 Tỉ lệ khối lƣợng Sản phẩm đỉnh Tỉ lệ Tỉ lệ mol khối lƣợng Tỉ lệ Sản phẩm đáy Tỉ lệ mol khối lƣợng Tỉ lệ mol Metan (C1) 0,01 0,022 0,0173 0,032 0 0 Etan(C2) 0,554 0,646 0,9627 0,955 0,01 0,015 Propan(C3) 0,355 0,282 0,0163 0,011 0,806 0,84 Butan (n-C4) 0,081 0,05 0,0037 0,002 0,184 0,145 Chuẩn bị dữ kiện và các giả thiết: 2.1 Chọn cấu tử khóa : Etan ( C 2 ) là cấu tử khóa nhẹ : j nhẹ Propan (C3) là cấu tử khóa nặng : j nặng 2.2 Giả thiết sự phân bố sản phẩm đỉnh và đáy : 10 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Nhập liệu Sản phẩm đỉnh Sản phẩm đáy Thành phần Kmol/h Tỉ lệ mol Kmol/h Tỉ lệ mol Kmol/h Tỉ lệ mol Metan (C1) 119,042 0,022 116,48 0,032 0 0 Etan(C2) 3495,506 0,646 3476,2 0,955 26,565 0,015 Propan(C3) 1525,902 0,282 40,04 0,011 1487,64 0,84 Butan (n-C4) 270,55 0,05 7,28 0,002 256,795 0,145 Tổng 5411 1 3640 1 1771 1 2.3 Tính độ bay hơi tƣơng đối : Ta cần tính độ bay hơi tƣơng đối của các cấu tử trong hỗn hợp tƣơng ứng với 3 vị trí của tháp chƣng : đỉnh tháp (iD) , đáy tháp (iw) và nhập liệu (iF) Từ đó ta tính ra độ bay hơi tƣơng đối trung bình : i= √ o Đỉnh tháp : Chọn áp suất Pđỉnh = 1910 KPa và nhiệt độ giả thuyết : tgt = -8oC Ta giả thiết nhiệt độ rồi tra hệ số cân bằng pha K theo hình 2.1 (p.150,[1]), sau đó tính toán lại ta có bảng sau : tgt = -8oC Thành phần Yi= xiD Ki Xi = yi/Ki iD=Ki/Kj Metan (C1) 0,032 4,8707 0,0066 15,1405 Etan(C2) 0,955 1,0236 0,9330 3,1818 Propan(C3) 0,011 0,3217 0,0342 1,0000 Butan (n-C4) 0,002 0,074 0,0270 0,2300 Tổng 1 1,008 o 11 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa o Đáy tháp : Chọn áp suất Pđỉnh = 1910 KPa và nhiệt độ giả thuyết : tgt = 59,67oC Ta giả thiết nhiệt độ rồi tra hệ số cân bằng pha K theo hình 2.1 (p.150,[1]), sau đó tính toán lại ta có bảng sau : tgt = 59,67oC Thành phần Yi= xiW Ki Xi = yi/Ki iD=Ki/Kj Metan (C1) 0 0 0 0 Etan(C2) 0,015 2,378 0,0063 2,2287 Propan(C3) 0,84 1,067 0,7873 1,0000 Butan (n-C4) 0,145 0,705 0,2057 0,6607 Tổng 1 0,9992 o Nhập liệu: Nhiệt độ nhập liệu vào tháp : tnl = 21oC và Pnl = 1910KPa (theo kết quả mô phỏng từ phần mềm Aspen Hysys 2006) - Giả thuyết phần trăm bay hơi : L +V =1 với ( L,V : lần lƣợt là lƣợng pha hơi lỏng cần làm bốc hơi) - Nếu ta gọi Zi là nồng độ ban đầu của cấu tử i trong hỗn hợp, xi và yi là nồng độ của cấu tử i ở pha lỏng và pha hơi khi cân bằng, thì: Zi xi .L yi .V xi .(1 V ) yi .V xi .[1 V (Ki 1)] xi (p.27,[2]) Zi 1 V (K i 1) - Tính toán kiểm tra lại, ta có bảng sau : Thành phần Ki Zi V=0,7859 xi αiF= Ki Kj Metan (C1) 0,022 6,581 0,0041 11,0829 Etan(C2) 0,646 1,613 0,4360 2,7164 Propan(C3) 0,282 0,5938 0,4142 1,0000 Butan (n-C4) 0,05 0,1672 0,1447 0,6607 Tổng 1 0.999 12 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Vậy ta có bảng độ bay hơi tương đối trung bình của các cấu tử: 3 Thành phần iD iW iF i Metan (C1) 15,1405 0,0000 11,0829 0,0000 Etan(C2) 3,1818 2,2287 2,7164 2,6807 Propan(C3) 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 Butan (n-C4) 0,2300 0,6607 0,6607 0,4648 Xác định Nmin theo công thức Fenske : - Số bậc biến đổi nồng độ tối thiểu Nmin tƣơng ứng với trƣờng hợp hồi lƣu toàn phần Đối với hệ hai cấu tử , đại lƣợng Nmin có thể xác định dễ dàng bằng đồ thị, Nói chung, trong mọi trƣờng hợp đều có thể sử dụng công thức Fenske để xác định số bậc biến đổi nồng độ tối thiểu Nmin, Trong đồ án này, ta xem xét dạng công thức Fenske cho hệ nhiều cấu tử : lg( N min xiD x jW . ) x jD xiW (p.35,[2]) log( i ) - Ta sử dụng công thức Fenske để xác định Nmin và kiểm tra giả thiết phân bố nồng độ cấu tử ở đỉnh tháp và đáy tháp Gọi a (mol) là số mol của Propan (C3) trong sản phẩm đỉnh tháp thì ta sẽ có bảng : Thành phần Nhập liệu (mol) Sản phẩm đỉnh (mol) Sản phẩm đáy (mol) Metan (C1) 119,042 116,48 0 Etan(C2) 3495,506 3476,2 26,565 Propan(C3) 1525,902 a 1525,902-a Butan (n-C4) 270,55 7,28 256,795 Tổng 5411 - Viết công thức Fenske cho 2 cấu tử khóa Etan (C2) và Propan (C3) ở dạng sau: 220.602 92.6 a lg . a 1.638 N min lg1.908 13 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Khối lƣợng mol trung bình sản phẩm đỉnh : Mhhđỉnh = xiMi = 29,762 (kg/kmol) Khối lƣợng của sản phẩm đỉnh : mđỉnh = 29,762 . 3640 = 10833,68 (kg/h) Ta có : mC3 = n*MC3 0.0163*10833.68 =a*44 a = 40,02 Thay a = 40,02 vào công thức => Nmin = 8,62 Từ đó ta sẽ có bảng phân bố lƣu lƣợng và nồng độ lại nhƣ sau: Nhập liệu Sản phẩm đỉnh Sản phẩm đáy Thành phần Kmol/h Tỉ lệ mol Kmol/h Tỉ lệ mol Kmol/h Tỉ lệ mol Metan (C1) 119,042 0,022 116,48 0,032 0 0 Etan(C2) 3495,506 0,646 3476,2 0,955 26,565 0,015 Propan(C3) 1525,902 0,282 40,02 0,011 1485,882 0,84 Butan (n-C4) 270,55 0,05 7,28 0,002 256,795 0,145 Tổng 5411 1 3639,98 1 1769,242 1 Sự sai khác với giả thiết phân bố nồng độ ban đầu không lớn lắm và vẫn đảm bảo yêu cầu đầu đề, do đó số liệu tính toán nồng độ này đƣợc sử dụng tính toán phần sau. Trên đây đã xác định Nmin cho tháp chƣng. Ta cũng có thể tính số bậc biến đổi nồng độ tối thiểu nmin cho đoạn luyện và mmin cho đoạn chƣng của tháp bằng cách dùng công thức Fenske. o Đoạn luyện : o Đoạn chƣng : 4 xid xjF 3476, 2.1525,902 lg . lg xjd xiF 40, 02.3495,506 n min 1, 69 lg id . iF lg 3,1818.2, 7164 xiF .xjW 26,565.1525,902 lg lg xjF .xiW 3495,506.1485,882 m min 2, 7 lg iW . iF lg 2, 2287.2, 7164 Xác định tỷ số hồi lƣu tối thiếu Rmin theo phƣơng pháp đơn giản hóa Gilliland: Ta có công thức Gilliland tính tỷ số hồi lƣu tổi thiểu Rmin (p.47, [2]) : Rmin 1 [ ( j .l j )light 1 jlight 1 ][( x jD lj )light x jheavyD ] [ i light ilight iheavy x ( xilightD lilight .x jheavyD )] [ ( jlightD xiheavyD )] ilight 1 lihight iheavy jlight iheavy 14 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền Cấu tử inhẹ GVHD: Tạ Đăng Khoa Nhập liệu lỏng sôi % bay hơi Z iNhe Nhập liệu dạng hơi Tính li liNhe % bay hơi Tính li ZiNhe iNhe .ZiNang liNhe ZiNhe iNhe .ZiNang Z jNhe l jNhe Z jNhe jnhẹ l jNhe iV liV ZiV Z jNang iL liL Z jNhe Z jNang liV 100 ZiNang jnặng - inặng liNang ZiV iNhe .Z jNang liL Z jL Z jNhe iNhe .Z jNang iV .Z jNhe jNhe .Z jL liNang ZiNang Z jNhe ZiNang Trong đó: Zi : nồng độ câu tử i trong hỗn hợp ban đâu αi: độ bay hơi tƣơng đối trung bình của cấu tử i so vói cấu tử khóa nặng iV,iL: cấu tử trung gian nặng và trung gian nhẹ Ta có bảng : Các cấu tử Zi αi Nhập liệu lỏng % bay hơi l Nhập liệu hơi % bay hơi l 0 0 Metan (C1) i nhẹ 0,022 0 Etan(C2) j nhẹ 0,646 2,6807 Propan(C3) j nặng 0,282 1,0000 - - Butan (n-C4) i nặng 0,05 0,4648 12,92 12,92 0,36 2,29 0,7 0,85 Từ các số liệu trên ta tính Rmin : Thế vào công thức tính Rmin cho trạng thái nhập liệu dạng lỏng ,ta có : Rmin 22% +1 = 1,738 và Rmin 95% +1 = 1,179 Từ kết quả trên nội suy ta có đƣợc : Rmin 78,59% = 1,078 15 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền 5 GVHD: Tạ Đăng Khoa Xác định số bậc lý thuyết N tƣơng ứng với R hợp lý : Ta có : Rhly = 1,3.Rmin +0,36 => Rhly = 1,3.1,078 0,36 1,7614 N = Nmin . 1,7 + 0,7 => N = 1,7.8,62 0,7 15,354 Gọi n và m là số bậc biến đổi nồng độ của đoạn luyện và đoạn chƣng, ta có : Đoạn luyện : n n nmin 1, 69 n N min n 15,354. 3 N N min N min 8, 62 Đoạn chƣng : m m mmin 2, 7 m N min n 15,354. 5 N N min N min 8, 62 16 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa PHẦN 3: CÂN BẰNG NĂNG LƢỢNG 1 Cân bằng nhiệt lƣợng của tháp chƣng cất Phương trình cân bằng năng lượng : QF Qh QD Qw Qnt Qm Nhiệt lượng do dòng nhập liệu mang vào tháp QF: QF F .C F .tF 5411.21.82,89 9418873.59 kJ / h Với : F 5411 kmol / h o t F 21 C C 82,89 kJ / kmol.o C F Nhiệt lượng của dòng hơi sản phẩm mang ra tháp (QD): QD D.CD .tD 3639,98.64, 68.8 1883471.251kJ / h Với : D 3639,98 kmol / h o t D -8 C C 64, 68 kJ / kmol.o C F Nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra khỏi đáy tháp QW : QW W .C W .tW 1771.59,67.158,5 16749577.85 kJ / h Với : D 1771 kmol / h o t D 59,67 C C 158,5 kJ / kmol.o C F Nhiệt lượng do hồi lưu sản phẩm đỉnh Qng : Qng L.r D 2.D.rD 2.3639,98.3,342 24329,6 kJ / h Nhiệt lượng mất mát: Qm= 0,05 QC Nhiệt lƣợng do hơi đốt mang vào tháp QC : QC mh .rhoidot Với : Nhiệt độ ngƣng tụ của hơi nƣớc bão hòa tại áp suất P = 18.85 atm t0 = 210 °C. Ẩn nhiệt ngƣng tụ của hơi nƣớc bão hòa : rhơi đốt = 1900 kJ/kg 17 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Vậy Nhiệt lượng cung cấp cho nồi đun hơi đáp tháp (QC): QC QD QW Qm Qng QF 0,95.QC QD QW Qng QF QC 28389471.52 kJ / h Vậy lƣợng hơi đốt cần thiết để đun sôi dung dịch ở đáy tháp : mh 2. QC 14941kg / h rhoidot Cân bằng nhiệt lƣợng của thiết bị ngƣng tụ: Phƣơng trình cân bằng năng lƣợng: ̅ Chọn nhiệt độ vào, ra của propan làm lạnh t1 = -30 oC , t2 = -10 0C ttb = (t1 t2 ) 30 5 =-200C 2 2 Nhiệt dung riêng của propan ở nhiệt độ trung bình Cn = 1,531 kJ/kg.K rD = 3,432 kJ/kg Suy ra lƣợng propan cần tiêu tốn Gn1 = 9,31 kg/s 18 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa CHƢƠNG 4: TÍNH TOÁN THÔNG SỐ THIẾT BỊ CHÍNH 1 Tính sơ bộ đƣờng kính mâm : 1.1 Diện tích mâm : - Phƣơng pháp thƣờng dùng để tính toán là phƣơng pháp sử dụng phƣơng trình để xác định chế độ sặc đĩa chỉ do lỏng bị cuốn theo hơi. Theo phƣơng trình Souders Brown có thể xác định đƣợc tốc độ sặc thông qua hằng số mâm CSB. Trong đồ án này, sẽ sử dụng phƣơng trình Kister – Hass : .d h2 0,125 G 0,1 TS 0,5 CSB 0,114.[ ] .[ ] .[ ] L L hcl (p. 279, [5]) Với : CSB : Hệ số sặc trong phƣơng trình Souders – Brown , ft/s dh Đƣờng kính lỗ, in. σ Sức căng bề mặt, dyne/cm. TS Khoảng cách giữa các đĩa, in. hcl Chiều cao lớp chất lỏng ở chế độ chuyển tiếp từ chế độ lớp bọt sang chế độ tia và đƣợc tính theo công thức 62, 2 10,5 ) n hcl hH 2O .( L 0, 29. Af 0,791.d 0,833 h h H 2O 1 0, 0036.QL0,59 . Af 1,79 với n = 0,0231 dh Af QL tải trọng lỏng, ft3/s Af phần diện tích lỗ trên phần diện tích sục khí Đối với mâm van, cũng có thể sử dụng công thức trên để dự đoán điểm sặc mâm nhƣng do chấp nhận các giả thuyết gần đúng nên các số liệu dự đoán có thể sai số khoảng 10% 19 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Để tính toán CSB chấp nhận các giả thuyết sau: Đƣờng kính lỗ: dh =0,5 in Khoảng cách mâm: TS = 24 in Chiều cao lớp chất lỏng trên mâm: hcl = 14 in Đoạn luyện : CSB 0,52.4,535 0,114. 26,57 Với : 0,25 0,1 2, 789 24 . . 14 26,57 0,5 0, 08ft/s luyen 4,535dyne / cm 3 L 26,57lb / ft 3 V 2, 789lb / ft Đoạn chƣng : CSB 0,52.3, 725 0,114. 27,89 0,25 0,1 2,19 24 . . 27,89 14 0,5 0, 076ft/s luyen 3, 725dyne / cm ' 3 Với : L 27,89lb / ft ' 3 V 2,19lb / ft L G U S , ft CSB Công thức tính tốc độ sặc : G U S , ft CSB L G 0, 233 ft / s G Đoạn chƣng : U S , ft CSB ' L 'G 0, 259 ft / s 'G Đoạn luyện : (p.33,[13]) Diện tích sục khí thực của tháp AN : Giả thiết tháp thiết kế làm việc tại điểm 80% tốc độ sặc đĩa đế đảm bảo an toàn cho tháp. AN CFS , ft 2 ( SF ).(0,8).U S , ft (p,290, [5]) Với tháp chƣng luyện, hệ số giảm tốc SF = 0,9 đối với đoạn luyện và SF = 0,9 đối với đoạn chƣng, ta có : 20 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Đoạn luyện : CFS=906,5 (m3/h)= 8,74(ft3/s) AN 8, 74 51,93 ft 2 0,9.0,8.0, 233 Đoạn chƣng : CFS=426,8 (m3/h)= 4,11(ft3/s) AN 4,11 22, 02 ft 2 0,9.0,8.0, 259 Để tính sơ bộ diện tích chảy truyền lỏng AD sẽ sử dụng các giá trị tốc độ tối đa của lỏng trong kênh chảy truyền ở bảng 7.5 (p,45, [13]). ]), Cho tháp hoạt động ở áp suất P = 1910 Kpa theo bảng trên tốc độ của dòng lỏng trong kênh chảy truyền nằm trong khoảng (0,4:0,5) ft/s . Chọn tốc độ này bảng UD=0,45 ft/s. Ở đây không cần chú ý đến hệ số giảm tốc vì trong bảng đã tính đến xu thế tạo bọt của hệ. Công thức tính diện tích chảy truyền của lỏng AD GPM QL 5,17 Đoạn luyện : AD 11,5 ft 2 UD U D 0, 45 GPM Q 5,83 2 L Đoạn chƣng : AD U U 0, 45 12,9 ft D D 1.2 Tính đƣờng kính tháp : Tiết diện ngang của tháp : AT AN AD (p.294,[5]) Đoạn luyện : ATL=51,93+11,5=63,43 ft2DT=8,98 ft = 2,74 m Đoạn chƣng: ATC=22,02+12,9=34,92 ft2DT=6,67 ft = 2,03 m Với đƣờng kính tháp tính bằng công thức : DT 4 AT Bảng kết quả tính toán sơ bộ đƣờng kính tháp : Đại lƣợng Ký hiệu dh, in TS, in hcl, in CSB, ft/s US,ft , ft/s AN, ft2 AD, ft2 AT, ft2 DT, ft Đƣờng kính lỗ Khoảng cách mâm Chiều cao lớp chất lỏng trên mâm Hệ số sặc Tốc độ sặc Diện tích sục khí hữu dụng Diện tích chảy truyền lỏng Tiết diện ngang của tháp Đƣờng kính tháp 21 Đoạn luyện 0,5 24 14 0,08 0,233 51,93 11,5 63,43 8,98 Đoạn chƣng 0,5 24 14 0,076 0,259 22,02 12,9 34,92 6,67 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Trong đồ án này , đƣờng kính hai đoạn khác nhau không đáng kể, Chính vì vậy, đƣờng kính hai đoạn sẽ đƣợc chọn bằng nhau và bằng đƣờng kính lớn nhất trong hai đƣờng kính đã tính. Chọn đƣờng kính tháp là 2,8m. 2 Sắp đặt sơ bộ mặt đĩa: 2.1 Số đƣờng đi của lỏng trên mâm: Ở giai đoạn đầu cần tiến hành sắp đặt sơ bộ diện tích mặt đĩa, vì sắp đặt mặt đĩa sẽ ảnh hƣởng tới kích thƣớc của tháp, Trong đồ án này, sắp đặt sơ bộ mặt đĩa sẽ dựa vào hƣớng dẫn chi tiết sắp đặt mặt đĩa của các hãng. Để xác định số đƣờng đi của lỏng trên đĩa trƣớc tiên cần phải tính sơ bộ chiều dài ngƣỡng chảy tràn : LW=0,8.DT = 0,8.9,18 7,344 ft (p.121, [5]) Tải trọng tính theo 1 đơn vị chiều dài ngƣỡng chảy tràn: QL Đoạn luyện : GPM , gpm / in LW p.121, 5 (ft2/s) Lƣu lƣợng lỏng GPM=572,8 (m3/h) = 5,17(ft3/s) Đoạn chƣng : (ft2/s) Lƣu lƣợng lỏng GPM = 5,83(ft3/s) Chọn đƣờng đi của lỏng trên mâm phải đảm bảo điều kiện mỗi đƣờng đi của lỏng có tải trọng lỏng QL (tính theo một đơn vị chiều dài của ngƣỡng chảy tràn) nằm trong khoảng (7:13) gpm/in hay (100-140 m3/h.m). Nhƣ vậy sẽ thiết kế mâm có 1 đƣờng đi đoạn luyện và 1 đƣờng đi đoạn chƣng. 2.2 Khoảng cách giữa các mâm : Đối với đoạn chƣng của tháp chọn sơ bộ khoảng cách giữa các mâm TS = 24 in là phù hợp và đối với đoạn luyện cũng tƣơng tự TS = 24 in. 2.3 Các kích thƣớc khác : Ở giai đoạn thiết kế sơ bộ các kích thƣớc sau đây có thể coi là phù hợp cho việc sắp đặt mặt mâm : Phần diện tích lỗ: Af = 0,2 22 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Chiều cao ngƣỡng chảy tràn ở cửa ra khỏi mâm của lỏng: hw = 2,5 in Chiều cao mức chất lỏng trong ở trên mâm: hcl = 2 in Bề dày của mâm (thép cacbon) tt = 0,3 in 2.4 Bƣớc lỗ : Các lỗ đƣợc phân bố theo hình lục giác đều, bƣớc lỗ tính theo công thức : p 0,951. dh Af 0,951. 0,5 0,2 1,06 2.5 Sắp xếp kênh chảy chuyền : Kết quả tỉ lệ diện tích chảy truyền trên diện tích tiết diện ngang, có bảng : Đại lƣợng DT (ft) Đoạn luyện 9,18 Đoạn chƣng 9,18 AT (ft2) 63,585 63,585 AD, ft2) 11,5 12,9 AD/AT (%) 18 20,28 Diện tích chảy truyền lỏng trong đoạn luyện và đoạn chƣng là khá nhỏ nên không cần giảm diện tích này. Ta có bảng : Đại lƣợng Ký hiệu Đơn vị Đoạn luyện Đoạn chƣng Đƣờng kính tháp DT ft 9,18 9,18 Diện tích tiết diện ngang của tháp AT ft2 63,585 63,585 Diện tích chảy truyền lỏng mép trên ADT ft2 11,5 12,9 Diện tích chảy truyền lỏng mép dƣới ADB ft2 11,5 12,9 Diện tích sục khí của mâm AB =AT-ADT-ADB ft2 40,585 37,785 Diện tích làm việc thực của mâm AN=AT-AD ft2 52,085 50,685 2.6 Chiều dài ngƣỡng chảy tràn và chiều rộng kênh chảy truyền : Các đại lƣợng này tính đƣợc từ hình dạng của kênh chảy truyền, Để xác đinh nhanh các đại lƣợng này cũng có thể sử dụng các đồ thị của Bolles (p,343, [5]) : 23 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Ta có bảng : Đại lƣợng AD/AT Ký hiệu Đoạn luyện Đoạn chƣng % 9,043 10,144 0,7 0,72 77,112 79,315 0,14 0,158 Lw/Dj theo Hình 7.51b (p.124,[2]) Chiều dài của ngƣỡng chảy tràn Lw, in Wdc/DT theo Hình 7.51b (p.124,[2]) Chiều rộng của kênh chảy truyền Wdc, in 15,422 17,405 Đƣờng đi của lỏng trên mâm FPL, in 79,315 75,349 Kiểm tra đƣờng đi của lỏng trên mâm FPL = DT – Wdc , phải lớn hơn 12 in, Kết quả thu đƣợc hoàn toàn thỏa mãn. 3 Tổng kết sắp xếp mặt đĩa : Ta có bảng : Đại lƣợng Đƣờng kính đĩa Ký hiệu Đoạn luyện Đoạn chƣng DT, ft 9,18 9,18 63,585 63,585 11,5 12,9 5,75 6,45 52,085 50,685 46,335 44,235 0,00137 0,00136 2 Diện tích tiết diện ngang của đĩa AT, ft 2 Diện tích chảy truyền lỏng ở mép trên ADT, ft 2 Diện tích chảy truyền lỏng ở mép dƣới ADB, ft Diện tích thực của đĩa AN, ft 2 2 Diện tích sục khí AB, ft 2 Diện tích lỗ Ah, ft Chiều dài ngƣỡng chảy tràn Lw, in 75,6 77,76 Chiều dài kênh chảy truyền phía đáy in 75,6 77,76 Chiều rộng kênh chảy truyền phía đỉnh in 15,12 17,064 Chiều rộng kênh chảy truyền phía đáy in 15,12 17,064 Độ dài đƣờng đi của lỏng trên mâm FPL in 77,76 73,872 Khoảng cách giữa các đĩa TS,in 24 24 Đƣờng kính lỗ dh, in 0,5 0,5 Af 0,2 0,2 hw, in 2,5 2,5 Phần diện tích lỗ Chiều cao ngƣỡng chảy tràn 24 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Chiều cao lớp chất lỏng trong trên đĩa hcl, in 2 2 Chiều dày của đĩa tt, in Bƣớc lỗ ρ, in 0,25 1.06 0,25 1.06 3.1 Kiểm tra sặc đĩa : Khi thiết kế tháp thƣờng chọn tốc độ làm việc cùa tháp bằng khoảng (80-85)% tốc độ sặc đĩa, Đây là khoảng an toàn cần thiết do có thể có những sai số của các số liệu cũng nhƣ của các phƣơng trình dùng để tính toán - thiết kế. Ngoài ra, chọn giới hạn làm việc trên cũng có thể tránh đƣợc sự giảm hiệu suất đĩa thƣờng xảy ra ở ngay lân cận điểm sặc. Chiều cao lớp chất lỏng trên mâm ở chế độ phun tia hcl, in cột nƣớc hH 2O Ta có bảng : 0, 29. Af 0,791.d 0,833 h 1 0, 0036.QL0,59 . Af 1,79 Đại lƣợng Lƣu lƣợng thể tích GPM (p,320, [5]) Ký hiệu GPM, gl/m Đoạn luyện Đoạn chƣng 2522 2619 Lw, in 75,6 77,76 Tải trọng lỏng QL, gpm/in 33,360 33,681 Đƣờng kính lỗ dh, in 0,5 0,5 Af 0,2 0,2 hcl, in cột H2O 0,538 0,538 n 0,05775 0,05775 ρL, lb/ft3 26,57 27,89 hcl, in cột lỏng 3,680 3,588 TS, in 24 24 0,080 0,076 2,789 2,19 8,74 4,11 52,085 50,685 Chiều dài ngƣỡng chảy tràn Phần diện tích lỗ Chiều cao lớp chất lỏng trên trong ở trên đĩa ở chế độ phun tia Thông số n =0,0231 (dh/ Af) Khối lƣợng riêng của pha lỏng Chiều cao lớp chất lỏng trong tại chế độ chuyển tiếp từ lớp bọt sang phun tia Khoảng cách giữa các đĩa Thông số c tại điểm sặc mâm CSB, ft/s Khối lƣợng riêng của pha hơi ρv, lb/ft 3 Lƣu lƣợng thể tích CFS, ft3/s 2 Diện tích thực của đĩa AN, ft Tốc độ hơi US, ft/s 0,168 0,152 Thông số đặc trƣng cho tải trọng hơi Cs, ft/s 0,057 0,044 SF 0,9 0,9 Hệ số giảm sốc 25 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Thông số C tại điểm sặc mâm C*SB, ft/s 0,072 0,07 % sặc mâm % 79,77 63,137 3.2 Kiểm tra khả năng tắc nghẽn kênh chảy truyền lỏng : Để kiểm tra kênh chảy truyền, sử dụng phƣơng trình của Koch. Phƣơng trình này đƣợc thiết lập dựa vào thời gian lƣu lớn nhất của lỏng trong kênh chảy truyền. Tiêu chuẩn về thời gian lƣu này cũng có thể biểu diễn qua tiêu chuẩn về tốc độ lớn nhất của lỏng qua kênh chảy truyền. Phƣơng trình Koch có dạng : TS QD max 448,8( ).SF, gpm/ ft 2 (p, 288, [5]) 12.tR Với : tR: thời gian lƣu của dòng lỏng trong kênh chảy truyền TS: Khoảng cách giữa các đĩa, in SF: Yếu tố giảm tốc Tải trong làm việc của kênh chảy truyền QD : QD GPM , gpm / ft 2 AD Ta có bảng : Đại lƣợng ρL-ρV, lb/ft Đoạn luyện Đoạn chƣng 3 23,78 25,70 Thời gian lƣu lỏng trong kênh chảy truyền tR, s 3,4 3.8 Khoảng cách giữa các đĩa TS, in 24 24 0,9 0,9 237,6 212,59 2522 2619 11,5 12,9 219,30 203,02 92,30 95,50 Yếu tố giảm sốc SF Tải trọng lỏng của kênh chảy truyền QDmax, gpm/ft Lƣu lƣợng thể tích GPM Diện tích chảy truyền lỏng ở mép trên ADT, ft 2 Tải trọng lỏng của kênh chảy truyền QD, gpm/ft % QDrnax 2 2 Nhận xét: Kết quả kiểm tra sặc mâm cho thấy % sặc mâm của đoạn chƣng là hợp lý (63,137 %), đoạn luyện 79,77 % có thể chấp nhận. Kết quả kiểm tra tắc nghẽn kênh chảy truyền lỏng cho thấy: với kích thƣớc kênh chảy truyền lỏng đã tính toán thì tháp sẽ không có hiện tƣợng tắt nghẽn kênh chảy truyền (do % QDmax 0,0208 thì tháp làm việc ở chế độ nhũ tƣơng. Ta có bảng : Đại lƣợng Lƣu lƣợng dòng lỏng L, lb/h Đoạn luyện Đoạn chƣng 457400 672300 Lƣu lƣợng dòng hơi V, lb/h 713800 475600 Khối lƣợng riêng của pha lỏng ρL, lb/ft 26,57 27,89 Khối lƣợng riêng của pha hơi ρv , lb/ft 3 2,19 0,208 0,396 1 1 46,335 44,235 Bƣớc lỗ ρ, in 1,58 1,58 Chiều dài ngƣỡng chảy tràn Lw, in 75,6 77,76 Chiều cao lớp lỏng trong trên đĩa hcl, in cột lỏng 0,538 0,538 Thông số dòng chuyển tiếp 0,02 0,018 Thông số dòng FLV Số đƣờng đi của lỏng trên đĩa Nρ Diện tích sục khí Ab, ft2 27 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Nhận xét: Tất cả các thông số dòng chuyển tiếp đều vƣợt qua giá trị thông số dòng ở chế độ chuyển tiếp lớp bọt - nhũ tƣơng, Do đó, chế độ làm việc của mâm là chế độ làm việc nhũ tƣơng. 4.2 Xác định lƣợng lỏng cuốn theo hơi : Nếu lƣợng lỏng bị cuốn theo hơi cao quá mức cho phép thì đƣờng kính tháp thì đƣờng kính tháp hoặc khoảng cách mâm thƣờng đƣợc tăng lên, Lƣợng lỏng tối đa cho phép cuốn theo hơi là 0,1 lb, ψmax= 0,1. Giá trị lỏng cuốn theo hơi của mâm phải nhỏ hơn giá trị này để đảm bảo mâm hoạt động ổn đinh, Nếu lớn hơn giá trị này thì hiệu suất mâm sẽ giảm đáng kể. Ở chế độ bọt (hay chế độ nhũ tƣơng) để dự báo lƣợng lỏng bị cuốn theo hơi có thể sử dụng phƣơng trình của Fair (p.298, [5]). Ta có bảng : Đại lƣợng Đoạn luyện Đoạn chƣng Thông số dòng FLV 0.2 0.396 ψ max 0,1 0,1 0.012 0.005 ψ(60% sặc mâm) ψ( 70% sặc mâm) 0.014 0.008 Từ bảng kết quả trên, nhận thấy giá trị ψ thực tế nhỏ hơn nhiều so với giá trị tối đa ψ max , nên vấn đề lỏng cuốn theo hơi trong tháp chƣng luyện không ảnh hƣởng đến hiệu suất mâm. 4.3 Thời gian lƣu của lỏng trong kênh chảy truyền : Việc kiểm tra ở đây nhằm mục đích chỉ ra thời gian lƣu biểu kiến của lỏng trong kênh chày truyền và kiểm tra xem thời gian này có nằm trong giới hạn cho phép hay không. Ta có bảng : Đại lƣợng Đoạn luyện Đoạn chƣng 2 Diện tích trung bình kênh chảy truyền lỏng Aρtb, ft 11,5 12,9 Khoảng cách giữa các đĩa TS, in 24 24 3 Thể tích của kênh chảy truyền lỏng Vρ, ft 23 25,8 Thòi gian lƣu của lỏng trong kênh chảy tR, s 4,159 4,51 3 Lƣu lƣợng dòng lỏng L L, ft /s 5,53 5,72 truyền 3 Thời gian lƣu tối thiểu lỏng trong kênh chảy tRmin, s 3 Nhận xét : truyền Hệ có khả năng tạo bọt cao, thời gian lƣu nhỏ nhất trong kênh chảy truyền lỏng là 4 giây. Từ bảng kết quả trên ta thấy thời gian lƣu của lỏng trong kênh chảy truyền nằm trong giới hạn cho phép. 28 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa 4.4 Trở lực của mâm : Thông thƣờng trở lực của mâm nằm trong khoảng 50: 120 mm cột chất lỏng. Nếu trở lực của mâm nằm ngoài khoảng trên, cần điều chỉnh lại thông số quyết định hơn là thông sô phần diện tích lỗ và chiều cao ngƣỡng chảy tràn. Đĩa khô : Đại lƣợng Đƣờng kính lỗ dh,in Đoạn luyện Đoạn chƣng 0,5 0,5 0,3 0,3 0,6 0.,6 9,267 8,847 Tốc độ dòng khí qua lỗ Uh (ft/s) 0,571 0,465 Hệ số K=50,8/Cv2 0,811 0,809 Trờ lực của đĩa khô hd, in 62,605 62,798 Bề dày van tv, in Ti số tv/dh Tổng diện tích các lỗ trên đĩa Ah ,ft 2 Đĩa ƣớt : Đại lƣợng Đoạn luyện Đoạn chƣng Chiều cao lớp chất lỏng phía trên ngƣỡng chảy tràn ,in 2,52 2,12 Chiều cao lớp chất lỏng trên đĩa ,hcl in 5,02 4,62 3 Khối lƣợng riêng của pha hơi ρV, lb/ft 2,789 2,19 Tốc độ dòng khí qua lỗ Uh, ft/s 0,114 0,093 Fh=Uh.G0,5 0.191 0,137 Yếu tố sục khí 0,62 0,6 Trở lực do chất lỏng tạo ra hl’,in 2,2 2,1 Thông số Tổng kết : Tổng trở lực của đĩa Tổng trở lực của đĩa ht, in cột lỏng Đoạn Luyện Tổng trở lực của đĩa ht, mm cột lỏng Đoạn chƣng 4.344 3.164 110.349 80.372 4.5 Kiểm tra chiều cao mực chất lỏng trong kênh chảy truyền : Chiều cao lớp bọt phía trên ngƣỡng chảy tràn hOW : hoW 0, 48.FW .QL2/3 , in (p.315,[5]) Chiều cao lớp chất lỏng trong trên mâm hC : hC hoW hW 0,5hHg , in (p.315,[5]) trong đó: gradient thủy lực: hhg = 0 , in cột lỏng 29 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa GPM Tổng trở lực của đĩa ht : ht hd 0, 4. LW 2/3 0, 4hW , in cột lỏng (p.315,[5]) Trở lực tạo ra khi dòng lỏng đi qua khe giũa của mép dƣới kênh chảy tràn hda : GPM hda 0, 03. 100.A da 2 Trong đó: Ada = LW.hcl (p.316,[5]) Chiều cao chất lỏng trong kênh chảy truyền hdc : hdc = ht + hw + how + hda + hhg , in Cột bọt h’dc : h 'dc p.316, 5 hdc , in (p.317,[5]) f dc Với fdc : khối lƣợng riêng trung bình lớp bọt Ta có bảng : Đại lƣợng Hệ sô hiệu chỉnh trở lực Ký hiệu Fw Đoạn luyện Đoạn chƣng 1,08 1,01 Tải trọng lỏng Chiêu cao lớp bọt phía trên ngƣỡng chảy tràn Chiều cao ngƣỡng chảy tràn QL, gpm/in 33,360 33,681 how, in 5,372 5,056 hw, in 2,5 2,5 Tổng trở lực của mâm ht, in 4,344 3,164 Gradient thủy lực hhg, in 0 0 Chiều cao lớp chất lỏng trên mâm hC, in 5,02 4,62 Chiêu dài ngƣỡng chảy tràn Lw, in 75,6 77,76 Chiều cao lớp chất lỏng trong trên đĩa Diện tích khe giữa mép dƣới của kênh chảy truyên và mặt đĩa Lƣu lƣợng thể tích GPM Trờ lực tạo ra khi dòng lỏng đi qua khe giữa mép dƣới kênh chảy tràn Chiểu cao lớp lỏng trong kênh chảy truyền (p.42,[13]) Khối lƣợng riêng trung bình của lớp bọt theo Bảng 7.4 (p.44,[13]) Cột bọt hcl, in 3,680 3,588 Ada, ft2 1,932 1,938 gpm 2522 2619 hda, in 1,215 1,321 hdc, in cột H2O 10,579 9,105 fdc, lb/ft 0,5 0,5 h'dc, in 21,158 18,211 Khoảng cách giữa các đĩa % chiều cao lớp bọt trong kênh chảy truyền TS, in 24 24 79,8 68,7 30 % SVTH : Nguyễn Thanh Huyền 5 GVHD: Tạ Đăng Khoa Kiểm tra khoảng làm việc của mâm : 5.1 Các thông số tính toán cần thiết cho kiểm tra khoảng làm việc của mâm : Đƣờng kính lỗ dh : d h 2 dv hv , in dv hv Phần diện tích lỗ Ah : Ah N v dv hv , in (p.282,[5]) 144 AB Thông số dòng FLV : FLV Thông số Fh của lỗ : Fh L V CFS Af AB Thông số FB : Fh U h V Tải trọng QL : Q L (p.282,[5]) V L (p.270,[5]) V (p.271,[5]) (p.271,[5]) GPM (p.270,[5]) LW Ta có bảng : Đại lƣợng Đoạn luyện Đoạn chƣng 0,114 0,093 Đƣờng kính van dv, in 1,9 1,9 Chiều cao mở van hv, in 0,08 0,08 Đƣờng kính lỗ dh,in 0,5 0,5 46,335 44,235 0,2 0,2 0,571 0,465 Lƣu lƣợng dòng lỏng L, lb/h 457400 672300 Lƣu lƣợng dòng hơi V, lb/h 713800 475600 Khối lƣợng riêng của pha lỏng L, lb/ft3 26,57 27,89 Khối lƣợng riêng của pha hơi V, lb/ft3 2,789 2,19 Thông số dòng FLV 0,208 0,396 Thông số Fh của lỗ 0,954 0,687 Thông số FB 0,191 0,137 Tải trọng QL, gpm/in 33,360 33,681 Tốc độ dòng hơi UB ft/s Diện tích sục khí AB, ft2 Phần diện tích lỗ Af Tốc độ hơi đi trong đĩa Uh, ft/s 31 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa 5.2 Kiểm tra rò rỉ lỏng qua lỗ : Chiều cao lớp bọt phía trên ngƣỡng chảy tràn phía trên ngƣỡng chảy tràn how : , in (p.315,[5]) Hệ số trong phƣơng trình tính trở lực đĩa khô : Trở lực đĩa khô hd : Trở lực do tạo bọt hơi : ( ) , (p.309,[5]) in (p.309,[5]) , in (p.302,[5]) Với : : sức căng bề mặt ( dyne/cm) Ta có bảng : Đại lƣợng Hệ số hiệu chỉnh chiều dài FW Đoạn luyện Đoạn chƣng 1,08 1,01 Tải trọng QL, gpm/in 33,360 33,681 Chiều cao lớp bọt phía trên ngƣỡng chảy tràn how, in 5,372 5,056 Tổng trở lực của mâm ht = hw + how, in 7.872 7,556 Hệ số thắt dòng cV 0,811 0,809 Hệ số trong phƣơng trình tính trở lực đĩa khô K 62,605 62,798 Khối lƣợng riêng của pha lỏng ρL, lb/ft3 26,57 27,9 2,789 2,19 Trở lực đĩa khô hd, in 2,144 1,064 Đƣờng kính lỗ dh, in 0,5 0,5 Sức căng bề mặt ơ, dyne/cm 4,535 3,725 Trở lực do tạo bọt hơi ha, in 1,215 1,321 hd + hσ , in 3.359 2,385 0,9 0,9 Khối lƣợng riêng của pha hơi ρV, lb/ft 3 ( hd + hσ)* tại điểm rò ri lỏng qua lỗ đĩa, in Các kết quả kiểm tra theo phƣơng trình Fair cho thấy ở điều kiện dƣới của khoảng làm việc cùa mâm sẽ không xảy ra hiện tƣợng rò rỉ lỏng qua lỗ ( hd+hσ) > (hd+hσ)*. Nhƣ vậy, không cần kiểm tuột lỏng qua lỗ cũng nhƣ tính phần lỏng rò rỉ qua mâm 32 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa 5.3 Kiểm tra mức độ kín của kênh chảy truyền : Chiều cao lớp chất lỏng trong trên mâm hc : , in ( p.313, 5) Chiều cao lớp chất lỏng ở chế độ chuyển tiếp lớp bọt sang phun tia hl : , in Trở lực đĩa ht : (p.313,[5]) , in (p.309,[5]) Trở lực tạo ra khi dòng lỏng qua khe giữa mép dƣới kênh chảy tràn hda : ( ) (p.318,[5]) Ta có bảng : Đại lƣợng Gradient thủy lực trên đĩa hhg, in Đoạn luyện Đoạn chƣng 0 0 Chiều cao lớp lỏng trên đĩa hc, in 5,02 4,62 Yeu tố sục khí p 0,62 0,6 Chiều cao lớp chất lỏng trong ở chế độ chuyền tiểp lớp bọt sang phun tia hcl, in Trờ lực đĩa khô hd, in 2,2 2,1 2,144 1,064 Trở lực đĩa ht, in 4,344 3,164 1,932 1,938 1,215 1,321 10,579 9,105 8,579 7,105 Diện tích của khe giữa mép dƣới của kênh chảy truyên Ad, ft2 Trờ lực do dòng lỏng tạo ra khi đi qua khe giữa mép dƣới của kênh chảy truyền và mặt đĩa hda,in Chiều cao lớp chất lỏng trong ở trong kênh chảy truyền hdc, in hdc –hcl, in Các kết quả cho thấy ở điều kiện làm việc của mâm, chiều cao mức chất-lỏng trong kênh chảv truyền cao hơn chiều cao khe hờ mép dƣới kênh chaỵ truyền và mặt mâm trên 2 in nên kênh chảy truỵền sẽ làm việc bình thƣờng. 6 Hiệu suất tháp : Hiệu suất tháp đƣợc xác định theo đồ thi (p.192,[7]) Với: µ đƣợc xác định tại nhiệt độ trung bình ứng với tháp tƣơng ứng 33 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Đoạn luyện : Nhiệt độ trung bình: t =-8 ᵒ Độ bay hơi tƣơng đối : 7.069.10-2 cP Ta có : µ.α = Dựa vào đồ thị => Eđoạn luyện = 65 % Đoạn chƣng : Nhiệt độ trung bình: t =60 ᵒ -2 cP Độ bay hơi tƣơng đối : iF .iW 0,972.3,985 1,968 Ta có : µ.α = 0.152 Dựa vào đồ thị => Eđoạn chƣng = 74 % 7 Chiều cao tháp : Đoạn luyện : Số mâm thực : Nluyện = Đoạn chƣng : Số mâm thực : Nchƣng = 3 ~5 0, 65 7 ~ 10 0, 74 Tổng số mâm tháp là 15 mâm. Chiều cao tháp đƣợc xác định theo công thức : H TSluyen .Nluyen TSchung .Nchung (0,8 1) (p.169,[7]) H 0,6096 7,62.103 .5 0,6096 7,62.103 .10 1 ~ 10.5 m 3 d 0,3in 7, 62.10 m TSluyen TSchung 24 in 0, 6096 m trong đó : Vậy chiều cao tháp H = 10,5 m 8 Tính toán cơ khí cho tháp: 8.1 Bề dày thân tháp : Tháp chƣng cất hoạt động ở áp suất thƣờng nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phƣơng pháp hàn giáp mối (phƣơng pháp hồ quang), Thân tháp đƣợc ghép với nhau bằng các mối hàn hồ quang giáp mí 1 phía. 34 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Để đảm bảo khả năng ăn mòn và chất lƣợng của sản phẩm đối với thiết bị, ta chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép không gỉ mã X18H10T. Thân thiết bị đƣợc hàn kín với nắp và đáy bằng mối hàn hồ quang giáp mí 1 phía. Áp suất tính toán : Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán: Ptt Pcl htl , N/mm2 (p.42,[8]) Với : Pcl : áp suất thủy tĩnh do chất lỏng ở đáy Để tháp hoạt động an toàn ở điều kiện nguy hiểm nhất nên ta có : 'xtb 426 447 Pcl x .g.H xtb .g.H .9, 81.10, 25 43891,17 N/m2 2 2 Từ đó ta có , áp suất tính toán cho tháp : 2 Ptt = 43891,7+ 18,85.1,01325.105 =1953868 (N/m2 ) ~ 1,954 N/mm Nhiệt độ tính toán : Chọn nhiệt độ tính toán : ttt = tđáy = 60oC , Ứng suất tiêu chuẩn đối với thép X18H10T :[]* = 140 (N/mm2) Đối với acid hệ số hiệu chỉnh : = 1 Vậy : ứng suất cho phép : [] = .[]* = 140 (N/mm2) Xác định bề dày thân chịu áp suất trong : Ta chọn phƣơng pháp chế tạo thân là phƣơng pháp hàn hồ quang điện bằng tay nên hệ số bền mối hàn h = 0,95 Ta có : 140 Xét tỷ số : .h 1,954 .0,95 68, 07 25 Do đó, bề dày tính toán của thân đƣợc tính theo công thức sau : S 't P.Dt 1,954.2800 20,5 mm 2. .h 2.140.0,95 (p.97, [8]) Bề dày thực của thân : St = S’t + C Với : C là hệ số bổ sung bề dày và C = Ca + Cb + Cc + Co Ta có : Ca : hệ số bổ sung do ăn mòn hoá học, phụ thuộc vào tốc độ ăn mòn của chất lỏng, Chọn tốc độ ăn mòn của acid là 0,1 (mm/năm),thiết bị hoạt động trong 10 năm, do đó Ca = 1 mm Cb : hệ số bổ sung do bào mòn cơ học, chọn Cb = 0 mm 35 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Cc : hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, chọn Cc = 0,5 mm Co : hệ số bổ sung qui tròn, chọn Co =0,95 (mm) C = 1 + 0 + 0,5 = 1,5 (mm) Vậy : St = 20,5 + 1,5 = 22 (mm) Kiểm tra lại ta có : St Ca 22 1 7,5.103 0,1 đúng Dt 2800 Kiểm tra áp suất tính toán cho phép : P 2. .h. ( St Ca ) 2.140.0,95.(22 1) 1,98 1,954 đúng Dt St Ca 2800 (22 1) Vậy : Bề dày thực của thân là St = 22 (mm), Chọn bề dày St= 22 mm 8.2 Bề dày đáy và nắp thiết bị : Theo quan điểm chịu p suất , đáy (nắp ) có dạng hình elip là hợp lí nhất của thiết bị hình trụ hoặc nồi hơi (1 phần do đáy, nắp hình cầu chỉ chịu đƣợc áp suất dƣ đến 0,07 N/mm2 , chế tạo đáy bằng phƣơng pháp dập. Chọn đáy và nắp có dạng là ellipise tiêu chuẩn, có gờ bằng thép X18H10T Theo tài liệu [8], ta thấy rằng công thức thức tính toán bề dày thân, đáy và nắp chịu áp suất trong là nhƣ nhau, Nên chọn bề dày của đáy và nắp là S đ = Sn = 22(mm) Tỉ lệ giữa chiều cao phần elip tiêu chuẩn của đáy h và đƣờng kính thiết bị h/D =0,25. Nên ta có h= 0,25 . D = 0,25 . 2800 = 700 mm Đáy (nắp) chịu áp suất trong : Ptrong = 1,954 N/mm2 mm Elip tiêu chuẩn Rt=Dt=2800 mm 36 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa S= S’+C=20,5 + 1,5 = 22 mm Kiểm tra lại : Đáy (nắp) chịu áp suất ngoài : với Ta có : Với : x : là tỉ số giới hạn đàn hồi của vật liệu làm đáy (nắp) với giới hạn chảy ct : giới hạn chảy của vật liệu làm đáy (nắp) Et : mô đun đàn hồi của vật liệu làm đáy (nắp) thỏa P= Các kích thƣớc của đáy và nắp ellipise tiêu chuẩn, có gờ theo DIN 28913: Đƣờng kính trong: Dt = 2800 (mm). Đƣờng kính ngòai : Dn=Dt +2S=2844 mm R1=0,8Dt=0,8.2800=2240 mm R2=0,15Dt=0,15.2800=420 mm ht =700(mm) Chiều cao gờ: hgờ = h = 45 (mm). Diện tích bề mặt trong: Sđáy +nắp = 6,55 (m2) 8.3 Đƣờng kính các ống dẫn – Bích ghép các ống dẫn: Mặt bích là bộ phận quan trọng dùng để nối các phần của thiết bị cũng nhƣ nối các bộ phận khác với thiết bị. Các loại mặt bích thƣờng sử dụng: Bích liền: là bộ phận nối liền với thiết bị (hàn, đúc và rèn). Loại bích này chủ yếu dùng thiết bị làm việc với áp suất thấp và áp suất trung bình. Bích tự do: chủ yếu dùng nối ống dẫn làm việc ở nhiệt độ cao, để nối các bộ bằng kim loại màu và hợp kim của chúng, đặc biệt là khi cần làm mặt bích bằng vật liệu bền hơn thiết bị 37 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Bích ren: chủ yếu dùng cho thiết bị làm việc ở áp suất cao Bích đƣợc làm bằng thép carbon , cấu tạo của bích là bích liền không cổ. 8.3.1 Vị trí nhập liệu : Lƣu lƣợng nhập liệu: GF = 5814 (kmol/h) =496 (m3/h). Chọn vận tốc chất lỏng nhập liệu: vF = 2 (m/s), Đƣờng kính ống nhập liệu: dF = Chọn đƣờng kính ống nhập liệu: dF = 300(mm), Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lF = 140 (mm) (p.434,[7]) Các thông số của bích ghép ống dẫn nhập liệu: Dy D Dn Db D1 h Bu lông db Z mm 300 485 325 430 8.3.2 Ống hơi ở đỉnh tháp: (cái) 390 32 M27 16 Lƣu lƣợng hơi ở đỉnh tháp: gd = 3640 (kmol/h) =76840 (kg/h). Lƣu lƣợng hơi ra khỏi tháp: Qh gd h = 76840/35,04= 2193 (m3/h), Chọn vận tốc hơi ở đỉnh tháp: vh = 20 (m/s), Đƣờng kính ống dẫn hơi: dh = Chọn đƣờng kính ống dẫn hơi: dh = 0,2 (m) Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lh = 130 (mm), (p,434,[7]): Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi ở đỉnh tháp: Dy Db Dn D D1 h Bu lông db (mm) 200 330 219 280 38 Z (cái) 248 32 M22 8 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền 8.3.3 GVHD: Tạ Đăng Khoa Ống hoàn lưu: Lƣu lƣợng hoàn lƣu: Ghl=2D=2x3640 =7280 kgmol/h= 153680 kg/h Khối lƣợng riêng của chất lỏng hoàn lƣu, ở tD = 80oC: hl = 850,6 kg/m3 Lƣu lƣợng chất lỏng hoàn lƣu: Qhl Ghl hl m3/h. = Chọn vận tốc chất lỏng hoàn lƣu (tự chảy từ bộ phận tách lỏng ngƣng tụ vào tháp): vhl = 1,7 (m/s), Đƣờng kính ống hoàn lƣu: dhl = Suy ra: chọn đƣờng kính ống hoàn lƣu: dhl = 200 (mm), Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhl = 130 (mm), Các thông số của bích ghép ống dẫn hoàn lƣu: Dy D Dn Db D1 H Bu lông db Z mm 219 (cái) 200 330 280 248 8.3.4 Ống dẫn hơi vào đáy tháp: 32 M22 8 Lƣu lƣợng hơi vào đáy tháp: g’1 = 14941 (Kg/h), Khối lƣợng riêng của hơi vào đáy tháp: hd = 9,588 (Kg/m3) Lƣu lƣợng hơi vào tháp: Qhd g '1 hd = 1539 (m3/h), Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp: vhd = 20 (m/s), Đƣờng kính ống dẫn hơi: dhd = Suy ra: chọn đƣờng kính ống dẫn hơi: dhd = 0,15 (m), Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhd = 130 (mm), 39 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi vào đáy tháp: Dy Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) 150 8.3.5 300 159 250 (cái) 218 28 M22 8 Ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp: Lƣu lƣợng chất lỏng vào nồi đun: G’1 =WxMW=1771 . 45,82 =81147,22 (kg/h), QL G '1 L = 81147 3 0 o 3 181, 7 (m /h), ở t c =60 c thì w=446,6 (kg/m ) 446, 6 Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun (chất lỏng tự chảy vào nồi đun): vL = 0,8 (m/s), Đƣờng kính ống dẫn chất lỏng: dL= Chọn đƣờng kính ống dẫn: dL = 0,3 (m), Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lL = 140 (mm), Các thông số của bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp: Dy D Dn Db D1 H Bu lông db Z mm 150 280 159 (cái) 240 212 14 M20 8 8.3.6 Ống dẫn chất lỏng từ nồi đun (sản phẩm đáy): Lƣu lƣợng sản phẩm đáy: GW = W.MW = 30220 (Kg/h), Khối lƣợng riêng của sản phẩm đáy, tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ở tW= 60oC : W = 533 (Kg/m3), Lƣu lƣợng sản phẩm đáy: QW 40 GW W = 57,7 (m3/h), SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Chọn vận tốc sản phẩm đáy (chất lỏng tự chảy): vW = 0,08 (m/s), Đƣờng kính ống dẫn sản phẩm đáy: dW= V ~ 0,15(m) 3600. : chọn đƣờng kính ống dẫn: dW = 0,15 (m), Chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lW = 100 (mm), Các thông số của bích ghép ống dẫn sản phẩm đáy: Dy D Dn Db D1 H Bu lông db Z mm 100 205 108 (cái) 170 148 14 16 4 8.4 Tai treo và chân đỡ: 8.4.1 Tính trọng lượng của toàn tháp: Khối lƣợng của một mâm: (thép X18H10T: X18H10T = 7900 (Kg/m3)), m1 = 4 .Dt2 . mâm .0,9. 4 .2,82.7,62 x103.0,9.7900 334( kg ) (Kg). Khối lƣợng của thân tháp: 2 2 2 2 m2= . D ng – D t .H than . X 18 H 10T . 2,844 2,8 .10,5.7900 16179(kg ) 4 4 Khối lƣợng của đáy (nắp) tháp: m3 = Sđáy xđáy x X18H10T = 6,55 x 0,01 x 7900 = 518 (Kg), Khối lƣợng của toàn tháp: m = 15.m1+m2+2.m3=334.15+16179+2.518=21707 (kg) Suy ra trọng lƣợng của toàn tháp: P = m.g = 217070(N). 8.4.2 Chân đỡ tháp: Chọn chân đỡ: tháp đƣợc đỡ trên bốn chân, Tải trọng cho phép trên một chân: Gc =P/4=217070/4 =54267 (N). Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: Gc = 6x104 (N). 41 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Truïc thieát bò Theo ñaùy thieát bò Các kích thƣớc của chân đỡ: (tính bằng mm) L B B1 B2 H H S L d 300 240 260 370 450 226 18 110 34 42 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa CHƢƠNG 5: TÍNH TOÁN THIẾT BỊ PHỤ 1 Thiết bị đun sôi đáy tháp : Chọn thiết bị đun sôi đáy tháp là nồi đun Kettle, Ống truyền nhiệt đƣợc làm bằng thép X18H10T, kích thƣớc ống 38 x 3: Đƣờng kính ngoài: dn = 38 (mm) = 0,038 (m) Bề dày ống: t = 3 (mm) = 0,003 (m) Đƣờng kính trong: dtr = 0,032 (m) Chọn hơi đốt là hơi nƣớc ở 6 atm [12] Nhiệt hóa hơi: rH O = rn = 2189500 (J/kg) 2 Nhiệt độ sôi: t H O = tn = 152,25 (oC) 2 Dòng sản phẩm tại đáy có nhiệt độ: Trƣớc khi vào nồi đun (lỏng): tS1 = 55,5 (oC) Sau khi đƣợc đun sôi (hơi): tS2 = 59,7 (oC) Hiệu số nhiệt độ trung bình: Chọn kiểu truyền nhiệt ngƣợc chiều, nên: tlog= 152,3 55,5 152,3 59, 7 36, 66 (K). 152,3 55,5 ln 152,3 59, 7 Hệ số truyền nhiệt: Hệ số truyền nhiệt K đƣợc tính theo công thức nhƣ đối với tƣờng phẳng: K 1 ,(W/m2.K) 1 1 rt n S Với: o n : hệ số cấp nhiệt của hơi đốt (W/m2.K). o S : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m2.K). o rt : nhiệt trở qua thành ống và lớp cát 43 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Nhiệt tải qua thành ống và lớp cát: qt t w1 t w 2 , (W/m2). rt Trong đó: tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi đốt (trong ống), oC tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống), oC rt t r1 r2 t Bề dày thành ống: t = 0,003 (m) Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 16,3 (W/mK) (Bảng XII,7, p.313, [6]) Nhiệt trở lớp bẩn trong ống: r1 = 1/5800 (m2,K/W) (Bảng 31, p.419, [6]) Nhiệt trở lớp cáu ngoài ống: r2 =1/5800 (m2K/W) Nên: rt = 5,289x10-4 (m2K/W) Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng sản phẩm đáy ngoài ống: Áp dụng công thức (V.89), trang 26, [6]: .r S = 7,77 , 10 . h h -2 0,033 . 0,333 . 0,75 .q 0,7 0,45 .c 0.117.Ts0,37 Nhiệt độ sôi trung bình của dòng sản phẩm ở ngoài ống: ts ts1 ts 2 55,5 59, 7 o 57, 6 ( C) 2 2 TS = 57,6 + 273 = 330,6 (K) Tại nhiệt độ sôi trung bình thì: Khối lƣợng riêng của pha hơi trong dòng sản phẩm ở ngoài ống: h= x HW 1x52 1, 62 (kg/m3) RTS 0, 082 x330, 6 Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi đốt trong ống (p,120,[6]) : n 0,7254 rn . 2n .g.3n n .(t n - t W1 ).d tr Dùng phép lặp: chọn tW1 = 94,25 (oC) 44 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Nhiệt độ trung bình của màng nƣớc ngƣng tụ: tm = ½ (tn + tW1) = 123,25(oC) qt = qn = 23542,6 (W/m2) (xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể) tw2 = tw1 - qtrt = 68,893 (oC) S = 3125,215 (W/m2K) (với q = qt) qS = S (tW2 – tS) = 32618,5 (W/m2) Kiểm tra sai số: = qn qS qn 100% = 3,85% < 5% (thỏa) Kết luận: tw1 = 94,25 oC và tw2 = 68,893 oC Xác định hệ số truyền nhiệt: K 1 2 = 765,04 (W/m K) 1 1 5, 289.104 2182, 214 3125, 215 Bề mặt truyền nhiệt: Bề mặt truyền nhiệt đƣợc xác định theo phƣơng trình truyền nhiệt: F= Qc 28389471,52 1000 = 108,87 (m2) K .tlog 3600 765,04 94, 68 Cấu tạo thiết bị: Chọn số ống truyền nhiệt: n = 428 (ống), Ống đƣợc bố trí theo hình lục giác đều, Chiều dài ống truyền nhiệt: L = F d d tr n n 2 = 2,31 (m) chọn L = 3 (m) Tra bảng V,II, (p,48, [6]) Số ống trên đƣờng chéo: b =25 (ống) Tra bảng (p,75, [6]) Bƣớc ống: t = 48 (mm) = 0,048 (m) Áp dụng công thức (V.140), (p,49, [6]): Đƣờng kính trong của thiết bị: D = t.(b-1) + 4dn = 0,728 (m) 2 Thiết bị ngƣng tụ sản phẩm đỉnh: Chọn thiết bị ngƣng tụ vỏ – ống loại vỏ-ống đặt nằm ngang. Ống truyền nhiệt đƣợc làm bằng thép A304, kích thƣớc ống: 25x2, dài L=2m. 45 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Chọn nƣớc làm lạnh đi trong ống với nhiệt độ đầu: t1=-30, nhiệt độ cuối: t2=-10 Các tính chất lý học của propan làm lạnh (theo mô phỏng bằng phần mềm HYSYS 2006) ứng với nhiệt độ trung bình ttbN = t1 t 2 =-20 2 + Nhiệt dung riêng: cN = 2,27kJ/kg.độ + Khối lƣợng riêng: N = 567,1 kg/m3 + Độ nhớt động lực: N = 0,1729.10-2 N.s/m2 + Hệ số dẫn nhiệt: N = 0,1268W/m.K Suất lƣợng propan lỏng cần dùng để ngƣng tụ sản phẩm đỉnh: GN = 9,31 kg/s 2.1 Xác định hệ số truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt đƣợc xác định theo phƣơng trình truyền nhiệt: Qnt , m2 K .t log Ftb = (IV.2). Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + tlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định tlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngƣợc chiều, nên: tlog (8 (30)) (8 (10)) 8,34 K 8 30 Ln 8 10 Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K đƣợc tính theo công thức: K 1 1 N rt 1 , W/m2.K A Với: + N : hệ số cấp nhiệt của nƣớc trong ống, W/m2.K + A : hệ số cấp nhiệt của hơi ngƣng tụ, W/m2.K + rt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu 46 (IV.3). SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Xác định hệ số cấp nhiệt của nƣớc trong ống: Chọn vận tốc propan đi trong ống: vN=0,5 m/s Số ống Vận tốc thực tế của nƣớc trong ống: vn 4Gn 4.9,31 = 41 2 n n dtr 567,1.0,5. .0, 0322 ống Chuẩn số Reynolds : Re N vN .dtr . N N 1,5.0, 032.567,1 15743 > 10000: chế độ chảy rối 0,17292 Chế độ chảy dòng, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: 0,43 NuN 0,021. l .Re0,8 .( N .PrN PrN 0,25 ) Prw Trong đó: + l : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỷ lệ chiều dài ống với đƣờng kính ống: l =1,51. + PrN : chuẩn số Prandlt của propan lỏng ở -17,5, nên PrN = 5,7. + Prw : chuẩn số Prandlt của nƣớc ở nhiệt độ trung bình của vách. Suy ra: NuN 156, 2 Prw0,25 Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: N = NuN .N 156, 2.0,1268 521, 2 dtr Prw0,25 .0, 038 PrW 0,25 Nhiệt tải phía nƣớc làm lạnh: qN N .(tw2 ttbN ) 521, 2 2 (tw2 20) , W/m 0,25 PrW Với tw2 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với nƣớc (trong ống). Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: qt t w1 t w2 , W/m2 rt Trong đó: 47 (IV.4). SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa + tw1 : nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đỉnh (ngoài ống). + rt t rc t Bề dày thành ống: t = 2 mm Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: t = 17,5 W/mK Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nƣớc sạch: rc = 1/5000 m2K/W Suy ra: rt = 1/3181,818 m2.K/W Vậy: qt = 3181,818.(tw1-tw2) (IV.5) Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ: A 1,28. 4 rA .A3 . A2 A A .(t D tw1 ).d ng (42,1 tw1 )0,25 Đặt: A= 1, 28. 4 rA .A3 . A2 A .d ng Tra tài liệu tham khảo (p.30,[6]), ta có tb = 0,65 Khi đó: ntu = tb. A. Ẩn nhiệt ngƣng tụ: rA = rD = 2439 kJ/kg Nhiệt tải ngoài thành ống: qA = ntu.(-8-tw1) = A.0,65.(-8-tw1)0,75 (IV.6). Từ (IV.4), (IV.5), (IV.6) ta dùng phƣơng pháp lặp để xác định tw1, tw2 . Chọn: tw1 = 10 oC : Từ (IV.6): qA = 7702 W/m2 Xem nhiệt tải mất mát là không đáng kể: qt = qA =7745W/m2 Từ (IV.5), ta có: tw2 = tw1Suy ra: ttbw = qt =7,56oC 3181,818 t w1 t w 2 10 7,56 8,78 oC = 2 2 Tra tài liệu tham khảo [6], Prw = 5,4 48 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Từ (IV.4): qN = 7702 (W/m2). Kiểm tra sai số: = qN q A qA 7702 7745 7702 .100 0,56% < 5% : thoả. Vậy: tw1 = 10 oC và tw2 = 7,56 oC. Khi đó: N 521, 2 2o 337,3 W/m . C 0,25 5, 7 nt 917 W/m2.oC Từ (IV.3): K 1 2o 525 W/m . C 1 1 1 337,3 3181,818 917 2.2 Xác định bề mặt truyền nhiệt và cấu tạo thiết bị : Từ (IV.2), bề mặt truyền nhiệt trung bình: Ftb 314100.3639,98 = 72 m2 3600.525.8,34 Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : L’= 72 15,8 m 0, 032 0, 032 .41. 2 Chọn L = 3 m, tổng số ống N=258 ống : 49 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa LỜI KẾT Trên đây là toàn bộ phần trình bày và tính toán tháp Deethanizer nằm trong cụm chế biến khí thiên nhiên dùng tháp mâm van, ta thấy bên cạnh những ƣu điểm cũng còn có nhiều nhƣợc điểm phải khắc phục để cho ra năng suất cao hơn và tiết kiệm đƣợc nhiên liệu cũng nhƣ kinh tế hơn. Bên cạnh đó, khi vận hành thiết bị này ta cũng phải hết sức chú ý đến vấn đề an toàn lao động để tránh mọi rủi ro có thể xảy ra, gây thiệt hại về ngƣời và của. Qua môn học này, em đã tìm hiểu và học tập đƣợc thêm nhiều vấn đề : Tính toán thiết kế tháp chƣng cất Deethanizer dùng để tách C2 tƣơng đối hoàn chỉnh khi biết trƣớc năng suất cũng nhƣ nồng độ nhập liệu. Tính toán tƣơng đối về quá trình làm việc của thiết bị và khả năng chống ăn mòn của thiết bị về tính ăn mòn cơ học và hóa học. 50 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa TÀI LIỆU THAM KHẢO [1]. Lƣu Cẩm Lộc, “Công nghệ lọc và Chế biến dầu”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 2007, 384tr. [2]. Võ Thị Ngọc Tƣơi – Hoàng Minh Nam, “Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Tập 14: Chưng cất hỗn hợp nhiều cấu tử”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 2004, 202tr. [3]. Nguyễn Bin, “Các Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học & Thực Phẩm – Tập 4: Phân riêng dưới tác dụng của Nhiệt”, Nhà xuất bản Khoa hoc & Kỹ thuật, 2005, 394tr. [4]. Bùi Hải – Bùi Thế Sơn, “Kỹ Thuật Nhiệt”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, 2004, 468tr. [5]. Henry Z,Kister, “Chemical Engineering: Distillation Design”, Nhà xuất bản McGrow-Hill, 1992, 711tr. [6]. Tập thể tác giả, “Sổ tay Quá trình và Thiết bị Công nghệ Hóa chất – Tập 2”, Nhà xuất bản Khoa học Kỹ thuật Hà Nội, 1999, 626tr. [7]. Tập thể tác giả, “Sổ tay Quá trình và Thiết bị Công nghệ Hóa chất – Tập 1”, Nhà xuất bản Khoa học Kỹ thuật Hà Nội, 1999, 447tr. [8]. Hồ Lê Viên, “Thiết kế và Tính toán các thiết bị hóa chất”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 1978, 286tr. [9]. Nguyễn Minh Tuyển, “Cơ sở Tính toán Máy và Thiết bị Hóa chất – Thực phẩm”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 1984, 134tr [10]. Phạm Văn Bôn – Vũ Bá Minh – Hoàng Minh Nam, “Qu trình và Thiết bị trong Cơng Nghệ Hóa Học – Tập 10: Ví dụ và Bài tập”, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TpHCM, 468tr [11]. Võ Văn Bang – Vũ Bá Minh, “Quá trình và Thiết bị trong Công Nghệ Hóa Học – Tập 3: Truyền Khối [12]. Nguyễn Hữu Tùng , “Kỹ thuật tách hỗn hợp nhiều cấu tử - Tính toán và thiết kế”, Nhà xuât bản Bách Khoa Hà Nội, 459 trang 51 [...]... Vậy chiều cao tháp H = 10,5 m 8 Tính toán cơ khí cho tháp: 8.1 Bề dày thân tháp : Tháp chƣng cất hoạt động ở áp suất thƣờng nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phƣơng pháp hàn giáp mối (phƣơng pháp hồ quang), Thân tháp đƣợc ghép với nhau bằng các mối hàn hồ quang giáp mí 1 phía 34 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa Để đảm bảo khả năng ăn mòn và chất lƣợng của sản phẩm đối với thiết bị, ta chọn... in 2 2 Chiều dày của đĩa tt, in Bƣớc lỗ ρ, in 0,25 1.06 0,25 1.06 3.1 Kiểm tra sặc đĩa : Khi thiết kế tháp thƣờng chọn tốc độ làm việc cùa tháp bằng khoảng (80-85)% tốc độ sặc đĩa, Đây là khoảng an toàn cần thiết do có thể có những sai số của các số liệu cũng nhƣ của các phƣơng trình dùng để tính toán - thiết kế Ngoài ra, chọn giới hạn làm việc trên cũng có thể tránh đƣợc sự giảm hiệu suất đĩa thƣờng... = 3,432 kJ/kg Suy ra lƣợng propan cần tiêu tốn Gn1 = 9,31 kg/s 18 SVTH : Nguyễn Thanh Huyền GVHD: Tạ Đăng Khoa CHƢƠNG 4: TÍNH TOÁN THÔNG SỐ THIẾT BỊ CHÍNH 1 Tính sơ bộ đƣờng kính mâm : 1.1 Diện tích mâm : - Phƣơng pháp thƣờng dùng để tính toán là phƣơng pháp sử dụng phƣơng trình để xác định chế độ sặc đĩa chỉ do lỏng bị cuốn theo hơi Theo phƣơng trình Souders Brown có thể xác định đƣợc tốc độ sặc thông... sản phẩm đối với thiết bị, ta chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép không gỉ mã X18H10T Thân thiết bị đƣợc hàn kín với nắp và đáy bằng mối hàn hồ quang giáp mí 1 phía Áp suất tính toán : Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán: Ptt Pcl htl , N/mm2 (p.42,[8]) Với : Pcl : áp suất thủy tĩnh do chất lỏng ở đáy Để tháp hoạt động an toàn ở điều kiện nguy hiểm nhất nên ta... L G U S , ft CSB Công thức tính tốc độ sặc : G U S , ft CSB L G 0, 233 ft / s G Đoạn chƣng : U S , ft CSB ' L 'G 0, 259 ft / s 'G Đoạn luyện : (p.33,[13]) Diện tích sục khí thực của tháp AN : Giả thiết tháp thiết kế làm việc tại điểm 80% tốc độ sặc đĩa đế đảm bảo an toàn cho tháp AN CFS , ft 2 ( SF ).(0,8).U S , ft (p,290, [5]) Với tháp chƣng luyện, hệ số giảm tốc... Etan (C2) 3495,506 0,646 3476,2 0,955 26,565 0,015 Propan(C3) 1525,902 0,282 40,02 0,011 1485,882 0,84 Butan (n-C4) 270,55 0,05 7,28 0,002 256,795 0,145 Tổng 5411 1 3639,98 1 1769,242 1 Sự sai khác với giả thiết phân bố nồng độ ban đầu không lớn lắm và vẫn đảm bảo yêu cầu đầu đề, do đó số liệu tính toán nồng độ này đƣợc sử dụng tính toán phần sau Trên đây đã xác định Nmin cho tháp chƣng Ta cũng có thể tính. .. 116,48 0,032 0 0 Etan (C2) 3495,506 0,646 3476,2 0,955 26,565 0,015 Propan(C3) 1525,902 0,282 40,04 0,011 1487,64 0,84 Butan (n-C4) 270,55 0,05 7,28 0,002 256,795 0,145 Tổng 5411 1 3640 1 1771 1 2.3 Tính độ bay hơi tƣơng đối : Ta cần tính độ bay hơi tƣơng đối của các cấu tử trong hỗn hợp tƣơng ứng với 3 vị trí của tháp chƣng : đỉnh tháp (iD) , đáy tháp (iw) và nhập liệu (iF) Từ đó ta tính ra độ bay hơi... điều kiện nguy hiểm nhất nên ta có : 'xtb 426 447 Pcl x g.H xtb g.H 9, 81.10, 25 43891,17 N/m2 2 2 Từ đó ta có , áp suất tính toán cho tháp : 2 Ptt = 43891,7+ 18,85.1,01325.105 =1953868 (N/m2 ) ~ 1,954 N/mm Nhiệt độ tính toán : Chọn nhiệt độ tính toán : ttt = tđáy = 60oC , Ứng suất tiêu chuẩn đối với thép X18H10T :[]* = 140 (N/mm2) Đối với acid hệ số hiệu chỉnh : = 1 Vậy : ứng suất... Công thức tính diện tích chảy truyền của lỏng AD GPM QL 5,17 Đoạn luyện : AD 11,5 ft 2 UD U D 0, 45 GPM Q 5,83 2 L Đoạn chƣng : AD U U 0, 45 12,9 ft D D 1.2 Tính đƣờng kính tháp : Tiết diện ngang của tháp : AT AN AD (p.294,[5]) Đoạn luyện : ATL=51,93+11,5=63,43 ft2DT=8,98 ft = 2,74 m Đoạn chƣng: ATC=22,02+12,9=34,92 ft2DT=6,67 ft = 2,03 m Với đƣờng kính tháp tính bằng... tháp tính bằng công thức : DT 4 AT Bảng kết quả tính toán sơ bộ đƣờng kính tháp : Đại lƣợng Ký hiệu dh, in TS, in hcl, in CSB, ft/s US,ft , ft/s AN, ft2 AD, ft2 AT, ft2 DT, ft Đƣờng kính lỗ Khoảng cách mâm Chiều cao lớp chất lỏng trên mâm Hệ số sặc Tốc độ sặc Diện tích sục khí hữu dụng Diện tích chảy truyền lỏng Tiết diện ngang của tháp Đƣờng kính tháp 21 Đoạn luyện 0,5 24 14 0,08 0,233 51,93