Đồ án cô đặc NaOH trong chân không

LỜI MỞ ĐẦU
Ngày nay, công nghiệp sản xuất hoá chất là một ngành công nghiệp quan trọng ảnh
hưởng đến nhiều ngành khác. Trong đó, ngành công nghiệp sản xuất NaOH là ngành sản
xuất hoá chất cơ bản.
NaOH là một tinh thể màu trắng, khối lượng riêng 2,13 g/ml. NaOH là một base mạnh,
có khả năng ăn da và ăn mòn cao. Nhiệt độ sôi 1388 oC, nhiệt độ nóng chảy 318oC. Có thể
tác dụng với nước, methanol. Etanol,…
Trước đây trong công nghiệp, NaOH được sản xuất bằng cách cho Ca(OH) 2 tác dụng
với dung dịch Na2CO3 loãng và nóng. Ngày nay, người ta dùng phương pháp hiện đại là
điện phân dung dịch NaCl bão hoà. Tuy nhiên, dung dịch sản phẩm thu được thường có
nồng độ rất loãng, gây khó khăn trong việc vận chuyển đi xa. Để thuận tiện cho chuyên
chở và sử dụng, người ta phải cô đặc dung dịch NaOH đến một nồng độ nhất định theo
yêu cầu.
Cô đặc là phương pháp thường dùng để làm tăng nồng độ một cấu tử nào đó trong
dung dịch hai hay nhiều cấu tử.
Quá trình cô đặc thường được sử dụng phổ biến trong công nghiệp nhằm mục đích làm
tăng nồng độ dung dịch loãng hoặc tách các chất rắn hoà tan.
Quà trình cô đặc có thể tiến hành trong hệ thống cô đặc một nồi hay nhiều nồi. Thường
người ta dùng hai hay ba nồi để có hiệu suất sử dụng hơi đốt cao, giảm tổn thất trong quá
trình sản xuất.
Trong đồ án này ta sẽ tiến hành cô đặc theo cách tách dung môi dưới dạng hơi. Quá
trình cô đặc được tiến hành ở trạng thái sôi, nghĩa làm áp suất riêng phần của dung môi
trên mặt thoáng bằng với áp suất làm việc của thiết bị.
Bài đồ án này là thiết kế hệ thống cô đặc chân không một nồi liên tục để cô đặc dung
dịch NaOH có nồng độ đầu 18%, nồng độ cuối 30% và năng suất là 4500 kg/h.


CHƯƠNG I: CHỌN VÀ THUYẾT MINH QUY TRÌNH CÔNG NGHỆ
I.1 Quy trình công nghệ:
I.2 Thuyết minh quy trình công nghệ
Nguyên liệu là dung dich NaOH có nồng độ đầu 15%. Dung dịch từ bể chứa nguyên

liệu được bơm lên bồn cao vị, rồi đi qua thiết bị gia nhiệt dạng ống chùm để đạt nhiệt độ
sôi phù hợp.
Thiết bị gia nhiệt ống chùm có thân hình trụ được đặt đứng, bên trong gồm nhiều ống
nhỏ, được bố trí theo đỉnh tam giác đều. Các đầu ống được giữ chặt trên vỉ ống và vỉ ống
được hàn dính vào thân. Nguồn nhiệt là hơi nước bão hòa có áp suất 4 at đi bên ngoài ống
(phía vỏ). Dung dịch đi từ dưới lên ở bên trong ống. Hơi nước bão hòa ngưng tụ trên bề
mặt ngoài của ống và cấp nhiệt cho dung dịch để nâng nhiệt độ của dung dịch lên nhiệt độ
sôi theo yêu cầu. Dung dịch sau khi được gia nhiệt sẽ chảy vào thiết bị cô đặc để thực
hiện quá trình bốc hơi. Hơi nước ngưng tụ thành nước lỏng và theo ống dẫn nước ngưng
chảy ra ngoài.
Nguyên lý làm việc của nồi cô đặc: phần dưới của thiết bị là buồng đốt gồm có các
ống truyền nhiệt và ống tuần hoàn trung tâm. Dung dịch đi trong ống, hơi đốt sẽ đi trong
khoảng không gian phía ngoài ống. Hơi đốt sẽ ngưng tụ bên ngoài ống, truyền nhiệt cho
dung dịch chuyển động bên trong ống. Dung dịch đi bên trong ống từ trên xuống và sẽ
nhận nhiệt do hơi đốt ngưng tụ cung cấp và sẽ sôi, làm hoá hơi một phần dung môi. Hơi
ngưng tụ theo ống dẫn nước ngưng qua bẫy hơi chảy ra ngoài.
Nguyên lý hoạt động của ống tuần hoàn trung tâm: khi làm việc, dung dịch trong ống
truyền nhiệt sôi tạo thành hỗn hợp hơi – lỏng có khối lượng riêng giảm đi và bị đẩy từ
dưới lên trên. Thể tích dung dịch theo một đơn vị bề mặt truyền nhiệt lớn hơn so với ống
truyền nhiệt nên lượng hơi trong ống truyền nhiệt lớn hơn. Vì vậy khối lượng riêng của
hỗn hợp hơi – lỏng lớn hơn và bị đẩy xuống dưới. kết quả tạo thành một dòng chuyển
động tuần hoàn tự nhiên trong thiết bị (từ dưới lên trong ống truyền nhiệt và từ trên xuống
trong ống tuần hoàn).
Phần phía trên thiết bị là buồng bốc để tách hỗn hợp lỏng hơi thành 2 dòng, dòng hơi
thứ đi lên phía trê buồng bốc đến bộ phận tách bọt để tách những giọt lỏng ra khỏi hơi
thứ. Giọt lỏng chảy xuống phía dưới, hơi thứ tiếp tục đi lên, dung dịch còn lại được hoàn
trở lại.
Dung dịch sau khi cô đặc được bơm ra ngoài theo ống tháo sản phẩm nhờ bơm ly
tâm, vào bể chứa sản phẩm. Hơi thứ và khí không ngưng đi ra phía trên của thiết bị cô đặc
vào thiệt bị ngưng tụ baromet. Thiết bị ngưng tụ baromet là thiết bị ngưng tụ kiểu trực

tiếp. Chất làm lạnh là nước được đưa vào ngăn trên cùng của thiết bị, dòng hơi thứ được
dẫn vào ngăn cuối cùng của thiết bị. Dòng hơi thứ đi lên gặp nước giải nhiệt, nó sẽ ngưng
tụ thành dòng lỏng chảy ra ngoài bồn chứa., khí không ngưng tiếp tục đi lên trên và đi qua
thiết bị tách bọt để chỉ còn khí không ngưng được bơm chân không hút ra ngoài. Khi
ngưng tụ chuyển từ hơi thành lỏng thì thể tích của hơi sẽ giảm, làm áp suất giảm, do đó tự
bản thân thiết bị áp suất sẽ giảm. Vì vậy thiết bị ngưng tụ baromet là thiết bị ổn định chân
không, nó duy trì áp suất chân không trong hệ thống. Áp suất làm việc của thiết bị
baromet là áp suất chân không, do đó cần lắp đặt ở một độ cao cần thiết để nước ngưng có
thể tự chảy ra ngoài khí quyển mà không cần dùng máy bơm.
Bình tách là một vách ngăn, có nhiệm vụ là tách giọt lỏng bị lôi cuốn theo dòng khí
không ngưng để đưa trở về bồn chứa nước ngưng, còn khí không ngưng sẽ được bơm
chân không hút ra ngoài.
Bơm chân không có nhiệm vụ là hút, khí không ngưng ra ngoài để tránh trường hợp
khí không ngưng tồn tại trong thiết bị ngưng tụ quá nhiều, làm cho áp suất của thiết bị
ngưng tụ tăng lên, có thể làm cho nước chảy ngược lại sang nồi cô đặc.


CHƯƠNG II: TÍNH CÂN BẰNG VẬT CHẤT VÀ NĂNG LƯỢNG
II.1 Cân bằng vật chất:
×
×
Theo công thức 5.16, Tr293, [5]: Gd xd = Gc xc

Gc =

Gd × .xd
xc

=

4500× 18
30

= 2700 kg/h

Lượng hơi thứ của hệ thống được tính theo công thức VI.1, Tr55, [2]
W = GD × (1 −

xD
18
) = 4500 × (1 − ) = 1800
xC
30

kg/h

II.2 Cân bằng năng lượng:
II.2.1 Nhiệt lượng và áp suất mỗi nồi:
Ta có áp suất tại thiết bị ngưng tụ Pc = 0,6 => nhiệt độ của hơi thứ trong thiết bị
ngưng tụ Tc = 85,5 oC (I.251, Tr314, [1])
Nhiệt độ sôi của dung môi tại áp suất buồng bốc (Po):
tsdm(Po) = Tc + 1 = 85,5 + 1 = 86,5 oC => Po = 0,6275 at
Thiết bị cô đặc
Loại

Hơi đốt
Hơi thứ

Áp suất (at)

Nhiệt độ
(oC)

4,00

142,90

0,6275

Thiết bị ngưng tụ
Áp suất (at)

Nhiệt độ
(oC)

0,60

85,5

86,5

II.2.2 Xác định nhiệt độ tổn thất:
a. Tổn thất nhiệt độ do nồng độ tăng: (∆’)

Theo công thức VI.10, Tr59, [2]: ∆’ = ∆’o . f
(273 + t ' ) 2
= 16,2
r

Theo công thức VI.11, Tr59, [2]: f
xc(%)

∆’o(oC)

t’(oC)

r.10-3

∆’(oC)


(J/kg)
30,00

17,00

86,50

2293.37

15,52

(∆’o tra theo bảng VI.2, Tr67, [2] và r.10-3 tra theo bảng I.251, Tr314, [1])
Ta có: tsdd(Po) = tsdm(Po) + ∆’ = 86,50 + 15,52 = 102,02 oC.
b. Tổn thất nhiệt độ do áp suất thuỷ tỉnh: (∆”)
Gọi chênh lệch áp suất từ bề mặt dung dịch đến giữa ống là ∆p (N/m2), ta có:
1
2

∆P = ρSgHop
Trong đó: ρs : khối lượng riêng cuả dung dịch khi sôi, kg/m3:ρs =0,5ρdd
ρdd : khối lượng riêng cuả dung dịch, kg/m3
Hop: Chiều cao thích hợp tính theo kính quan sát mực chất lỏng, m
×
Hop = [0,26 + 0,0014(ρdd-ρdm)] Ho
Tra sổ tay ta được bảng:
Chọn
tsdd(Po+∆P)
= 104 oC

xc(%)

ρdd (kg/m3)

30,00

1273

ρdm (kg/m3)

ρs (kg/m3)

955,44

636,50

Chọn chiều cao ống truyền nhiệt là Ho = 2,0 m
×

Hop = [0,26 + 0,0014(ρdd - ρdm)] Ho
×
= [0,26 + 0,0014(1273 – 955,44)] 2,0 = 1,41 m
1
2

1
2×

1
4
× 9,81 .10

×
×
∆P = ρSgHop =
636,50 9,81 1,41
= 0,04 at
Áp suất trung bình: Ptb= P’2+ ∆P2 = 0,6275 + 0,04 = 0,67 at
Tra bảng I.251, Tr314, stttt: tại Ptb= 0,67 at => tsdm(Ptb)= 88,25oC
∆” = tsdm(Ptb) - tsdm(Po) = 88,25 – 86,5 = 1,75 oC
tsdd(Ptb) = tsdd(Po) + ∆” = 102.02 + 1,75 = 103,77 oC
Sai số 0,22% => tsdd(Ptb) = 103,77oC
×
Lấy sản phẩm ra tại đáy: tsdd(Po+2∆P) = 102,02 + 2 1,75 = 105,52 oC.
c. Tổn thất nhiệt do trở lực thuỷ lực trên đường ống: (∆”’)
Chọn tổn thất nhiệt lên đoạn ống dẫn hơi thứ từ buồng bốc sang thiết bị ngưng tụ là
∆”’= 1oC (Tr296, [5])
d. Tổn thất chung trong toàn bộ hệ thống cô đặc:
Σ∆=Σ∆’+Σ∆”+Σ∆”’= 15,52 + 1,75 + 1,00 = 18,27 oC

II.2.3 Hiệu số hữu ích:
∆t=td–(tc+Σ∆)=142,90 – (85,5 + 18,27)= 39,13oC
II.2.4 Cân bằng nhiệt lượng:
a. Nhiệt dung riêng:

Nồng độ dung dịch xđ=18% < 20% nên ta áp dụng công thức (I.43, Tr152, [1]):
×
×
Cđ = 4186 (1 - xD) = 4186 (1 - 0,18) = 3432,52 J/kg.độ
Do xc=30% > 20% nên áp dụng công thức: (I.44, Tr152, [1]):
×
×
Cc = Cht xC + 4186 (1 - xC)
Trong đó: Cht là nhiệt dung riêng của chất hoà tan. J/kg.độ
=

n1C1 + n 2 C 2 + n3 C 3
M

Cht
Tra sổ tay ta có: MNaOH = 40
n1 = n2 = n3 = 1

×
C1 = CNaOH = 26 103 J/kg.nguyêntử.độ
×
C2 = CO = 16,8 103 J/kg.nguyêntử.độ
×

C3 = CH = 9,6 103 J/kg.nguyêntử.độ

=

=> Cht

26 + 16,8 + 9,63
× 103 = 1310,75
40

=> Cc = 1310,75

×

×

J/kg.độ

0,3 + 4186 ( 1 – 0,3) = 3323,43 J/kg.độ

b. Lập phương trình cân bằng nhiệt lượng:

Ta có phương trình cân bằng nhiệt lượng:
×
×
× ×
GdCdtd + D id” + φDctd = W iw” + D C θ + GcCctc ± Qcd + Qtt
Bỏ qua phần nhiệt lượng do hơi đã ngưng từ đường ống dẫn hơi đốt vào buồng đốt:
φDctd = 0, Qcd = 0
Độ ẩm của hơi: φ = 0,05

×
×
=> Nhiệt lượng do hơi bão hoà cung cấp Qd = D (1 - φ) (id” - Cθ)
Nước ngưng chảy ra có nhiệt độ bằng với nhiệt độ hơi đốt vào nên:
(id” - Cθ) = rd = 2141 kJ/kg tại 142,9oC (Tra I.251, Tr 314, [1])
×
×
×
=> D (1-φ) ( id” - Cθ) + GdCdtd = GcCctc + W ( iw” - Cθ) + Qtt
Thay Qtt = εQd = 0,005Qd
×
×
×
×
=> Qd = D (1- ε) (1-φ) ( id” - Cθ) = GcCctc - GdCdtd + W ( iw” - Cθ)
=> Lượng hơi đốt phải dùng biểu kiến:


D=

G cCctc − Gd Cd td + W × (iw "−C × t)
(1 − ε ) × (1 - ϕ ) × rd

4500
1800
× (3323,43× 105,52 − 3432,52 × 102,02) +
× (2655,7 × 103 − 3323,43× 105,52)
3600
= 3600
(1 − 0,05) × (1 - 0,05) × (2141× 103 )

= 0,6 kg/s.
Nhiệt lượng hơi đốt cung cấp:
×
×
×
×
×
Qd = 0,6 (1-0,05) (1-0,05) (2141 103) = 1,15 106 W.
=

Lượng hơi đốt tiêu tốn riêng: d

D 0,6 × 3600
=
= 1,19
W
1800

kg hơi đốt/ kg hơi thứ

CHƯƠNG III: TÍNH TOÁN CÔNG NGHỆ THIẾT BỊ CHÍNH
III.1 Hệ số cấp nhiệt khi ngưng tụ hơi:
4

Theo công thức của Nusselt: (V.101, Tr28, [2]): α1 =2,04A
×
Với: r: ẩn nhiệt hoá hơi, r = 2141 103 J/kg
H: chiều cao ống truyền nhiệt, H = 2,0 m
A: trị số phụ thuộc nhiệt độ ngưng tụ của nước tm

Chọn tv1 = 139,66oC
Khi đó: ∆t1 = td - tv1 = 142,9 – 139,66 = 3,24oC
×
×
tm = 0,5 (td + tv1)= 0,5 (142,9 + 139,66) =141,28 oC
Tra bảng Tr29, [2]: A = 194,19
4

×

r
H × ∆t1

×
, W/(m2 độ)

2141× 103
=
2,0 × 3,24

×
×
×
=> α1 = 2,04 194,19
9497,78 W/(m2 độ)
×
×
=> q1= α1 ∆t = 9497,78 3,24 = 30772,79 W/m2

III.2 Hệ số cấp nhiệt từ bề mặt đốt đến dòng chất lỏng:

λ
α 2 = α n ×  dd
 λn





0 , 565

 ρ
×  dd
 ρ n

2

  Cdd   µn
 × 
 × 
  Cn   µdd





0 , 435

Theo công thức VI.27, Tr 71, [2]:
Trong đó: λdd, ρdd, Cdd, µdd : các hằng số vật lý của dung dịch
λn, ρn, Cn, µn: các hằng số vật lý của nước theo nhiệt độ sôi dung dịch

× ×
αn: hệ số cấp nhiệt của nước: αn=0,145 p0,5 ∆t2,23 (V.91, Tr26, [2])
Với p = 0,6275 at = 61557,75 N/m2


Chọn: tv2 = 113,36oC
Khi đó: ∆t = ∆t2 = tv2 – tsdd(ptb) = 113,36 – 104 = 9,36oC
×
×
=> αn=0,145 61557,750,5 9,362,23 = 6600,62 W/m2
ρdd: tra bảng I.23, Tr35, [1]
µdd: tra theo bảng I.101, Tr91, [1]
Dung dịch

Nước

×
λ (W/m độ)

0,59

0,68

ρ (kg/m3)

1273

966,46

×

C (J/kg độ)

3323,425

4245,24

×
µ (N s/m2)

×
1,79 10-3

×
0,32 10-3

λdd được tính theo công thức I.32, Tr123, [1]:
λdd = A × Cdd × ρ dd × 3

ρ dd
M
-8

Trong đó: A: hệ số phụ thuộc mức liên kết của chất lỏng, A = 3,58x10
M: khối lượng mol của hỗn hợp lỏng:
×
×
M = nNaOH MNaOH + (1 - nNaOH) MH2O
Giả sử nồng độ NaOH trong dung dịch là 22,5% khốl lượng

nNaOH =

0,3
40
0,3 1 − 0,3
+
40
18

= 0,16 %mol
×
=> M = 0,16 40 + (1 – 0,16) 18 = 21,56
×

λdd = 3,58 × 10−8 × 3323,425 × 1273 × 3

1273
21,56

=>
 0,59 
6600,62 × 

 0,68 

=>α2=

0 , 565

 1273  2  3323,425
× 

 × 
 966,46   4245,24

×
= 3288,73 W/(m2 độ)
III.3 Nhiệt tải riêng phía tường:

×
= 0,59 W/(m độ)

  0,32 × 10−3 

 × 
−3 
1
,
79
×
10
 


0 , 435


Ta có: qv =

∆tv
∑ rv

W/m2

Công thức tính tổng nhiệt trở: Σrv =Σrv1 +
Chọn: Σrv1 = 1/2900 = 0.3448

×

-3

10

δ
λ

+ Σrv2

m2.độ/W và Σrv2 = 0,387

×

-3

2

10 m .độ/W

δ = 2 mm = 0,002 m
Vật liệu làm ống truyền nhiệt là thép không gỉ, thép bền nhiệt và chịu nhiệt
×
mã hiệu 40XH: λ = 44 W/(m độ) (Tra bảng XII.7, Tr313, [2])

−3

= 0,3448×10 +

=> Σrv

0,002
−3
+ 0,387 ×10 =
16,3

×
×
0,8545 10-3 (m2 độ)/W

Với quá trình cô đặc chân không liên tục, sự truyền nhiệt ổn định nên qv=q1=q2
×
×
×
=> ∆tv = qv Σrv = 30772,79 0,8545 10-3 = 26,30oC
×
×
=> q2 = α2 ∆t2 = 3288,73 9,36 = 30797,84 W/m2
Kiểm tra sai số:

q1 − q2 30797,84 − 30772,79
=
× 100%
q1
30772,79

= 0,08% < 5% (thoả điều kiện)

q1 + q2 30772,79 + 30797,84
=
q1
2

Vậy nhiệt tải trung bình là: qtb =
III.4 Hệ số truyền nhiệt cho quá trình cô đặc:
1
1
1
+ ∑ rv +
α1
α2

=

1
1
1
+ 0,8545 × 10− 3 +
9497,78
3288,73

K=
III.5 Diện tích bề mặt truyền nhiệt:
Qd
1,153 × 106

=
=
K × ∆t 791,21× 39,13

= 30785,31 W/m2

=

791,21 W/m2K

F=
37,24 m2
Theo tiêu chuẩn diện tích bề mặt truyền nhiệt (bảng VI.6, Tr80, [2]) thì ta chọn
F = 40 m2.


CHƯƠNG IV: TÍNH TOÁN KẾT CẤU THIẾT BỊ CHÍNH
IV.1 Kích thước buồng bốc:
W
ρh

1800
3600 × 0,37

IV.1.1 Lưu lượng hơi thứ trong buồng bốc: Vh =
=
= 1,34 m3/s
Trong đó: W: lượng hơi thứ bốc hơi (kg/h)
ρk : khối lượng riêng của hơi thứ ở áp suất buồng bốc P o = 0,52 at (Bảng
I.251, Tr314, [1]) => ρk = 0,31396

Vhoi
π × Db2
4

1,34
π × Db2
4

1,7
Db2

IV.1.2 Vận tốc hơi thứ buồng bốc: whơi =
=
=
m/s
IV.1.3 Vận tốc lắng:
Dựa theo công thức 5.14, Tr276, [5]:
4 × 9,81 × (967,61 − 0,37) × 0,0003
1,7
4 × g × ( ρ '− ρ " ) × d
1, 2
3.1,9 × Db × 0,37
Db0,6
3 × ξ × ρ"
wo =
=
=
m/s
Trong đó: ρ’=970,584 kg/m3: khối lượng riêng giọt lỏng (bảng I.249, Tr310, [1])
ρ” = 0,316 kg/m3: khối lượng riêng của hơi (Tra bảng I.250, Tr312, [1])

d: đường kính giọt lỏng, chọn d = 0,0003m (Tr292, [5])
g = 9,81 m/s2
wk × d × ρ " 1,7 × 0,0003 × 0,37 15,92
µh
Db2 × 0,012 × 10−3
Db2
ξ: hệ số trở lực, theo Re =
=
=
Với µ là độ nhớt động lực học của hơi thứ ở áp suất 0,52 at. Tra bảng
×
I.121, Tr121, [1] => µ = 0,012 10-3 Ns/m2
18,5
Re 0, 6

×
Nếu 0,2 < Re < 500 thì ξ =
=> ξ = 3,52 Db1,2
Áp dụng điều kiện wh < (0,7 – 0,8)wo. Chọn wh < 0,75wo
1,7
Db2

1,7
Db0,6

=>
< 0,7.
=> Db > 1,29 m
=> Chọn Db = 1400 mm (theo tiêu chuẩn Tr293, [5])
15,92

1,42

Kiểm tra lại Re: Re =
b

= 8,12 ( thoả 0,2 < Re < 500)

Vậy đường kính buồng bốc D = 1400 mm.
IV.1.4 Chiều cao buồng bốc:


tt

3

tt 1at)

3

Theo công thức VI.33, Tr72, [2]: U = fU ( , m /m h
Trong đó: f: hệ số hiệu chỉnh do khác biệt áp suất khí quyển
U
Chọn: U

tt (1at)

tt (1at)

: cường độ bốc hơi thể tích cho phép khi p = 1 at
3

3

= 1650 m /m h, f = 1,1 (Tra VI.3, Tr72, [2])
3

tt

3

=> U = 1,1x1650 = 1815 m /m h
Thể tích buồng bốc: Vb =

W
ρ k × U tt

=

1800
0,37 × 1815

= 2,65 m3

2,65
π × 1,42

Vb
π × Db2
4

4

=> Chiều cao buồng bốc: Hb=
=
= 1,72 m
Để an toàn ta chọn Hb = 2m (theo điều kiện cho quá trình sôi sủi bọt)
IV.2 Kích thước buồng đốt:
IV.2.1 Xác định số ống truyền nhiệt:
Theo công thức III-49, Tr134, [4]: n =

F
πdl

=

40
π × 0,025 × 2

= 254,65 ống

2

Trong đó: F: bể mặt truyền nhiệt, F=40m
l = H = 2m: Chiều dài ống truyền nhiệt
d: đường kính ống truyền nhiệt
1

2

t

Do α > α nên lấy d = d = 25mm
Theo bảng V.11, Tr48, [2], chọn n = 301 ống.
IV.2.2 Đường kính ống tuần hoàn trung tâm:

Theo công thức III.26, Tr121, [6]: Dth =
×
×
Chọn ft = 0,3 FD = 0,3 0,19 = 0,06
π × dn 2 × n
π × 0,0292 × 301
4

Với FD =
=
Chọn Dth = 0,325 m
Dth
dt

4

4 ft
π

=

4 × 0,06
π

= 0,28m

= 0,19

0,325
0,025

Kiểm tra:
=
= 13 > 10 (thoả)
IV.2.3 Đường kính buồng đốt:
Đường kính trong của buồng đốt được tính theo công thức III-52, Tr135, [4]:


( Dth + 2 × β × d n ) 2 +

0,4 × β 2 × d n sin α . × F
ψ ×l

Dt =
(0,325 + 2 × 1,4 × 0,029) 2 +

0,325 × 1,42 × 0,029 × sin 60 × 40
0,8 × 2

=
=> Chọn Dđ=1000 mm

= 0,81m

th

Trong đó: D : đường kính ống tuần hoàn trung tâm, m
β=

t
dn

: Hệ số, thướng β = 1,3 – 1,5. Chọn β = 1,4
×
t = 1,4 dn: Bước ống, m
dn = 0,029m: Đường kính ngoài của ống truyền nhiệt, m
ψ: Hệ số sử dụng vĩ ống, thường ψ = 0,7 – 0,9. Chọn ψ = 0,8
l = 2 m: Chiều dài ống truyền nhiệt
F: Diện tích bề mặt truyền nhiệt, m2
IV.2.3 Kiểm tra diện tích truyền nhiệt:
Phân bố 613 ống truyền nhiệt được bố trí theo hình lục giác đều như sau:
Số hình lục giác

9

Số ống trên đường xuyên tâm

19

Tổng số ống không kể các ống trong bình viên phân

271

Số ống trong các hình viên phân:
Dãy 1

5

Dãy 2

0

Tổng số ống trong tất cả các hình viên phân

30

Tổng số ống của thiết bị

301

×
×
Ta công thức V.140, Tr29, [2]: Dth < t (b-1) + 4 dn, m
×
Với t = 1,4 dn

=> b ≥

Dtth − 4 × d n
1,4 × d n

=

0,325 − 4 × 0,029
1,4 × 0,029

= 6,15 => Chọn b = 7 ống (V.II, Tr 48, [2])


3
× (b 2 − 1) + 1
4

3
× (7 2 − 1) + 1
4

=> Số ống truyền nhiệt thay thế: n =
=
= 37 ống
=> Số ống truyền nhiệt còn lại: n’ = 301 – 37 = 264 ống
Diện tích bề mặt truyền nhiệt lúc này là:
×
× ×
×
× ×
F’ = (n’ dt+Dth) π H = (264 0,025+0,325) π 2 = 43,51 > 37,24 (thoả)
IV.3 Tính kích thước các ống dẫn, nhập liệu, tháo liệu:

Đường kính các ống được tính theo công thức VI.41, Tr74, [2]: d=

4G
πvρ

,m

Trong đó: G: lưu lượng lưu chất, kg/s
v: vận tốc lưu chất, m/s (Tr74, [2])
ρ: khối lượng riêng của lưu chất, kg/m3
Loại ống
Nhập liệu
Tháo liệu
Dẫn hơi đốt
Dẫn hơi thứ
Dẫn nước ngưng
Dẫn khí không ngưng
(chọn)

G (kg/s)
1,25
0.75
0,6
0,5
0,6

v (m/s)
1,5
1,0
20,0
20,0
1,0

ρ (kg/m3)
1191,65
1271,86

2,12
0,37
967,61

d (mm)
32
32
190
400
40

-

-

-

20

IV. 4 Tính bền cơ khí:
Chọn vật liệu làm buồng đốt, buống bốc, nắp và đáy là OX18H10T
IV.4.1 Tính cho buồng đốt:
Buồng đốt có đường kính trong 1000 mm, chiều cao 2000 mm.
•

Tính bề dày tối thiểu (S’):
Hơi đốt là hơi nước bão hoà có áp suất 4at nên buồng đốt chịu áp suất trong
là: pm= pd - pa = 4 - 1 = 3at = 0,2943 N/mm2.
Áp suất tính toán là:
×

×
×
pt = pm + ρgH = 0,2943 + 1273 9,81 10-6 2 = 0,319 N/mm2.
Nhiệt độ của hơi đốt vào là td=142,9oC, vậy nhiệt độ tính toán của buồng đốt
là: ttt = td + 20 = 142,9 + 20 = 162,9oC.


Tra đồ thị h1-2, Tr16, [7] ta có ứng suất cho phép tiêu chuẩn của vật liệu là
[σ]* = 115 N/mm2
Chọn hệ số hiệu chỉnh η= 0,95 (có bọc lớp cách nhiệt), ta được ứng suất cho
×
×
phép của vật liệu là: [σ] = [σ]* η = 115 0,95 = 109,25 N/mm2.
×
E: modul đàn hồi của vật liệu ở nhiệt độ tính toán, E = 2,05 105 /mm2
[σ ]ϕ 109,25 × 0,95
Xét:

pt

0,319

=

= 325,07 > 25

Dt × pt
2 × [σ ] × ϕ

1000 × 0,319t

2 × 109,25 × 0,95

Theo công thức 5-3, Tr96, [7]: S’ =
=
= 1,54 mm.
Bề dày thực (S):
Dt= 1000 mm => Smin = 4 mm > 1,54 mm => Chọn: S’ = Smin = 4 mm.
Chọn hệ số ăn mòn hoá học là Ca = 1mm
Vật liệu được xem là bền cơ học nên Cb = Cc = 0
Chọn hệ số bổ sung do dung sai của chiều dày C o = 0,4 mm (theo bảng
XIII.9 Tr364, [2])
=> Hệ số bổ sung bề dày là: C = Ca + Cb + Cc + Co = 1+0+0+0,4 = 1,4 mm.
=> Bề dày thực: S = S’ + C = 4 + 1,4 = 5,4 mm.
Chọn S = 6 mm.
• Kiểm tra bề dày buồng đốt:
•

S − Co
Dt

6 −1
1000

Áp dụng công thức 5-10, Tr97, [7]:
=
= 0,005 < 0,1 (thoả)
Áp suất tính toán cho phép trong buồng đốt:
2 × [σ ] × ϕ × ( S − Ca ) 2 × 109,25 × 0,95 × (6 − 1)
Dt + ( S − Ca )

1000 + (6 − 1)

[P]=
=
Vậy bề dày buồng đốt là 6 mm

= 1,033 N/mm2 > Pt

×
×
=> Đường kính ngoài của buồng đốt: Dn =Dt+2 S = 1000+2 6 = 1012 mm
• Tính bền cho các lỗ:
Đường kính cho phép không cần tăng cứng (8-2, Tr162, [7])
3,7 × 3 Dt × ( S − Ca ) × (1 − k ) 3,7 × 3 1000 × (6 − 1) × (1 − 0,25)
dmax =
=
= 57,37 mm
Trong đó: Dđ= 1000 mm: đường kính trong của buồng đốt
S = 6 mm: bề dày buồng đốt
k: hệ số bền của lỗ
pt × Dđ
( 2,3 × [σ ] − pt ) × ( S − Ca )

0,319 × 1000
(2,3 × 109,25 − 0,319) × (6 − 1)

k=
=
So sánh: Ống dẫn hơi đốt = 190 mm > dmax

= 0,25


Ống xã nước ngưng = 40 mm < dmax
Ống xã khí không ngưng = 20 mm < dmax
=> Cần tăng cứng cho lỗ hơi đốt vào, dùng bạc tăng cứng với bề dày khâu
tăng cứng bằng bề dày thân (6 mm).
IV.4.2 Tính cho buồng bốc:
Buồng bốc có đường kính trong là 2200mm, chiều cao 6000 mm.
• Tính bề dày tối thiểu (S’):
Buồng bốc làm việc ở điều kiện chân không nên chịu áp lực từ bên ngoài.
Áp suất chân không tuyệt đối bên trong thấp nhất là 0,52 at, nên thiết bị chịu
áp suất ngoài là: pn = 1+(1-0,63) = 1,37 at = 0,135 N/mm2
Nhiệt độ tính toán: ttt = 86,5 + 20 = 106,5oC
Hệ số bền mối hàn: φh = 0,95 (bảng 1-8, Tr19, [7])
[σ]* = 122 N/mm2
Chọn hệ số hiệu chỉnh η= 0,95 (có bọc lớp cách nhiệt)
×
×
=> Ứng suất cho phép của vật liệu: [σ]=[σ]* η =122 0,95 = 115,9 N/mm2
×
E: modul đàn hồi của vật liệu ở nhiệt độ tính toán, E = 2,05 105 /mm2
Chọn hệ số an toàn khi chảy: nc = 1,65 (bảng 1-6, Tr14, [7])
×
×
=> Ứng suất chảy của vật liệu: : σc’ = [σ]* nc = 122 1,65 = 201,3 N/mm2
Khối lượng riêng của dd NaOH 30% ở tsdd(Ptb) là ρdd = 1277,3 kg/m3
Theo công thức 5-14, Tr98, [7]:
 p × L 0, 4


1,18.Dt ×  n
 E × Dt 


 0,135 × 2000 0, 4
1,18.1400 × 

 2,05 × 105 × 1400 


S’ =
=
= 6,41 mm
• Bề dày thực (S):
Dt = 1400 mm => Smin = 4mm < S’=> Chọn S’ = 6,41 mm
Chọn hệ số ăn mòn hoá học là Ca = 1 mm
Vật liệu được xem là bền cơ học nên Cb = Cc = 0
Chọn hệ số bổ sung do dung sai của chiều dày C o = 0,8 mm (theo bảng
XIII.9 Tr364, [2])
=> Hệ số bổ sung bề dày là: C = Ca + Cb + Cc + Co = 1+0 +0+0,8 = 1,8 mm
=> Bề dày thực: S = S’ + C = 6,41 + 1,8 = 8,21 mm
Chọn S = 9 mm
• Kiểm tra bề dày buồng bốc:
 L

 .D
 t






 2000 


 .1400 

=
= 1,43
Kiểm tra công thức 5-15, Tr99, [7]:


2 × ( S − Ca )
Dt

1,5 ×

≤
1,5 ×

 L

 .D
 t

2 × (9 − 1)
1400

=>





Dt
2 × ( S − Ca )

≤
1400
2 × (9 − 1)

1,43

≤

≤

=> 0,16 ≤ 1,43 ≤ 9,35 (thoả)
Kiểm tra công thức 5-16, Tr99, [7]:
 L

 .D
 t





≥

 2 × ( S − C ) 3
E
a

0,3 × × 

σc
Dt


2,05.105
0,3 ×
×
201,3

=> 1,43 ≥
=> 1,43 ≥ 0,37 (thoả)
•

 2 × (9 − 1) 3

 1400 


Áp suất tính toán cho phép trong thiết bị:
Theo công thức 5-19, Tr99, [7]:
2

[Pn] =

D  S − Ca 
S − Ca
 ×
0,649 × E × t × 
L  Dt 
Dt
2

1400  9 − 1 
9 −1
0,649 × 2,05 × 10 ×
×
 ×
2000  1400 
1400
5

=
•

= 0,23 N/mm2 > pn (thoả)

Kiểm tra độ ổn định của thân khi chịu tác động của lực nén chiều trục:
Theo công thức:
π × ( Dt + 2 × S ) 2
4

× pn

π × (1400 + 2 × 9) 2

× 0,135
4

Pnct =
=
Theo điều kiện 5-33, Tr103, [7]:
Dt
2 × ( S − Ca )

25 ≤
c

1400
2 × (9 − 1)

=

=> q = 0,086 (Tr103, [7])

=87,5 < 250

= 212629,59 N


875 ×

=> Kc =

σc
× qc

E

875 ×

=

201,3
× 0,086
2,05 × 105

= 0,074

Điều kiện thoả mãn độ ổn định của thân (5-32, Tr103, [7]):
Pnct
πK c E

S – Ca ≥

=> 8 ≥

212629,59
π × 0,074 × 2,05 × 105

= 2,11 (thoả)

Ứng suất nén được tính theo công thức 5-48, Tr107, [7]:

σn =

Pnct

π × ( Dt + S ) × ( S − Ca )

=

212629,59
π × (1400 + 9) × (9 − 1)

= 6 N/mm2

Ứng suất nén cho phép được tính theo công thức 5-31, Tr103, [7]:
Kc × E ×

[σn] =

S − Ca
Dt

0,074 × 2,05 × 105 ×

=

9 −1
1400

= 86,56 N/mm2

Kiểm tra độ ổn định của thân khi chịu tác động đồng thời của áp suất ngoài
và lực nén chiều trục:
σn
p

+ n
[σ n ] [ Pn ]

6
0,135
+
86 ,56 0,23

≤ 1 (5-47, Tr107, [7]) =>

≤1

=> 0,66 ≤ 1 (thoả)
Vậy bề dày buồng bốc là 16 mm
×
=> Đường kính ngoài của buồng bốc: Dn = Dt+2S = 1400+2 9 = 1418 mm
•

Tính bền các lỗ:
Đường kính lỗ cho phép không cần tăng cứng theo 8-2, Tr162, [7]:
3,7 × 3 Dt × ( S − Ca ) × (1 − k )
dmax=
,mm
Trong đó: Dt = 2200 mm: đường kính trong của buồng bốc
S = 16: bề dày buồng đốt
k: hệ số buồng của lỗ


k=

pn × Dt
(2,3 × [σ ] − pn ) × ( S − Ca )

0,135 × 1400
(2,3 × 115,9 − 0,135) × (9 − 1)

=

= 0,088

3,7 × 1400 × (9 − 1) × (1 − 0,088 )
3

=> dmax=
= 80,27 mm
So sánh:
Ống nhập liệu: Dt = 32 mm < dmax
Cửa sửa chữa: Dt = 500 mm > dmax
Kính quan sát: Dt = 200 mm > dmax
Vậy tăng cứng cho cửa sửa chữa và kính quan sát, dùng bạc tăng cứng với
bề dày khâu tăng cứng là 15 mm.
IV.4.3 Tính cho đáy thiết bị :
Chọn đáy nón tiêu chuẩn: Dđ = 1000 mm
Tra bảng XIII.21, Tr394, [2], ta có: H (chiều cao phần nón) = 906 mm
h (chiều cao phần gờ) = 40 mm
Vđ = 0,306 m3
• Chiều cao phần hình nón cụt nối buồng bốc và buồng đốt (Hc):
Tổng thể tích của ống truyền nhiệt và ống tuần hoàn trung tâm:
πH ×

(n'×dt2 + Dth2 )
4

π × 2×

(264 × 0,0252 + 0,3252 )
4

V1 =
=
= 0,43 m3
Thể tích của phần đáy nón: V2 = Vd = 0,306 m3
Với đường kính trong của ống nhập liệu là 43 mm, tốc độ nhập liệu được

tính theo công thức: vnl =

Gd
d2
π × ml × ρ
4

=

4500
0,0322
3600 × π ×
× 1191,65
4

Vận tốc trong ống tuần hoàn trung tâm: v’=

l+
l + l"
v'

vnl × d
Dth2

Vd
Dth2
π×
4
v'

Thời gian lưu trong thiết bị: τ =
=
Trong đó: l: chiều dài ống truyền nhiệt, m
l’: bán kính hình lọc đáy, m
Vd: thể tích đáy, m3
Dth: đường kính ống tuần hoàn, m
Thể tích dung dịch đi vào trong thiết bị:

2
nl

=

1,30 × 0,032
0,3252

= 1,30 m/s

2

=
0,306
2+
0,3252
π×
4
0,013

=0,013m/s

= 449,89 s


Gd
×τ
ρs

4500
× 449,89
1191,65
3600 ×
2

×
∑V = Vs τ =
=
= 0,94 m3

Tổng thể tích của phần hình nón cụt và phần gờ nối với buồng đốt:
V3 = ∑V – V1 – V2 = 0,94 – 0,43 – 0,306 = 0,21 m3
Chọn chiều cao của phần gờ nối với buồng đốt là Hg = 40 mm
π×

Dđ2
× Hg
4

π×

12
× 0,04
4

=> Vg =
=
= 0,031 m3
=> Thể tích hình nón cụt: Vnc = V3 – Vg = 0,21 – 0,031 = 0,181 m3
Chiều cao của phần hình nón cụt:
V3
( D + Db × Dđ + Dđ2 )
π×
12
2
b

0,21
(1,4 + 1,4 × 1 + 12 )
π×

12
2

Hc =
=
= 0,186 m
Chọn Hc = 0,2 m = 200 mm
• Bề dày thực (S):
Chiều cao cột chất lỏng:H’=Hc+Hg+Hbđ+Hđ=200+40+2000+946=3186 mm
Trong đó: Hc : Chiều cao của phần hình nón cụt, m
Hg : Chiều cao phần gờ nối với buồng đốt, m
Hbđ : Chiều cao của buồng đốt, m
Hđ : Chiều cao của đáy, m
Áp suất thuỹ tĩnh do cột chất lỏng gây ra trong thiết bị:
× ×
×
×
×
ptt = ρdd g H’ = 1273 9,81 10-6 3,186 = 0,0398 N/mm2
Đáy có áp suất tuyệt đối bên trong là 0,6275 at nên chịu áp suất ngoài là
1,3725at = 0,1346 N/mm2. Ngoài ra, đáy còn chịu áp suất thuỷ tĩnh do cột
chất lỏng gây ra trong thiết bị. Như vậy áp suất tính toán là:
Pn = pm + ptt = 0,1346 + 0,0398 = 0,174 N/mm2
- Các thông số làm việc:
Dt = 1000 mm
po = 0,6275 at = 0,062 N/mm2
tm = tsdd(Po+2∆P) = 105,52 oC
- Các thông số tính toán:
l’= H = 906 mm: chiều cao tính toán của đáy
pn = 0,174 N/mm2

tt = 105,52 + 20 = 125,52oC (đáy có bọc lớp cách nhiệt)
D’: đường kính tính toán của đáy (6-29, Tr133, [7])
0,9 Dt + 0,1dt
cos α

-

0,9 × 1000 + 0,1 × 32
cos 30o

D’ =
=
= 1042,93 mm
Trong đó: dt: đường kính lỗ tháo sản phẩm, mm
Các thông số cần tra và chọn:


[σ]* = 120 N/mm2: ứng suất cho phép tiêu chuẩn (hình 1-2, Tr16, [7])
η= 0,95: hệ số hiệu chỉnh
×
×
Ứng suất cho phép của vật liệu: [σ]=[σ]* η= 120 0,95 = 114 N/mm2
E = 2,05.105 /mm2: modul đàn hồi của vật liệu ở nhiệt độ tính toán
nc = 1,65: hệ số an toàn (1-6, Tr14, [7])
×
×
Ứng suất (1-3, Tr13, [7]): σc’ = [σ]* nc = 120 1,65 = 198 N/mm2
• Kiểm tra bề dày đáy:
Chọn bề dày tính toán đáy S = 6 mm
1,5 ×

2 × ( S − Ca )
D'

≤
1,5 ×

l'
D'

2 × (6 − 1)
1042,93

D'
2 × ( S − Ca )

≤

(5-15, Tr99, [7])

906
1042,93

1042,93
2 × (6 − 1)

=>
≤
≤
=> 0,15 ≤ 0,87 ≤ 10,21 (thoả)

Kiểm tra công thức 5-16, Tr99, [7]:
l'
D'

≥

 2 × ( S − Ca ) 3
E
0,3 × × 


σc
D
'


2,05 × 105
0,3 ×
198

 2 × (6 − 1) 3


 1042,93 


=> 0,87 ≥
=> 0,87 ≥ 0,29 (thoả)
• Kiểm tra độ ổn định của đáy khi chịu tác dụng của áp suất ngoài:
2

[Pn]=

D '  S − Ca 
S − Ca
0,649 × E × × 
 ×
l '  D' 
D'

(5-19, Tr99, [7])
2

1042,93  6 − 1 
6 −1
0,649 × 2,05 × 10 ×
×
 ×
906
1042,93
 1042,93 
5

=
= 0,24 N/mm2
• Kiểm tra độ ổn định của đáy khi chịu tác dụng của lực nén chiều trục:
Lực tính toán P nén đáy:
π
π
× Dn2 × Pn

× (1000 + 2 × 6) 2 × 0,174
4
4
×
P=
=
= 140,3042 103 N
× × ×
×
Lực nén chiều trục cho phép: [P]= π Kc E (S-Ca)2 cos2α


Trong đó: Kc: hệ số phụ thuộc vào tỷ số
25 ≤

Dt
2 × ( S − Ca )

=> Kc =

×

E

được tính như sau:

1000
2 × (6 − 1)

=

= 100 < 250

=> qc = 0,098 (Tr103, [7])
σc
875 ×
875 ×

Dt
2 × ( S − Ca )

× qc

=

×

×

140,3042 × 103 0,174
+
1000,12 × 103
0,24

≤ 1 =>
Vậy bề dày của đáy nón là 6 mm
• Tính bền cho các lỗ:
Theo công thức 8-3, Tr162, [7]:

dmax=

=

×

= 0,08

×
=> [P] = π 0,08 2,05 105 (6-1)2 cos230o = 1000,12 103 > P
• Điều kiện đáy ổn định:
P
P
+ n
[ P ] [ Pn ]

×

198
× 0,098
2,05 × 105

= 0,86 ≤ 1 (thoả)

 S − Ca


2 × 
− 0,8  × D'×( S − Ca ) − Ca 

 S '


 6 − 1


2 × 
− 0,8  × 1042,93 × (6 − 1) − 1

 4


= 62,99 mm

Trong đó: S: bề dày đáy thiết bị, mm
S’: bề dày tính toán tối thiểu của đáy (buồng đốt), mm
Ca: hệ số bổ sung do ăn mòn, mm
D’: đường kính tính toán của đáy, mm
Ống tháo liệu: dt = 32 mm < dmax
=> không cần tăng cứng cho lỗ.
IV.4.4 Tính nắp thiết bị:
Chọn nắp ellipse tiêu chuẩn Dt = 1400 mm
Dt
4

1400
4

=> ht =
=
= 350 mm và Rt = Dt = 1400 mm
Nắp có gờ và chiều cao gờ là hg = 40 mm

• Bề dày thực S:
Nắp có áp suất tuyệt đối bên trong giống như buồng bốc là 0,6275 at nên
chịu áp suất ngoài là 1,3725at = 0,1346 N/mm2.
Nhiệt độ tính toán của nắp giống như buồng bốc: tt = 86,5 + 20 = 106,5oC
Chọn bề dày tính toán nắp S = 9 mm bằng với bề dày thực của buồng bốc.


•

Kiểm tra bề dày nắp:
Rt
S

=

1400
9

0,15 × E
x ×σc

=>

Rt
S

≤

=>[Pn]=

= 155,56
0,15 × 2,05 × 105
0,7 × 201,3

=

0,15 × E
x ×σc

= 218,224
và 0,2 ≤

2 × [σ n ] × ( S − Ca )
β × Rt

=

ht
Dt

≤ 0,3

2 × 86 ,56.( 9 − 1)
2,11× 1400

=0,468 N/mm2 > pn

Trong đó: x = 0,7 với thép không gỉ
β=

E × ( S − Ca ) + 5 × x × Rt × σ c
E × ( S − Ca ) − 6,7 × x × Rt × (1 − x) × σ c

2,05 × 105 × (9 − 1) + 5 × 0,7 × 1400 × 201,3
2,05 × 105 × (9 − 1 ) − 6,7 × 0,7 × 1400 × (1 − 0,7) × 201,3

=
Vậy bề dày của nắp ellipse là 9 mm
• Tính bền các lỗ:
Theo công thức 8-3, Tr162, [7]:

dmax=

= 2,11

 S − Ca


2 × 
− 0,8  × Dt × ( S − Ca ) − Ca 

 S '


 9 − 1


2 × 
− 0,8  × 1400 × (9 − 1) − 1


 6,41


=
= 92,78 mm
Trong đó: S: bề dày nắp thiết bị, mm
S’: bề dày tính toán tối thiểu của buồng bốc, mm
Ca: hệ số bổ sung do ăn mòn, mm
Dt: đường kính của nắp, mm
Ống dẫn hơi thứ Dt = 400 mm > dmax
=> Cần tăng cứng cho lỗ của ống dẫn hơi thứ
IV.4.5 Tính mặt bích:
Bu lông và bích được làm bằng thép CT3
• Mặt bích nối buồng bốc với buồng đốt:
Buồng đốt và buồng bốc được nối với nhau theo đường kính của buồng đốt
Dt = 1500 mm.
Áp suất tính toán của buồng đốt là 0,319 N/mm2


Áp suất tính toán của buồng bốc là 0,1346 N/mm2
=> Chọn dự phòng áp suất trong thân là Py = 0,6 N/mm2 để bích kín thân
Các thông số của bích được tra từ bảng XIII.27, Tr422, [2]:
BUỒNG BỐC – BUỒNG ĐỐT
Kích thước nối
Py

•

Dt

N/m2

mm

0,6

1000

D

Db

Dl

1090

1060

Bu lông

Do

mm
1140

Kiểu bích

1013

1

db

Z

H

δđệm

mm

Cái

Mm

mm

M20

28

30

5

Mặt bích nối buồng đốt và đáy:
Buồng đốt và buồng đáy được nối với nhau theo đường kính của buồng đốt
Dt = 1000 mm.
Áp suất tính toán của buồng đốt là 0,319 N/mm2
Áp suất tính toán của đáy là 0,174 N/mm2

=> Chọn dự phòng áp suất trong thân là Py = 0,6 N/mm2 để bích kín thân
Các thông số của bích được tra từ bảng XIII.27, Tr422, [2]:
BUỒNG ĐỐT – ĐÁY
Kích thước nối
Py

•

Dt

N/mm2

mm

0,6

1000

D

Db

Dl

Do

mm
1140

1090

1060

1013

Kiểu bích
Bu lông

1

db

Z

H

δđệm

mm

Cái

mm

mm

M20

28

30

5

Mặt bích nối nắp và buồng bốc:
Buồng bốc và nắp được nối với nhau theo đường kính của buồng bốc là D b
= 1400 mm
Áp suất tính toán của buồng bốc là 0,1346 N/mm2
Áp suất tính toán của đáy là 0,1346 N/mm2
=> Chọn dự phòng áp suất trong thân là Py = 0,3 N/mm2 để bích kín thân
Các thông số của bích được tra từ bảng XIII.27, Tr423, [2]:


NẮP - BUỒNG BỐC
Kích thước nối
Py

Dt

N/mm2

mm

0,3

1400

D

Db

Dl

Bu lông

Do

Mm
1540

1490

1460

Kiểu bích

1413

1

db

Z

H

δđệm

mm

Cái

mm

mm

M20

40

30

5

IV.4.6 Tính vỉ ống:
Nhiệt độ tính toán của vỉ ống là tt = td = 142,9oC
Ứng suất uốn cho phép tiêu chuẩn của vật liệu ở t t là [σu]*= 118 /mm2 (hình 1-2,
Tr16, [7]). Chọn hệ số hiệu chỉnh η = 1
×
×
=> Ứng suất uốn cho phép: [σu]= η [σu]*= 1 118 = 118 /mm2
•

Tính cho vỉ ống ở trên buồng đốt:
Chiều dày tính toán tối thiểu ở phía ngoài của vỉ ống được tính theo công
Dt × K ×

po
[σ u ]

1000 × 0,3 ×

0,2943
118

thức 8-47, Tr181, [7]: hl’=
=
= 14,98 mm
Trong đó: K=0,3 (Tr181, [7])
Dt: đường kính vỉ ống
Po : áp suất tính toán trong ống, N/mm2
Chọn hl’ = 16 mm
Chiều dày tính toán tối thiểu ở phía giữa của vỉ ống h’ được xác định theo
công thức 8-48, Tr181, [7]:
Dt × K ×

po
[σ u ] × ϕo

1000 × 0,45.

0,2943
118 × 0,67

h’ =
=
Trong đó: K = 0,45 (Tr181, [7])
φo: hệ số làm yếu vỉ ống do khoan lỗ
Dt − ∑ d
Dt

1000 − (264 × 0,025 + 325)
1000

= 27,49 mm

φo =
=
= 0,67 <1
Chọn h’= 30 mm
Kiểm tra bền vỉ ống:
Ứng suất uốn vỉ ống xác định theo công thức 8-53, Tr183, [7]:


0,2943

po

σu=

d   h' 

3,6 × 1 − 0,7 × n  ×  
L  L


2

29   30 


3,6 × 1 − 0,7 ×
×

35,16   35,16 


=

2

=0,266 < [σu]*

n

Trong đó: d = 29 mm: đường kính ngoài của ống truyền nhiệt
3
×t
2

3
× 1,4 × d n
2

3
× 1,4 × 29
2

L=
=
=

Vậy vỉ ống ở trên buồng đốt dày 30 mm.
•

= 35,16 mm

Tính cho vỉ ống ở dưới buồng đốt:
Chiều dày tính toán tối thiểu ở phía ngoài vỉ ống (8-47, Tr181, [7]):
Dt × K ×

po
[σ u ]

1000 × 0,3 ×

0,319
118

hl’ =
=
= 15,61 mm
Trong đó: K=0,3 (Tr181, [7])
Po : áp suất tính toán trong ống, N/mm2
×
× ×
Po = pm + ρgH = 0,2943+1274,49 9,81 2 10-6 = 0,319 N/mm2
Chọn hl’ = 16 mm
Chiều dày tính toán tối thiểu ở phía giữa của vỉ ống (8-48, Tr181, [7]):
Dt × K ×

po

[σ u ] × ϕo

1000 × 0,45×

h’ =
=
Chọn h’ = 30 mm
Kiểm tra bền vỉ ống:
Ứng suất uốn vỉ ống (8-53, Tr183, [7]):

= 28,63 mm

0,319

po
d   h' 

3,6 × 1 − 0,7 × n  ×  
L  L


0,319
118 × 0,67

2

29   30 

3,6 × 1 − 0,7 ×
×


35,16   35,16 


σu=
=
Vậy vỉ ống ở trên buồng đốt dày 30 mm.

2

= 0,29 < [σu]*

IV.4.7 Khối lượng và tai treo:
Khối lượng tai treo cần chịu: m = mtb + mdd
Tổng khối lượng thép làm thiết bị:
mtb = mđ + mn + mbb + mbđ + mc + mvỉ + mống TN + mốngTH + mbích + mbulông + mốc
Khối lượng riêng của thép không gỉ OX18H10T là ρ1 = 7900 kg/m3