Thiết kế thiết bị ngưng tụ trong hệ thống tháp mâm xuyên lỗ hoạt động liên tục để chưng cất hỗn hợp axeton nước ở áp suất thường

1

Mục lục
Chương 1: Tổng quan 4
1.1 Giới thiệu đồ án 4
1.2 Tính chất về nguyên liệu 4
1.3 Quá trình và thiết bị chưng cất 5
1.3.1 Quá trình chưng cất 5
1.3.2 Thiết bị chưng cất 5
1.4 Quá trình và thiết bị ngưng tụ 6
1.4.1 Quá trình ngưng tụ 6
1.4.2 Thiết bị ngưng tụ 6
Chương 2: Đề nghị qui trình chưng cất 6
Chương 3: Cân bằng vật chất 7
3.1 Thông số ban đầu 7
3.2 Cân bằng vật chất 7
3.3 Xác định chỉ số hồi lưu thích hợp 8
3.3.1 Xác định chỉ số hồi lưu tối thiểu 8
3.3.2 Xác định R thích hợp dựa theo tiêu chí thể tích tháp nhỏ nhất 9
Chương 4: Cân bằng năng lượng 11
4.1 Cân bằng nhiệt lượng cho toàn tháp chưng cất 11
4.1.1 Phương trình cân bằng năng lượng 11
4.1.2 Tính lượng hơi nước cần dùng 12
4.2 Cân bằng nhiệt ở thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu 13
4.3 Cân bằng nhiệt ở thiết bị ngưng tụ 14
4.4 Cân bằng nhiệt ở thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh 14
Chương 5: Tính toán số mâm thực tế của tháp chưng cất 14
Chương 6: Tính toán thiết bị ngưng tụ 16
6.1 Tính toán cấu tạo thiết bị ngưng tụ 16
6.2 Tính toán đường kính cửa vào ra của thiết bị 20
6.3 Tính toán trở lực 21

6.3.1 Tính toán tổn thất do ma sát 22
6.3.2 Tính toán trở lực cục bộ
22
6.3.3 Tính tổn thất áp lực khi nước đi qua thiết bị 22
6.4 Tính bền cơ khí thiết bị ngưng tụ 22
6.4.1 Tính kiểm tra thân thiết bị 23
6.4.2 Tính toán bề dày đáy nắp 25
6.4.3 Tính bích, đệm, bulông, vỉ ống 25
6.3.4 Khối lượng thiết bị và chân đỡ 28
Chương 7: Tính toán thiết bị phụ 30
7.1 Thiết bị đun sôi sản phẩm đáy 30
7.2 Thiết bị đun sôi dòng nhập liệu 33
7.3 Thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh 36
7.4 Bồn cao vị 39
7.5 Bơm 41
Chương 8: TÍNH SƠ BỘ GIÁ THÀNH 42
Kết luận và đánh giá 44
Tài liệu tham khảo 45
2

Danh mục hình
Hình 3.1 Xác định R tối thiểu theo phương pháp bình thường 8
Hình 3.2 Xác định R tối thiểu theo phương pháp vẽ tiếp tuyến 8
Hình 3.3 Đồ thị xác định số đĩa lý thuyết 10
Hình 3.4 Đồ thị phóng to một phần phần chưng 10
Hình 6.1 Thông số chân đỡ 29

Danh mục bảng
Bảng 3.1 Số liệu tính toán cân bằng vật chất 7
Bảng 3.2 Bảng giá trị tính R thích hợp 9

Bảng 4.1 Nhiệt dung riêng của Axeton nước tại nhiệt độ đỉnh, đáy, nhập liệu 11
Bảng 4.2 Nhiệt dung riêng của hỗn hợp tại nhiệt độ đỉnh, đáy, nhập liệu 11
Bảng 4.3 Thông số dòng hơi sản phẩm đỉnh 13
Bảng 4.4 Thông số dòng nước làm mát 13
Bảng 4.5 Thông số dòng sản phẩm đỉnh ngưng tụ 14
Bảng 4.6 Thông số dòng nước giải nhiệt TB ngưng tụ 14
Bảng 4.7 Tổng kết sau khi tính cân bằng nhiệt 14
Bảng 5.1 Giá trị cần thiết để tính toán số mâm thực tế 15
Bảng 6.1 Thông số nhiệt vật lí của nước tại nhiệt độ trung bình 35
o
C 16
Bảng 6.2 Các công thức xác định thông số nhiệt vật lí của hỗn hợp 17
Bảng 6.3 Các giá trị khi tính truyền nhiệt ở TB ngưng tụ 18
Bảng 6.4 Các thông số cơ bản của bích 25
Bảng 6.5 Khối lượng các chi tiết thiết bị ngưng tụ 28
Bảng 7.1 Thông số ban đầu của dòng sản phẩm đáy 30
Bảng 7.2 Thông số ban đầu của hơi đốt 30
Bảng 7.3 Công thức xác định sức căng bề mặt và khối lượng riêng của hơi 31
Bảng 7.4 Giá trị các thông số vật lí của hỗn hợp tại nhiệt độ sôi trung bình 31
Bảng 7.5 Thông số vật lí của dòng nhập liệu 33
Bảng 7.6 Các thông số nhiệt vật lí của nước tại nhiệt độ trung bình
o
27,5 C
36
Bảng 7.7 Thông số vật lí của hỗn hợp sản phẩm đỉnh 37
Bảng 8.1 Bảng tính toán chi tiết 43

3


NHẬN XÉT ĐỒ ÁN

Cán bộ hướng dẫn nhận xét :
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………

Điểm : ……………… Chữ ký : …………….

Cán bộ chấm hay Hội đồng bảo vệ nhận xét :
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………

………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………
………………………………………………………………………………………

Điểm :………… Chữ ký :……………….



Điểm tổng kết: …………………………….
4


Chương 1: Tổng quan
1.1 Giới thiệu đồ án
Thiết kế thiết bị ngưng tụ trong hệ thống tháp mâm xuyên lỗ hoạt động liên tục để
chưng cất hỗn hợp Axeton - Nước ở áp suất thường với yêu cầu công nghệ như
sau:
 Năng suất nguyên liệu: 1000 kg/h
 Nhập liệu có nồng độ là 25% mol Axeton
 Nồng độ sản phẩm đỉnh là 95% mol Axeton
 Tỷ lệ thu hồi Axeton là 99%
1.2 Tính chất về nguyên liệu
Axetone có công thức phân tử : CH
3
COCH
3
.Khối lượng phân tử bằng 58 đvC
Là một chất lỏng không màu, dễ lưu động và dễ cháy, với một cách êm dịu và
có mùi thơm. Nó hòa tan vô hạn trong nước và một số hợp chất hữu cơ như : eter,
metanol, etanol, diacetone alcohol…

Phần lớn được dùng làm dung môi nhất là trong công nghiệp sản xuất nhựa,
vecni, chất dẻo. Axeton làm dung môi tốt đối với các nitro xeluloza, acetyl
xenluloza. Nó ít độc nên được dùng làm dung môi cả trong công nghiệp dược
phẩm và thực phẩm. Axeton còn được dùng làm nguyên liệu để tổng hợp một số
lớn các hợp chất xeten, izopren, …
Một số thông số hóa lý của Axeton :
 Nhiệt độ nóng chảy : -94,6
o
C ;
 Nhiệt độ sôi : 56,9
o
C ;
 Nhiệt dung riêng : 22 kcal/mol (ở 102
o
C)
 Độ nhớt : 0,316 cp ( ở 25
o
C)
 Nhiệt trị : 0,5176 cal/g ( ở 20
o
C)
1.3 Quá trình và thiết bị chưng cất
1.3.1 Quá trình chưng cất
Chưng cất là phương pháp tách hỗn hợp chất lỏng (cũng như các hỗn hợp khí đã
hóa lỏng) thành các cấu tử riêng biệt, dựa trên độ bay hơi khác nhau của các cấu tử
trong hỗn hợp
Ngày nay, quá trình chưng được ứng dụng rộng rãi để tách các hỗn hợp:
Dầu mỏ, tài nguyên được khai thác ở dạng lỏng
Không khí hóa lỏng được chưng cất ở nhiệt độ -190
o

C để sản xuất oxy là nito
Công nghệ sinh học thường cho sản phẩm là hỗn hợp chất lỏng như etylic-nước từ
quá trình lên men
Phân loại: có thể phân biệt theo các tiêu chí sau
 Áp suất làm việc: chân không, áp suất thường hoặc áp suất cao
5

 Số lượng cấu tử trong hỗn hợp: hệ hai cấu tử, hệ có ba hoặc số cấu tử ít hơn
mười và hệ nhiều cấu tử (lớn hơn mười)
 Phương thức làm việc: liên tục, gián đoạn
Ngoài ra còn nhiều phương pháp chưng đặc biệt khác: chưng bằng hơi nước trực
tiếp, chưng trích ly hoặc chưng đẳng phí…
1.3.2 Thiết bị chưng cất
Trong sản xuất, người ta dùng nhiều loại thiết bị khác nhau để thực hiện
quá trình chưng cất. Tuy nhiên yêu cầu chung của các thiết bị này là có bề mặt tiếp
pha lớn để tăng hiệu suất quá trình. Các thiết bị thường dùng là
 Thiết bị loại bề mặt
 Thiết bị loại màng
 Thiết bị loại phun
 Thiết bị loại đệm (tháp đệm)
 Thiết bị loại đĩa(tháp đĩa)
Trong đó loại dùng phổ biến nhất trong chưng luyện là tháp đệm và tháp đĩa
1.4 Quá trình và thiết bị ngưng tụ
1.4.1 Quá trình ngưng tụ
Là quá trình một hơi (hay hỗn hợp hơi) chuyển pha thành dạng lỏng tại một
điều kiện nhất định. Quá trình này phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố, chủ yếu là tính
tan lẫn các chất lỏng sau khi ngưng
Người ta nhận thấy thường xảy ra hai dạng biến thiên nhiệt độ trong quá trình
ngưng tụ đẳng áp là: dạng ngưng tụ đẳng nhiệt, dạng ngưng tụ với nhiệt độ ngưng
tụ giảm dần

1.4.2 Thiết bị ngưng tụ
Tùy theo các tính chất và điều kiện làm việc của hơi ngưng cũng như phụ
thuộc vào chất tải ẩn nhiệt ngưng tụ (dòng lạnh) mà thiết bị ngưng tụ có cấu tạo rất
đa dạng.
 Phân loại theo chất làm lạnh: thiết bị lạnh dùng NH
3
, các freon R-12, R-22
 Phân loại theo điều kiện áp suất ngưng tụ: TBNT áp suất thấp( chân
không), áp suất thường, áp suất cao
 Phân loại theo khả năng tiếp xúc của hai lưu chất: kiểu gián tiếp(hay kiểu
bề mặt), kiểu trực tiếp(TBNT hơi nước kiểu baromet)



6





Chương 2: Đề nghị qui trình chưng cất

Hỗn hợp Axeton- Nước có nồng độ Acetone 25% ( theo mol) , nhiệt độ khoảng
25
0
C tại bể chứa nguyên liệu được bơm bơm lên bồn cao vị . Từ đó được đưa đến
thiết bị gia nhiệt được đun nóng bằng hơi nước bão hòa 3 at. Ở đây, hỗn hợp được
đun sôi đến nhiệt độ sôi . Sau đó, hỗn hợp được đưa vào tháp chưng cất ở đĩa nhập
liệu.
Trong tháp chưng cất, dòng hơi sẽ đi từ dưới lên, dòng lỏng sẽ chảy từ trên

xuống. Khi tiếp xúc với nhau trên các đĩa, dòng lỏng và dòng hơi sẽ trao đổi nhiệt
và trao đổi chất với nhau
Như vậy, càng lên cao, thành phần cấu tử dễ bay hơi càng nhiều: phần dễ bay
hơi nhất sẽ được làm ngưng tụ trong thiết bị ngưng ở đầu tháp và đưa ra ngoài,
một phần phần ngưng được hồi lưu trở lại cột chưng để đảm bảo cho phần phía
trên đầu cột chưng hoạt động bình thường. Một phần chất lỏng ngưng đi qua thiết
bị làm nguội sản phẩm đỉnh được làm nguội đến 35
0
C , rồi được đưa qua bồn
chứa sản phẩm đỉnh
Càng dưới đáy tháp, càng giàu cấu tử khó bay hơi. Dung dịch lỏng ở đáy đi ra khỏi
tháp, một phần được đun bốc hơi ở nồi đun bằng cách trao đổi nhiệt kiểu bề mặt
và tạo dòng hơi đi trong tháp, phần còn lại được đưa ra bồn chứa sản phẩm đáy.
Hệ thống làm việc liên tục cho ra sản phẩm đỉnh là Axetone, sản phẩm đáy
là nước được thải bỏ.
Sơ đồ qui trình chưng cất được thể hiện trong trang sau

7

Chương 3: Cân bằng vật chất
3.1 Thông số ban đầu
 Hỗn hợp gồm: Axeton M
A
= 58 kg/kmol, Nước M
B
=18 kg/kmol
 Năng suất nguyên liệu: 1000 kg/h
 Nhập liệu có nồng độ axeton là 25 % mol Axeton
 Nồng độ sản phẩm đỉnh là 95% mol Axeton
 Tỷ lệ thu hồi Axeton là 99 %
3.2 Cân bằng vật chất
Khối lượng mol trung bình dòng nhập liệu
(1 ) 0,25 58 (1 0,25) 18 28
hh F A F B
M x M x M        
kg/kmol
Suất lượng mol dòng nhập liệu
1000
35,71
28
F
hh
G
F
M
  
kmol/h

Độ thu hồi
0,99 0,25 35,71
9,304
0,95
DF
FD
x D x F
D
x F x



    
kmol/h
35,71 9,304 26,41F D W W F D       
kmol/h
Nồng độ Axeton ở đáy
Phương trình cân bằng vật chất cho cấu tử dễ bay hơi
35,71 0,25 9,304 0,95
0,00335
26,41
FD
F D W W
Fx Dx
Fx Dx Wx x
W

  
     

Bảng 3.1. Số liệu tính toán cân bằng vật chất

F, kmol/h
35,71
F
x
(% mol)
0,25
F
x
(% KL)
0,518
D, kmol/h
9,304
D
x
(% mol)
0,95
D
x
(% KL)
0,984
W, kmol/h
26,41
W
x
(% mol)
0,00335
W

x
(% KL)
0,0107

3.3 Xác định chỉ số hồi lưu thích hợp
3.3.1 Xác định chỉ số hồi lưu tối thiểu
Do đường cân bằng có khoảng lõm nên ta kiểm tra như sau
Nếu vẽ như bình thường để xác định R
min
ta xác định được như sau
8


Hình 3.1. Xác định R tối thiểu theo phương pháp bình thường.

Ta thấy rằng đường thẳng cắt qua điểm
*
FF
( ,y )x
nhưng vượt qua đường cân bằng
nên ta xác định bằng cách vẽ qua điểm (x
D
, x
D
) đồng thời tiếp tuyến với đường
cong ta được đồ thị sau


Hình 3.2. Xác định R tối thiểu theo phương pháp vẽ tiếp tuyến.

9

Từ đồ thị ta xác định được đường thẳng cắt tại trục tung tại điểm có tung độ 0,65
Từ đây suy ra
min
min
0,65 0,462
1
D
x
R
R
  


3.3.2 Xác định R thích hợp dựa theo tiêu chí thể tích tháp nhỏ nhất
 Đầu tiên ta chọn các R khác nhau chạy từ
min
R
rồi tính toán ra phương
trình đường chưng đường cất và đường cân bằng vẽ số đĩa lí thuyết N
lt

khác nhau theo các R
 Vẽ đồ thị sự phụ thuộc của R theo N
lt
(R+1) rồi tìm điểm cực trị
 R tại đó chính là R
th

Bảng 3.2. Bảng giá trị tính R thích hợp

R
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
1,5
1,75
2
2,5
3
N
lt

18
12
10
9
8
8
7
7
6
6
6
N

lt
(R+1)
27
19,2
17
16,2
15,2
16
17,5
19,25
18
21
24

Ta thấy N
lt
(R+1)
min
= 15,2 và N
lt
=8 nên chỉ số hồi lưu thích hợp là 0,9
Từ đây các phương trình đường làm việc ta xác định là
 Phương trình đường cất
0,9 0,95
1 1 0,9 1 0,9 1
0,474 0,5
D
x
R
y x x

RR
yx
   
   


 Phương trình đường chưng
Suất lượng mol tương đối của dòng nhập liệu
0,95 0,00335
3,838
0,25 0,00335
DW
FW
xx
f
xx


  


1 0,9 3,838 3,838 1
1 1 0,9 1 0,9 1
2,494 1,494
W
R f f
y x x x
RR
yx
   

   
   


Ta vẽ trên đồ thị như sau
10


Hình 3.3. Đồ thị xác định số đĩa lí thuyết
Phóng to phần

Hình 3.4. Đồ thị phóng to một phần phần chưng

11


Chương 4: Cân bằng năng lượng

4.1 Cân bằng nhiệt lượng cho toàn tháp chưng cất
4.1.1 Phương trình cân bằng năng lượng

( 1)
F F D D D D W W m
Q G h R G r G h G h Q     
(4.1)

Giả sử lượng nhiệt mất mát chiếm 5% lượng nhiệt hữu ích nên
0,05
m
QQ

Từ (4.1)
0,95 ( 1) ( ) ( )
D D D DS FS W WS FS
Q R G r G h h G h h      
(4.2)

r
D
=
nuocDaxetonD
rxrx )1( 

Với x
F
= 0,25  t
F
= 63,4
o
C
x
W
= 0,00335  t
W
= 97,9
o
C
x
D
= 0,95  t

D
= 57,4
o
C

 Nhiệt dung riêng
Tra bảng I.153 [1]
Bảng 4.1 Nhiệt dung riêng của Axeton và Nước tại các nhiệt độ đỉnh, đáy,
nhập liệu
Chất
Nhiệt dung riêng tại các nhiệt độ, J/(kg.K)
57,4
o
C
63,4
o
C
97,9
o
C
Axeton
2296
2316
2428
Nước
4182
4184
4217

 Enthalpy

Bảng 4.2 Nhiệt dung riêng của hỗn hợp tại các nhiệt độ đỉnh, đáy và nhập liệu


Nhiệt dung riêng hỗn hợp, J/(kg.K)
Công thức
57,4
o
C
63,4
o
C
97,9
o
C
Nhập
liệu
(1 )
FF
F axeton nuoc
C x C x C  


3216,376

Đỉnh
(1 )
DD
D axeton nuoc
C x C x C  

2326,176


Đáy
(1 )
WW
W axeton nuoc
C x C x C  



4197,858

Enthalpy hỗn hợp sản phẩm đỉnh, sản phẩm đáy, dòng nhập liệu tại các nhiệt độ
tương ứng
F F F
h C t
=3216,376 63,409 = 203947,2J/kg = 203,95 kJ/kg
D D D
h C t
= 2326,17 57,418 = 133564,4 J/kg = 133,56 kJ/kg
W W W
h C t
= 4197,85897,878 = 410877,9 J/kg = 410,88 kJ/kg
 Nhiệt hóa hơi
12

Tra bảng I.212, [1]
 Nhiệt hóa hơi của nước ở 57,4
o

C r
nước
= 2429,089 kJ/kg
 Nhiệt hóa hơi của axeton ở 57,4
o
C r
axeton
= 521,686 kJ/kg
Tra bảng I.251, [1]
 Nhiệt hóa hơi của nước ở 3 at
OH
2
r
= 2171 kJ/kg
4.1.2 Tính lượng hơi nước cần dùng
Khối lượng riêng trung bình của hỗn hợp sản phẩm đỉnh và sản phẩm đáy
(1 )
D D axeton D nuoc
M x M x M  
= 0,9558 + (1-0,95)18= 56 g/mol
(1 )
W W axeton W nuoc
M x M x M  
= 0,0033558 + (1-0,00335)18 = 18,134 g/mol
Với

DD
G DM
= 9,30456= 521,024 kg/h

WW
G WM
= 26,4118,134= 478,92 kg/h
Nhiệt lượng cần cung cấp:
Từ (4.2)
(0,9 1) 521,024 552,205 521,024 (133,56 203,95) 478,92 (410,88 203,95)
0,95 3600
Q
        


= 178,042876 kW = 178042,876 W

Lượng hơi nước 3 at, độ ẩm 5% cần sử dụng để gia nhiệt dòng sản phẩm đáy tới
nhiệt độ sôi
Với nhiệt ngưng tụ của hơi đốt tại điều kiện này là r
h
=2171 kJ/kg
178,042876
0,95 2171 0,95
dun
dun
h
Q
G
r


= 0,0863 kg/s
4.2 Cân bằng nhiệt ở thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu

Ở đây nhiệt tổn thất lấy bằng 5%, nhiệt dung riêng của dòng nhập liệu được lấy ở
nhiệt độ trung bình
o
(63,4 25)/2 40,7 C

Tra bảng I.153, [1]
 Nhiệt dung riêng của nước ở 40,7
o
C = 4175,5 J/(kg.K)
 Nhiệt dung riêng của axeton ở 40,7
o
C =2242,64 J/(kg.K)
Nhiệt dung riêng của hỗn hợp nhập liệu tại nhiệt độ trung bình 40,7
o
C
(1 )
FF
F Axeton nuoc
C x C x C  


= 0,5182242,64 + (1  0,518)4175,5 = 3174,28 J/(kg.K)
Cân bằng nhiệt ở thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu sôi
()
F F F Fra Fvao
Q G C t t

= 10003174,28(63,4  25) = 121920146 J/h
= 33866,71 W= 33,8671 kW
Phương trình cân bằng năng lượng:

G
N
r
h
(1) = Q
nl
+ Q
tt

Với : độ ẩm hơi đốt  = 5%
13

Theo ta giả thiết Q
tt
= 0,05Dr
h
(1-)
 0,95 G
N
r
h
(1-) = Q
nl

Với Q
nl
=33866,71 W
Lượng hơi đốt cần dùng:



0,95 (1 )
nl
N
h
Q
G
r

   
3
33866,71
0,018 kg/s
0,95 2171 10 (1 0,05)

4.3 Cân bằng nhiệt ở thiết bị ngưng tụ
Dòng nóng
Bảng 4.3. Thông số dòng hơi sản phẩm đỉnh

Thông số
D(kg/h)
Ẫn nhiệt ngưng tụ (J/kg)
Giá trị
521,024
552205

Dòng lạnh
Bảng 4.4. Thông số dòng nước lạnh làm mát

Thông
số

Nhiệt dung riêng,
J/(kg.K)
Nhiệt độ đầu vào
t
v
,
o
C
Nhiệt độ đầu ra
t
r
,
o
C
Giá trị
4173
25
45
Tính lưu lượng nước lạnh cần thiết
Phương trình cân bằng nhiệt cho thiết bị ngưng tụ
 
1 ( )
D n n r v
D R r G C t t  

   
1 521,024 0,9 1 552205
( ) 4173 (45 25)
D
n

n r v
D R r
G
C t t
   
   
  
6550,2 kg/h =1,8195 kg/s
4.4 Cân bằng nhiệt ở thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
Ta cần làm nguội sản phẩm đỉnh xuống nhiệt độ là 35
o
C
Ở đây, nhiệt dung riêng của dòng sản phẩm đỉnh được lấy ở nhiệt độ trung
bình
o
(57,4 35) 41,21 C

Tra bảng I.153, [1]
 Nhiệt dung riêng của nước ở 41,21
o
C = 4180 J/(kg.K)
 Nhiệt dung riêng của axeton ở 41,21
o
C =2259,7 J/(kg.K)
Nhiệt dung riêng tính bằng công thức
(1 )
DD
D axeton nuoc
C x C x C  

Bảng 4.5. Thông số dòng sản phẩm đỉnh ngưng tụ

Thông số
D(kg/h)
Nhiệt dung riêng
(J/(kg.K))
Nhiệt độ đầu vào
t
v
(
o
C)
Nhiệt độ đầu ra t
r

(
o
C)
Giá trị
521,024
2290,4
57,418
35

14

Nhiệt dung riêng của sản phẩm đáy lấy tại nhiệt đô trung bình (25+30)/2=27,5
o
C
Bảng 4.6. Thông số dòng nước giải nhiệt TB ngưng tụ

Thông số
Nhiệt dung riêng,
J/(kg.K)
Nhiệt độ đầu vào
t
v
,
o
C
Nhiệt độ đầu ra
t
r
,
o
C
Giá trị
473,6
25
30
Phương trình cân bằng nhiệt cho thiết bị làm nguội sản phẩm đỉnh
vv
( ) ( )
D D Dr n n r
DC t t G C t t  

v
v
521,024
2290,4 (57,4 35)

()
3600
( ) 4173 (30 25)
D D Dr
n
nr
DC t t
G
C t t
  

   
  
0,356 kg/s
Lượng hơi đốt được sử dụng là 0,0863 + 0,0164= 0,1027 kg/s
Tổng lưu lượng nước làm lạnh là
1,8195+0,356=2,1755 kg/s= 0,0022 m
3
/s = 7,92 m
3
/h

Bảng 4.7 Tổng kết sau khi tính cân bằng nhiệt

Lượng hơi đốt sử dụng (kg/s)
0,1027
Lượng nước cần để làm lạnh (m
3
/h)
7,92

Chương 5: Tính toán số mâm thực tế của tháp chưng
cất

Tính toán hiệu suất trung bình mâm tại các vị trí nhập liệu, đỉnh, đáy,
Vị trí đỉnh tháp
Tại đỉnh tháp có x
D
=0,95, từ đường cân bằng ta có giá trị y*
D
=0,97 do đó
Theo công thức IX.61 [2]
1
1
DD
D
DD
yx
yx




(5.1)
Từ (5.1) ta có
0,97 1 0,95
1,702
1 0,97 0,95
D






Tra bảng I.101 [1]
Độ nhớt của axeton ở 57,4
o
C: 2,38310
-4
Pa.s
Độ nhớt của nước ở 57,4
o
C: 4,95310
-4
Pa.s
Độ nhớt trung bình của hỗn hợp ở 57,4
o
C tính theo công thức I.12 [1]
log( ) log( ) (1 )log( )
nt Axeton Axeton Axeton Nuoc
xx
  
  
(5.2)
Thế vào công thức (5.2)

44
log( ) 0,95 log(2,383 10 ) (1 0,95) log(4,953 10 )
nt



      


nt
= 2,44810
-4
Pa.s
15


D

D
=4,16510
-4

Từ hình IX.11 [2] ta có 
D
=0,61
Bảng 5.1. Giá trị cần thiết để tính toán số mâm thực tế

x, %mol
y*
t
s


Nhập liệu
0,25

0,821
63,41
13,76
Đáy tháp
0,0034
0,066
97,88
20,54
Đỉnh tháp
0,95
0,97
57,4
1,702



axeton
10
4
, Pa.s

nước
. 10
4
, Pa.s

hh
. 10
4
, Pa.s


hh
.10
3


Nhập liệu
2,23
4,46
3,571
5,161
0,33
Đáy tháp
1,732
2,905
2,899
5,957
0,32
Đỉnh tháp
2,383
4,953
2,448
0,416
0,61

Hiệu suất trung bình của thiết bị được xác định theo công thức IX.60 [2]
1 2 3
3
tb
  




(5.3)
Từ các thông số nêu trên
0,33 0,32 0,61
0,42
3
tb




Số đĩa của từng phẩn
 Phần chưng 2/0,42=4,76 lấy tròn 5 đĩa
 Phần cất: 6/0,42=14,28 lấy tròn 14 đĩa
Số mâm của tháp là 19
Vị trí nhập liệu là mâm: mâm thứ 6
Phần chưng: 5 mâm
Phần cất: 14 mâm
Thêm 2 mâm: 1 mâm ở nồi đun và 1 mâm thiết bị ngưng tụ
Tổng cộng 21 mâm
Chương 6: Tính toán thiết bị ngưng tụ
6.1 Tính toán cấu tạo thiết bị ngưng tụ
a) Thông số ban đầu
Chọn thiết bị ngưng tụ kiểu ống chùm, đặt nằm ngang
Ống truyền nhiệt được làm bằng thép 25x2 mm với các kích thước ống là
* Đường kính ngoài: 25 mm
* Bề dày ống: 2 mm
* Đường kính trong: 21 mm

Dùng nước để làm lạnh, đi bên trong ống với nhiệt độ đầu vào là t
v
= 25
o
C và
nhiệt độ đầu ra t
r
= 45
o
C
Dòng hơi tại đỉnh đi bên ngoài ống với nhiệt đô ngưng tụ là 57,4
o
C
Giả sử quá trình ngưng tụ trong thiết bị là hoàn toàn
b) Tính toán chênh lệch nhiệt độ trung bình
16

log
( ) ( )
(57,4 45) (57,4 25)
57,4 45
ln
ln
57,4 25
nt V nt R
nt V
nt R
t t t t
t
tt

tt
  
  
  



= 20,843
o
C
c) Xác định thông số vật lí của nước

Bảng 6.1. Thông số nhiệt vật lí của nước tại nhiệt độ trung bình 35
o
C

Thông số
 , Pa.s
,
kg/m
3

,
W/(m.K)
C,
J/(kg.K)

r, kJ/kg

Pr

Giá trị
7,23310
-4

994
0,626
4178

2441,4

4,9

d) Xác định cấp nhiệt bên trong ống

Nước lạnh đi trong ống với lưu lượng là 6550,2 kg/h
Giả thiết nước đi trong ống chảy ở trạng thái chảy rối đạt tới Re =20000
Từ biểu thức

Re
Re
wd
w
d


  
(6.1)

Với: d là đường kính trong của ống truyền nhiệt d = d

trong
= 0,021 m
Mặc khác ta tính được trị số w theo phương trình lưu lượng

2
2
4 0,785
trong
n
n
trong
d
G
G wS wn w
dn

   
(6.2)
Vậy số ống n được xác định

3600.0,785Re
n
G
n
d


(6.3)

Với

G
n
: lưu lượng nước vào thiết bị ngưng tụ, kg/h
: độ nhớt của nước tại nhiệt độ trung bình, Pa.s
d: đường kính trong của thiết bị, m
n: số ống của thiết bị ngưng tụ
Thế các giá trị vào (6.3)

4
6550,2
3600 0,785 20000 7,233 10 0,021
n


    
7,629
Để cho giữ được trạng thái chảy rối và thiết bị không quá cồng kềnh nên ta chọn 4
chặng phía ống mỗi chặng 15 ống
Tổng số ống là 60 ống
Vận tốc của lưu chất trong ống lúc này
3600
n
TP
G
w
S


(6.4)

Với G
n
: lưu lượng nước vào thiết bị ngưng tụ, kg/h
: khối lượng riêng của nước ở nhiệt độ trung bình, kg/m
3

17

S
TP
: diện tích tiết diện của tất các các ống, S
TP
= nS
1 ống
Thế vào (6.4)
2
6550,2
0,352 m/s
0,021
3600 994 15
4
w


   

Số Re thực tế:

4
4

0,352 0,021 994
Re 10167 10
7,233 10
wd




   


Vì Re>10000 nên hệ số cấp nhiệt được tính theo công thức V.40 [2]

0.25
0,8 0,43
Pr
0,021 Re Pr
Pr
l
w
Nu





(6.6)


l

: phụ thuộc vào tỉ số chiều dài và đường kính ống l/d
Pr
w
lấy nhiệt độ của tường tiếp xúc với dòng lưu chất (t
w2
)
e) Xác định hệ số cấp nhiệt cho bên ngoài ống
Do kết cấu là loại ống chùm đặt nằm ngang nên 
1
được tính toán theo công thức
1.110 [6]

32
4
0,725

rg
td





(6.7)

Các thông số nhiệt vật lí như độ nhớt, khối lượng riêng, hệ số dẫn nhiệt, nhiệt
dung riêng được tra tại nhiệt độ màng nước ngưng tụ
1
o
( ) / 2, C

m n w
t t t

Bảng 6.2. Các công thức xác định thông số nhiệt vật lí của hỗn hợp

Thông số
Công thức xác định

hh
, Pa.s
log( ) log( ) (1 ) log( )
hh Axeton Axeton Axeton Nuoc
xx
  
    



hh
, kg/m
3

1
(1 )
Axeton Nuoc Axeton Nuoc
nt
nt Axeton Nuoc Axeton Nuoc Axeton Axeton
xx
xx



    
   



hh
, W/(m.K)
(1 ) 0,72 (1 )( )
nt Axeton Axeton Axeton Nuoc Axeton Axeton Nuoc Axeton
x x x x
    
     

C
hh
, J/(kg.K)

(1 )
nt Axeton Axeton Axeton Nuoc
C x C x C  

r
hh
, kJ/kg

(1 )
nt Axeton Axeton Axeton Nuoc
r x r x r  

Hệ số cấp nhiệt  tính cho cả chùm ống tính theo công thức V.109 [2]

1
= 
tb
 (6.8)
Với 
tb
: hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào cách bố trí ống và số ống trên 1 hàng thẳng
đứng
f) Xác định tổng nhiệt trở của thành ống thép và lớp cáu
Tổng nhiệt trở tính toán theo công thức

12
3
42
1 2 10 1
3,016 10 (m .K)/W
11600 46,5 5800
c W c
r r r r



        

Các r
c1
, r
c2

được tra ở bảng 31 [4]
18

Hệ số dẫn nhiệt của thép là 46,5 W/(m.K) tra ở bảng 28 [4]
g) Xác định nhiệt tải riêng
Ta thấy rằng
1
()
ngung w
ft


và
2
()
nuoc w
ft


, nhưng nhiệt độ tường t
w1
và t
w2
là các
đại lượng chưa biết, nên ta xác định chúng bằng phương pháp gần đúng
Ta giả sử rằng quá trình truyền nhiệt xảy ra trong thiết bị trao đổi nhiệt là quá trình
ổn định nên
ngung w nuoc
q q q

Trong đó
1
()
ngung ngung ngung w
q t t


(6.8)

12ww
w
w
tt
q
r



(6.9)
22
()
n w nuoc
q t t


(6.10)


Ta giả sử t
1

=9
o
C

rồi từ đó tính toán theo trình tự trên ta được bảng sau

Bảng 6.3. Các giá trị khi tính truyền nhiệt ở TB ngưng tụ

Hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ
Nhiệt trở thành và
lớp cáu
t
nt

t
w1

t
m

t
1


1

q
1

r

w

t
w

57,418
48,418
52,918
9
1888,1
16992,7
0,0003016
5,126

Nước giải nhiệt
t
f

t
w2

Nu
t
2


2

q
2


q
tb

35
43,292
70,059
8,292
2113,78
17528,4
0,032
17260,6
g) Xác định hệ số truyền nhiệt tổng quát
25
1,19 1,5
21
ngoai
trong
d
d
  
nên ta có thể áp dụng công thức tính hệ số truyền nhiệt của
tường phẳng

12
1
11
K
r



  
(6.11)

Với: 
1:
hệ số cấp nhiệt phía hơi bão hòa ngưng tụ và 
1
= 2291,6 W/(m
2
.K)

2
: hệ số cấp nhiệt phía ống 
2
= 1709,78 W/(m
2
.K)
r: tổng nhiệt trở thành ống thép và lớp cáu, r = 3,01610
-4
(m
2
.K)/W
Thế vào (6.11)
2
4
1
766,661W/(m .K)
11

3,016 10
1888,1 2113,78
K


  

19

h) Xác định bề mặt trao đổi nhiệt

 
log log
1
D
D R r
Q
F
K t K t



(6.12)

Với D: lưu lượng hơi sản phẩm đỉnh, D= 521,024 kg/h
r
D
: ẩn nhiệt hóa hơi của hỗn hợp sản phẩm đỉnh r
D
= 552205 J/kg

K: hệ số truyền nhiệt tổng quát, K = 791,891 W/(m
2
.K)
t
log
: chênh lệch nhiệt độ trung bình, t
log
= 20,836
o
C
Từ (6.12) ta được

 
2
521,204
0,9 1 552205
3600
9,503 m
766,661 20,836
F
  



i) Xác định chiều dài ống truyền nhiệt
Chiều dài ống truyền nhiệt tính toán theo công thức I.55 [11]
td
F
L
dn



(6.13)

Vì

1



2
nên
0,025 0,021
0,023
22
ngoai trong
td
dd
d


  
m
Từ (6.13)
9,638
2,192 m
0,023 60
L





Ta chọn cách sắp xếp ống theo kiểu hình lục giác
Với
 Bước ống t lấy bằng khoảng từ (1,2 - 1,5)d
n
chọn t =1,28d
n

t = 1,280,025=0,032 m
 Số ống trên cạnh hình lục giác lớn nhất
n = 3a(a1)+1 (V.139) [2]
Với n: tổng số ống trong thiết bị truyền nhiệt
a: Số ống trên một cạnh của hình lục giác lớn nhất
a=3
 Xác định số ống trên đường chéo của lục giác lớn nhất là b
b= 2a1= 23-1=5 (V.138) [2]
 Đường kính trong thiết bị được tính theo công thức (V.140) [2]
D=t(b1)+4d
n
= 0,033(91)+40,025=0,364 m
Ta chọn thiết bị truyền nhiệt có đường kính 400 mm chiều dài cỡ 2,5 m là chuẩn
và hợp lí
Vậy cấu tạo thiết bị trao đổi nhiệt sau khi tính kết cấu như sau
 Bề mặt trao đổi nhiệt: 13,232 m
2

 Kết cấu ống truyền nhiệt
 Ống thép 252 mm
 Chiều dài ống 2,5 m

20

 Đường kính trong thiết bị: 400 mm
 Sắp xếp lục giác đều: gồm 60 ống
 4 pass mỗi pass 15 ống
6.2 Tính toán đường kính cửa vào ra của thiết bị
Dùng để nối thiết bị với đường ống công nghệ, là đoạn ống có bích chế tạo bằng
vật liệu giống vật liệu vỏ và được hàn liền với vỏ hoặc đúc liền với thân
 Ống hơi
Dựa theo phương trình lưu lượng
4
h
h
h
Q
d
v


(6.14)

Khối lượng riêng của hỗn hợp hơi tính theo phương trình khí lí tường

3
1 (0,97 58 (1 0,97) 18)
2,096 kg/m
0,082 (57,4 273)
hh
h

PM
RT

    
  


Q: lưu lượng thể tích dòng hơi (m
3
/s)

 
3
1
521,024 (0,9 1)
0,132 m /s
3600 2,096
h
h
DR
Q



  


v: vận tốc dòng hơi, chọn cỡ 20 m/s
4 0,132
0,092 m

20
d


  


Vậy tiết diện ngang của ống hơi lấy cỡ 100 mm
Chọn chiều dài đoạn ống nối cỡ 120 mm Bảng XIII.32 [2]
 Ống tháo nước ngưng
4
l
l
l
Q
d
v


(6.15)


Với v: chọn cỡ 0,1 m/s đối với nước tự chảy không có áp lực [12]
Khối lượng riêng của hỗn hợp lỏng tại đỉnh là 756,91 kg/m
3

Q
l
: lưu lượng thể tích dòng lỏng, m
3

/s
43
( 1) 521,024 (0,9 1)
3,633 10 m /s
3600 756,91
l
l
DR
Q


  
   


Từ (6.15) ta có

4
4 3,633 10
0,068 m
0,1
l
d



  


Vậy tiết diện ngang của ống dẫn lỏng lấy cỡ 70 mm

Chọn chiều dài đoạn ống nối cỡ 110 mm Bảng XIII.32 [2]
 Ống dẫn nước vào ra khỏi thiết bị
4
n
n
n
Q
d
v


(6.16)

21

Chọn vận tốc nước lấy gấp 3 lần vận tốc đi trong ống [12]
3 3 0,352 1,056 m/s
nuoc
vv   

Từ (6.16)

6550,2
4 3600
3600 994
0,047 m
0,785 0,785 1,056
n
n nuoc
n

n nuoc
G
Q
d
vv



   


Vậy tiết diện ngang của ống dẫn nước ra vào lấy cỡ 50 mm
Chọn chiều dài đoạn ống nối cỡ 100 mm Bảng XIII.32 [2]
6.3 Tính toán trở lực
6.3.1. Tính toán tổn thất do ma sát
2
'
2
m
t
Lw
p
d



(6.17)

Chọn khu vực nhẵn thủy học
Với Re=10167

: là hệ số ma sát của nước vào thành ống
22
11
0,032
(1,8 logRe 1,5) (1,81 log(10167) 1,64)

  
   

L’:chiều dài một ống truyền nhiệt nhân với số chặng
L’=2,54=10 m
d
t
: đường kính trong của ống truyền nhiệt, d
t
=21 mm
: khối lượng riêng của nước tại nhiệt độ 35
o
C, =994 kg/m
3

W: vận tốc dòng nước đi trong ống, w=0,352 m/s
Từ (6.17)
2
2
10 994 0,352
0,032 930,742 N/m
0,021 2
m
p


     

6.3.2. Tính toán trở lực cục bộ
2
2
c
w
p


  
(6.18)

Với : hệ số trở lực cục bộ do đột thu, đột mở
1 2 3 4 5
4 4 3
     
     
(6.19)
Bảng 387 [1] cho ta các giá trị

1: là trở lực do đột mở ở cửa vào :

1
= 0,743

2: là trở lực do đột thu khi nước đi vào chùm ống:

2

= 0,479

3: là trở lực đột mở khi nước từ ống chùm đi ra khoang nắp:

3
= 0,899

4: trở lực đột thu ở cửa ra:

4
= 0,467

5: trở lực do đổi chiều 180
o
giữa các lối:

5
=2,5
Từ (6.19)
1 2 3 4 5
4 4 3 0,765 4 0,479 4 0,899 0,468 3 2,5 14,245
     
               

22

Vậy tổng trở lực cục bộ là:
2
2
994 0,352

14,245 877,182 N/m
2
c
p

   

6.3.3. Tính tổn thất áp lực khi nước đi qua thiết bị
Tổn thất trở lực tổng cộng P của nước (tổng sức cản thủy lực trên suốt đường đi
của nước qua thiết bị) tính cụ thể như sau

2
'
2
nn
t
vP
l
P
d


   


(6.20)
Độ nhám tuyệt đối của ống =0,1 (ống mới không hàn) Bảng II.15 [1]
Tổng trở lực là

2

930,742 877,182 1808 N/m
mc
p p p       

Tổng trở lực này dùng để tính bơm đẩy nước qua thiết bị
Do dùng hơi bão hòa, nên không cần tính tổn thất trở lực ở vùng không gian giữa
các ống truyền nhiệt
6.4 Tính bền cơ khí thiết bị ngưng tụ
Chiều dài phần trụ: l= 2,452 m
Đường kính trong trụ D
t
=400 mm
Áp suất tính toán P=1 atm, do khi hơi ngưng tụ thể tích giảm nên lúc này thân lúc
này chịu áp suất ngoài. Để tính toán an toàn ta lấy áp suất ngoài làm áp suất tính
toán
Mối hàn: hệ số bền mối hàn của thân, nắp đối với hàn giáp mối mỗi phía là

h
=0,95
Chọn vật liệu chế tạo là thép CT3 lấy hệ số an toàn là =1. Do vậy, ứng suất cho
phép tính toán vật liệu chế tạo thiết bị ngưng tụ
[]*=[]= 1137,2=137,2 N/mm
2

6.4.1 Tính kiểm tra thân thiết bị
 Kiểm tra bền theo áp suất
Thông số làm việc:
D
t
= 400 mm

L= 2,452 m
Do khi hơi ngưng tụ thể tích giảm nên lúc này áp suất giảm thân chịu áp suất
ngoài.
Thông số tính toán:
P
tt
= P
ngoài
= 1 at = 0,1013 N/mm
2
t = t
nt
= 57,4
o
C
L: chiều dài tính toán thân thiết bị, mm.
Vì thân thiết bị ngưng tụ là thân trụ lắp với 2 mặt bích nên L bằng khoảng cách
giữa 2 mặt bích.
23

L= 2,452 mm
Các thông số cần tra và chọn:
E
t
: mođun đàn hồi của vật liệu ở nhiệt độ làm việc, N/mm
2
Tra bảng 2-12 [5]  E
t

= 2,0110

5
N/mm
2
Bề dày tối thiểu của thân chịu áp suất ngoài tính theo công thức 5.14 [5]
0,4
' 1,18 ( )
t
t
t
PL
SD
ED

(6.20)
Thế số vào công thức (6.20)
0,4
5
0,1013 2452
' 1,18 400 ( ) 2,973mm
2,01.10 400
S     

Bề dày thực của thân trụ tính theo công thức 5.9 [5]
S = S’ + C (6.21)
Với C là hệ số bổ sung bề dày tính toán, công thức 1-10 [5] cho ta
C = C
a
+ C
b
+ C

c
+ C
o
mm
C
a
: Hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học của môi trường, mm
 Chọn C
a
= 1 mm
C
b
: Hệ số bổ sung do bào mòn cơ học của môi trường, mm
 Chọn C
b
= 0
C
c
: Hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, lắp ráp, mm
 Chọn C
c
= 0
C
o
: Hệ số bổ sung để quy tròn kích thước, mm.
 Chọn C
c
= 1
Vậy S = S’ + C
a

= 2,973 + 0 + 0 + 1+0,027 = 4 mm
Kiểm tra bảng 5-1 [5] Với D
t
= 400 mm  Chọn S = 4 mm là hợp lí
 Kiểm tra bền khi thân chỉ chịu áp suất ngoài:
Kiểm tra bề dày thỏa mãn công thức 5.15 và 5.16 [5]
Điều kiện 1:
2( )
1,5
2( )
ab
b b a
S C D
L
D D S C




(6.22)
2 (4 1)
1,5
2452


=0,212 ≤
2500
400
=6,25 ≤
400

2 (4 1)
= 7,071  thoả
Với 
c
t
là giới hạn chảy của vật liệu làm thân ở nhiệt độ tính toán tính theo công
thức 1-3 [5]
n
c
: hệ số an toàn, tra bảng 1.6 [5]

c
t
= n
c
[]
*
= 1,65137,2 = 226,318 N/mm
2



24

Điều kiện 2:
3
2( )
0,3
ta
t

b c b
E S C
L
DD







(6.23)

2452
400
=6,25 ≥
3
5
2,01 10 2 (5 1)
0,3
226,318 400
  

  


0,753 ⇒ thoả
Khi đó, kiểm tra áp suất theo công thức 5.19 [5]:
2,5
[ ] 0,649

ba
t
b
D S C
PE
LD






(6.24)
[P] =
2,5
5
400 4 1
0,649 2,01 10
2452 400


   


= 0,2087> 0,1013 N/mm
2
 thoả
 Kiểm tra bền theo ứng suất nhiệt
Vì do có sự chênh lệch giữa thân và vỏ nên thân còn chịu áp suất do ứng suất nhiệt
Diện tích tiết diện ngang của thân có bề dày S

t
=4 mm

2
( ) (400 5) 5 6362 mm
t t t t
F D S S

      

Diện tích tiết diện ngang của thân có bề dày S
t
-C
a
=4 – 1=3 mm
2
,1
( 2 )( ) (400 4 2 1) (4 1) 5115 mm
t t t a t a
F D S C S C

           

Diện tích tiết diện ngang của ống khi bề dày của nó S
o
=2 mm
2
( ) (25 2) 2 60 1018mm
o n o o
F d S S n


       

Diện tích tiết diện ngang của ống khi bề dày là S
o
-C
a
=2-1=1 mm
2
,1
( 2 )( ) (25 2 2 1) (2 1) 60 5466 mm
o n o a o a
F d S C S C n

            

Lực tác dụng tương hỗ giữa thân và ống do ứng suất nhiệt gây nên được tính toán
theo công thức 8-20 [5]
 Khi bề dày là S
t
và S
o


   
 
6
55
20 20
12,1 10 (57,4 20) (35 20)

213452 N
1 1 1 1
2,01 10 6362 2,01 10 1018
t
t t o
t
tt
t t o o
tt
P
E F E F


  
    

  

   

 Khi bề dày là (S
t
–C
a
)và (S
o
C
a
)
   

 
6
1
55
20 20
12,1 10 (57,4 20) (35 20)
144065 N
1 1 1 1
2,01 10 5115 2,01 10 5466
t
t t o
t
tt
t t o o
tt
P
E F E F


  
    

  

   

Kiểm tra ứng suất nhiệt ở trong ống theo điều kiện 8-26 [5]
 Khi bề dày là S
t
và S

o

,
22
213452 226,318
20,97 N/mm 205,744 N/mm
1018 1,1 1,1
t
co
t
o
o
P
F


     

 Khi bề dày là (S
t
–C
a
)và (S
o
-C
a
)
25

1

,
22
,1
144065 226,318
26,335 N/mm 205,744 N/mm
5466 1,1 1,1
t
co
t
o
o
P
F


     

Kiểm tra ứng suất nhiệt ở thân theo điều kiện 8-26 [5]
 Khi bề dày là S
t
và S
o

,
22
213452 226,318
33,553 N/mm 205,744 N/mm
6362 1,1 1,1
t
ct

t
t
t
P
F


     

 Khi bề dày là (S
t
–C
a
)và (S
o
-C
a
)
1
,
22
,1
144065 226,318
28,168 N/mm 205,744 N/mm
5115 1,1 1,1
t
co
t
t
t

P
F


     

Các điều kiện đều thỏa về ứng suất nhiệt
Vậy không cần làm vòng bù giãn nở cho thân thiết bị
6.4.2 Tính toán bề dày đáy nắp
Chọn nắp ellip tiêu chuẩn: R
t
= D
t
= 400mm
Chọn vật liệu là thép CT3⇒ hệ số hiệu chỉnh  = 1, vì môi trường là nước
Chọn bề dày nắp của thiết bị bằng với bề dày thân là S
nắp
= 4 mm.
6.4.3 Tính bích, đệm, bulông, vỉ ống
 Mặt bích
Chọn bích liền kiểu 1, chịu được áp suất tối đa là 0,6 N/mm
2

Chọn vật liệu: thép CT3
Chọn loại bích phẳng liền (không cổ) cho thân và cho đáy (nắp) với đường kính
gọi D
y
= 400 mm ta xác định các thông số của mặt bích
Bảng 6.4. Các thông số cơ bản của bích
Kích thước cơ bản

Bích nối nắp
với thân thiết bị
Đường kính trong của thân D
t
(mm)
400
Đường kính vành ngoài bích D (mm)
515
Đường kính đến tâm bulông D
b
(mm)
475
Đường kính đến vành ngoài đệm D
1

(mm)
450
Đường kính đến vành trong đệm D
0

(mm)
411
Bề dày bích h (mm)
20
Đường kính bulông d
b
(mm)
M16
Số lượng bulông Z (cái)
20

 Đệm:
Với thiết bị có áp suất và nhiệt độ làm việc không cao ta chọn vật liệu đệm là
paronit, S=3 mm