Đề án Thiết bị phản ứng steam reforming metan

iếp .ở hình II.2.4 cho thấy rằng khi tăng hệ số tức là tăng nhiệt lượng được các ống bức xạ hấp thụ, ứng suất nhiệt của bề mặt đun nóng giảm đáng kể.Chẳng hạn khi thay đổi hệ số cấp nhiệt trực tiếp từ 0,4 đến 0,59, ứng suất nhiệt của bề mặt đun nóng của các ống bức xạ giảm từ 53000 đến 16700 kcal/m2.h và rõ ràng bề mặt đun nóng của các ống bức xạ phải tăng lên khoảng 5 lần . Hình II.2.4 Đồ thị về sự phụ của ứng suất nhiệt của bề mặt đun nóng, nhiệt độ của khói lò ra khỏi buồng bức xạ và bề mặt ống bức xạ vào hệ số cấp nhiệt trực tiếp Việc giảm nhanh ứng suât nhiệt của bề mặt đốt nóng và tăng kích thước của nó là do khi tăng hệ số , nhiệt độ của khói lò ra khỏi buồng đốt giảm và tương ứng với định luật Boltzman trao đổi nhiệt thông qua bức xạ trở nên rất kém hiệu quả.Như vậy khi tăng hệ số cấp nhiệt trực tiếp tức là tăng tương đối nhiệt lượng cấp cho các ống bức xạ thì nhiệt độ khói lò giảm, ứng suất nhiệt bề mặt đun nóng giảm và do đó bề mặt đun nóng của các ống bức xạ phải tăng lên. Các đường cong ở hình II.2.4 đã được xây dựng đối với một chế độ làm viêc của nhất định của lò, tuy vậy sự phụ thuộc chung của các đại lượng FrI ,Qnr và tp vào hệ số cấp nhiệt trực tiếp người ta chọn chế độ làm việc của lò sao cho đảm bảo ứng suất nhiệt cho phép của bề mặt được đun nóng và đảm bảo nhiệt độ của khói lò đi ra khỏi buồng bức xạ ( vào buồng đối lưu). Bây giờ ta xem xét trình bày của giáo sư Belokon về tính toán cấp nhiệt trực tiếp. Phương pháp tính toán xuất phát dựa trên kết hợp phương trình cân bằng nhiệt và truyền nhiệt trong buồng đốt của lò. Phương trình cân bằng nhiệt của buồng đốt được kết hợp trên cơ sở định luật bảo toàn năng lượng ta có : (kJ/h) (II.2.16) Trong đó Vspc lưọng sản phẩm cháy tạo thành khi đốt 1m3 nhiên liệu m3/m3 Cpm nhiệt dung riêng trung bình của sản phẩm cháy trong giới hạn nhiệt độ to – tp (kJ/m3.K) to nhiệt độ ban đầu của hệ thống (II.2.17) Trong đó Ckk,tkk nhiệt dung riêng và nhiệt độ của không khí cấp Cnl,tnl nhiệt dung riêng và nhiệt độ của nhiên liệu Nhiệt độ ban đầu của hệ thống được hiểu là nhiệt độ của hỗn hợp nhiên liệu,không khí hơi nước sau khi đã trộn các dòng khí trong buồng đốt của lò cho đến khi cháy nhiên liệu toả ra nhiệt lượng. Tất nhiên khi nhiên liệu cháy nhiệt độ buồng đốt sẽ tăng lên từ giá trị to đó. Trong phương trình cân bằng nhiệt cho thấy rằng nhiệt hữu ích khi cháy nhiên liệu trong lò, truyền cho các ống bức xạ là Q1, phần còn lại mang theo khói lò và đi vào buồng đối lưu. Khi không có truyền nhiệt trong buồng đốt, nghĩa là Q1 =0 phương trình cân bằng nhiệt sẽ có dạng (kJ/m3) (II.2.18) ở đây tmax là nhiệt độ cực đại tính được của quá trình cháy nghĩa là nhiệt độ của khói lò khi không có quá trình truyền nhiệt cho các ống bức xạ.Nhiệt lượng hữu ích toả ra khi cháy nhiên liệu chỉ đốt nóng khói lò từ to đến tmax Từ phương trình (II.2.18) ta có (oC) (II.2.19) Khi xác định nhiệt độ cực đại tính được cho quá trình cháy nhiên liệu, người ta chấp nhận giá trị trung bình của nhiệt dung riêng sản phẩm cháy trong vùng nhiệt độ to – tp. Thật ra nhiệt độ trung bình phải tính trong khoảng từ to đến tmax.Vì vậy liên quan đến giá trị có lớn của nhiệt dung riêng, nhiệt độ trong buồng đốt của ngọn lửa trong buồng đốt sẽ thấp hơn một chút so với kết quả tính được. Tuy vậy điều đó cho phép khi giải phương trình cân bằng nhiệt. Trước đây chúng ta đã khẳng định rằng các ống bức xạ hấp thụ chủ yếu là nhiệt bức xạ và chỉ một phần rhông qua đối lưu mà thôi nghĩa là: (kJ/h) (II.2.20) Nhiệt lượng Qrl được xác định theo phương trình Stefan-Boltzman và để dùng được phương trình này phải biết được nhiệt độ của bề mặt hấp thụ bức xạ cũng như diện tích bề mặt trao đổi nhiệt Khi triển khai phương pháp tính toán của mình giáo sư Belokon đã xuất phát từ giả thiết là nguồn bức xạ nhiệt cơ bản là khói lò, và do khả năng hấp thụ nhiệt của khói lò là rất lớn cho nên khi tính toán quá trình truyền nhiệt trực tiếp, tác giả đã lấy nhiệt độ của khói lò là nhiệt độ của nó đi ra khỏi buồng bức xạ vào buồng đối lưu. Ngoài ra ông cũng đã đưa ra khái niệm bề mặt đen tuyệt đối tương đương, là bề mặt mà quá trình bức xạ của nó lên bề mặt ống bức xạ ở nhiệt độ khói lò tại điểm ra khỏi buồng bức xạ bằng với toàn bộ bức xạ trực tiếp và phản xạ trong buồng đốt .ở phương pháp này tất cả các nguồn bức xạ :ngọn lửa, tường ngăn, khói lò có nhiệt độ khác nhau sẽ được thay thế bằng bề mặt đen tuyệt đối phát xạ có nhiệt độ khói lò bằng nhiệt độ khói lò tại điểm ra khỏi buồng bức xạ, vào buồng đối lưu. Bằng bức xạ của bề mặt quy ước này tại nhiệt độ đó, nhiệt lượng truyền được giống hệt nhau ở trong buồng đốt. Như vậy, nhiệt lượng bức xạ truyền cho các ống bức xạ thông qua bức xạ là: (kcal/h) (II.2.21) Trong đó Cs : Hằng số bức xạ của vật thể đen tuyệt đối Cs =4,96 kcal/h Hs :Bề mặt đen tuyệt đối tương đương m2 Tp :nhiệt độ khói lò ở điểm ra khỏi buồng bức xạ vào buồng đối lưu oK : nhiệt độ trung bình của bề mặt ngoài của ống bức xạ oK Nhiệt được truyền cho các ống bức xạ thông qua đối lưu được tính theo phương trình. (kcal/h) (II.2.22) Thay vào phương trình (II.2.16) các giá trị của Qrl và Qrk từ phương trình (II.2.21) và (II.2.22) ta có phương trình cân bằng cân bằng nhiệt: (kcal/h) (II.2.23) Đối với buồng đốt hoàn toàn kín và cũng không bức, nghĩa là không có trao đổi nhiệt trong buồng đốt, thì tất cả nhiệt lượng sinh ra đều dùng để nâng nhiệt độ của khói lò lên từ To đến Tmax,phương trình cân băng nhiệt do đó có dạng (kcal/h) (II.2.24) So sánh (II.2.23) và (II.2.24) ta có Hoặc Từ đó Hoặc (II.2.25) ở đây là hiệu chỉnh nhiệt độ của quá trình truyền nhiệt trong buồng đốt do việc nâng cao quá trình truyền nhiệt đối lưu lên quá bức xạ ngược của bề mặt trực diện () hoặc ngược lại () (II.2.26) Để đơn giản hoá phương trình tính toán, người ta đưa vào đặc trưng bức xạ và biến số bức xạ : (II.2.27) và (II.2.28) Chia hai vế của phương trình (II.2.25) cho ta có : (2.2.25) Ta viết lại phương trình này ở dạng sau : (II.2.30) hoặc ở dạng phương trình (II.2.27) và (II.2.28) ta có, ta thu được phương trình. Cân bằng nhiệt của buồng đốt (II.2.31) Đồ thị của sự phụ thuộc của độ lớn đặc trưng bức xạ vào biến bức xạ được trình bày ở hình II.2.5 Hình II.2.5 Đồ thị để xác định đặc trưng bức xạ Về phương diện giải tích, giải phương (2.2.27), độ lớn của đặc trưng bức xạ có thể xác định theo biểu thức sau: (II.2.32) Trong các tính toán kĩ thuật, có thể cho , khi đó có : (II.2.33) Nhiệt lượng các ống bức xạ hấp thụ được có thể xác định theo phương trình: (II.2.34) ý nghĩa của phương trình này là : nhiệt toả ra trong buồng đốt khi khói lò nguội đi từ Tmax đến Tp là do truyền cho các ống bức xạ. Nhiệt lượng hữu ích khi đốt cháy cháy nhiên liệu, theo phương trình (II.2.18) là: (kcal/h) (II.2.35) Các phương trình (60) và (44) cho phép xác định độ lớn của hệ số cấp nhiệt trực tiếp : (II.2.36) Từ phương trình (II.2.36) cho thấy rằng nhiệt độ của khói lò ra khỏi buồng bức xạ vào buồng đối lưu là: (oK) (II.2.37) Để xác định độ lớn tương của bề mặt đen tuyệt đối Hs, tác giả đã đề nghị dùng công thức : (m2 ) (II.2.38) Trong đó phụ thuộc vào sự phân bố nhiệt độ trong buồng đốt. Đại lượng này tìm được bằng đồng nhất các số liệu thực nghiệm và thường có giá trị khoảng 0,8-0,85. Hệ số được xác định theo phương trình: (II.2.39) độ đen tương đương của các vách ngăn và vật nhận bức xạ trực diện thường lấy Hl : mặt phẳng tương đương với bề mặt nhận bức xạ trực diện (m2) :độ đen của môi trường hấp thụ bức xạ (sản phẩm cháy, ngọn lửa). Độ lớn của phụ thuộc vào nồng độ khí 3 nguyên tử trong sản phẩm cháy nhiên vào nhiệt độ cháy nhiên liệu. Một cách gần đúng, có thể xem phụ thuộc vào hệ số dư không khí, đối với một loại nhiên liệu nào đó. Để xác định độ đen của môI trường hấp thụ bức xạ S.B.Adelson đã đưa ra phương trình tính (II.2.40) :hệ số góc của bức xạ tương hỗ của bề mặt nhận bức xạ trực diện và của buồng đốt đặc trưng cho chùm tia có hướng tương hỗ.Đại lượng có thể tính phụ thuộc vào tỷ lệ của mặt phẳng tương đương Hl và bề mặt không trực diện của tường F. Khi thì (II.2.41) Khi thì (II.2.42) ở đây bề mặt tổng cộng của tất cả tường ngăn trực diện và không trực diện. Hệ số đặc trưng cho mức độ trực diện của các tường ngăn của buồng đốt. Sau đây chúng ta xem xét một quá trình tính toán quá trình cấp nhiệt trực tiếp: Như đã trình bày ở trên những đại lượng cơ bản phảI xác định khi tính toán quá trình cấp nhiệt trực tiếp là nhiệt lượng cấp cho các ống bức xạ Q1, bề mặt bức xạ Fr ,ứng suất nhiệt của bề mặt được đun nóng Qnr và nhiệt độ của khói lò tại vị trí đI ra khỏi buồng bức xạ vào buồng đối lưu tp, chúng phụ thuộc tương hỗ vào nhau, và tất nhiên có thể chọn một trong các đại lượng phụ thuộc tương hỗ vào nhau, và tất có thể chọn một trong các đại lượng đó và tính giá trị của các đại lượng khác, điều đó cũng cho thấy rõ ràng là có thể tính toán quá trình cấp nhiệt trực tiếp bằng nhiều phương hướng khác nhau. Có lẽ hợp lý nhất là phương chọn nhiệt độ khói lò và tính toán các đại lượng còn lại. Cũng phải nhận thấy rằng, chấp nhận chế độ làm việc này hay chế độ làm việc khác của buồng đốt chỉ có thể trên cơ sở các kết quả tính toán và nhận được các chỉ tiêu đặc trưng chế độ làm việc của nó. Điều đó đôi khi bắt buộc phải tiến hành một vài tính toán với những giá trị được chọn khác nhau của nhiệt độ điểm ra khỏi buồng bức xạ vào buồng đối lưu. Nếu như có vài số liệu thực nghiệm có thể chọn được khá chính xác nhiệt độ khói lò và đảm bảo chế độ làm việc tối ưu của lò ống. Sơ đồ tính toán quá trình cấp nhiệt trực tiếp. Bước vào tính toán quá trình cấp nhiệt trực tiếp chúng ta đã có những đại lượng sau: - Hệ số dư không khí - Lượng sản phẩm cháy khi cháy 1 m3 nhiên liệu Vspc - Nhiệt độ của nguyên liệu phảI đun nóng đi vào t1 và đi ra khỏi ống phản ứng t2 -Nhiệt lượng hữu ich của lò khi đốt cháy 1m3 khí -Tiêu hao nhiên liệu B Ta phải xác định -Nhiệt lượng cấp cho các ống bức xạ Q1 -Bề mặt ống bức xạ Fr -Nhiệt độ khói ra khỏi buồng búc xạ tp -Ưng suât nhiệt của ống bức xạ Qnr Tuần tự tính toán xác định các đại lượng đó như sau : 1. Cho nhiệt độ của khói lò ở điểm ra khỏi buồng bức xạ tp và tính kiểm tra xem nhiệt độ đó có chấp nhận được hay không. Thông thường trong các lò ống nhiệt độ đó nằm trong khoảng 750 – 1100 oC. Trong giới hạn như vậy có thể chấp nhận tp.Thông thường nhất người ta lấy nhiệt độ khói lò ở điểm ra khỏi buồng bức xạ là tp =800-1000 oC. 2. Xác định nhiệt dung riêng trung bình khi cháy 1m3 nhiên liệu Vspc.Cpm trong phạm vi từ to đến tp theo một trong các phương trình: Vspc.Cpm = VCO2.Cp CO2+VH2O.Cp H2O +VN2.Cp N2 +VO2.Cp O2 kJ/m3.oC (II.2.43) (kJ/m3) (II.2.44) Vspc.Cpm =VRO2.Cp RO2+ VH2O.Cp H2O +Vkk.Cp kk (kJ/m3) (II.2.45) Giá trị của các nhiệt dung riêng có thể xác định bằng đồ thị trình bày ở bày ở hình II.2.6 Hình II.2.6 Nhiệt dung riêng của các khí trong sản phẩm cháy 3. Xác định nhiệt độ đầu vào của hệ thống theo phương trình (II.2.19) 4. Xác định nhiệt độ tính toán cực đại của quá trình cháy nhiên liệu theo phương trình(II.2.19) 5. Xác định nhiệt lượng truyền cho các ống bức xạ (kJ/m3) (II.2.42) 6. Xác định nhiệt lượng các ống bức xạ hấp thụ được thông qua đối lưu Qk = Qhi –Q1 (kJ/h) (II.2.43) 7. Xác định nhiệt hàm qk và nhiệt độ tk ở lối vào của các ống bức xạ (kJ/m3) (II.2.44) Từ nhiệt hàm đã biết của nguyên liệu ở lối vào các ống bức xạ qk, xác định được nhiệt độ tương ứng tk 8. Xác định nhiệt độ trung bình của bề mặt ngoài các ống bức xạ (oK) (II.2.45) Chênh lệch giữa nhiệt độ mặt ngoài của ống bức xạ và nhiệt độ của nhiên liệu trong các ống đó, phụ thuộc vào ứng suất nhiệt của ống chiều dày của thành ống, vào sự có mặt và độ lớn các lớp bẩn bên trong và bên ngoài thành ống. ở bước này của quá trình tính toán không thể xác định được đại lượng này, nhưng sự xác định không chính xác nó ảnh hưởng không lớn đến kết quả của quá trình tính toán cấp nhiệt trực tiếp và thường lấy theo kinh nghiệm trong khoảng Khi cần sau khi xác định được ứng suất nhiệt của các ống bức xạ người ta hiệu chỉnh đại lượng bằng cách xác định nhiệt độ mặt ngoài của ống. 9. Sau đó nhiệm vụ của bài toán là tính toán bề mặt của ống bức xạ Fr để đảm bảo nhiệt độ khói lò ở lối ra khỏi buồng bức xạ đến tp .Để giảI quyết vấn đề này S.B. Andelson đề nghị dùng một đồ thị phụ trợ cho phép xác định đủ chính xác nhiệt độ đã chấp nhận của khói lò ở lối ra khỏi buồng bức xạ, bề mặt đen tuyệt đối tương đương Hs và sau đó là bề mặt ống bức xạ Fr. Những đồ thị phụ trợ đó trình bày ở hình II.2.7a ,b ,c Hình II.2.7a, b, c. Sự phụ thuộc của qs vào Q và Hs Chúng ta xem xét trình tự tính toán khi sử dụng các đồ thị này. Theo đồ thị hình II.2.7 ta xác định giá trị của thông số trong đó Q là nhiệt lượng do nhiên liệu không khí và hơi nước đưa vào buồng đốt kJ/h. Đại lượng qs tìm được nhờ sự phụ thuộc vào nhiệt độ của khói lò tại điểm ra khỏi buồng bức xạ tp, nhiệt độ tính toán cực đại của quá trình cháy tmax và nhiệt độ thành ngoài của ống tth. 10. Cho một mức trực diện của tường ngăn và sau đó nhờ đồ thị hình II.2.8 về sự phụ thuộc của giá trị đã lấy và hệ số dư không khí người ta xác định được giá trị . Hình II.2.8 Sự phụ thuộc của mức độ trực diện vào và Mức độ trực diện của các lò đốt hiện đại từ 0,3 - 0,8 và thông thường đại lượng từ 0,35-0,5. Đối với tất cả các tường các phần bề mặt được đốt nóng cũng thấy rằng khi cho trước mức độ trực điện trong quá trình chọn các kích thước kết cấu của buồng đốt phải đảm bảo mức độ trực diện đó. Nếu như khi chọn kích thước của buồng đốt và bố trí các ống bức xạ mà không đảm bảo giá trị đã chọn tức không đảm bảo sự phân bố các ống bức xạ thì phải chọn lại và tính lại. 11. Xác định nhiệt lượng do nhiên liệu đưa vào buồng đốt (kJ/m3) (II.2.46) 12. Xác định gía trị sơ bộ của bề măt đen tuyệt đối tương đương (m2) (II.2.47) 13. Xác định kích thước bề mặt phẳng tương đương (m2) (II.2.48) Hs/Hl đã tim được trước bằng đồ thị II.2.8 14. Xác định kích thước của bề mặt trực diện (m2) (II.2.49) K : yếu tố hình dạng xác định từ hìnhII.2.3 phụ thuộc vào khoảng cách giữa các trục của ống và việc bố trí ống thành 1 dãy hay 2 dãy Như đã đề cập đến khi khoảng cách giữa các trục của ống là 2d giá trị của yếu tố hình dạng K=0,98 khi bố trí 2 dãy,và K=0,87 khi bố trí 1dãy. 15. Xác định bề mặt ống bức xạ Fr theo phương trình II.2.10 hoặc II.2.13 khi khoảng cách giữa các trục là d, còn khi khoảng cách giữa các trục là 2d thì xác định theo phương trình II.2.12 hoặc II.2.14 16. Xác định giá ttị bề mặt không trực diện (m2) (II.2.50) 17. Xác định chính xác hơn giá trị của bề mặt đen tuyệt đối tương đương theo phương trình II.2.38. Cũng cần phải chú ý rằng trước đây chúng ta cũng đã tìm được độ lớn của bề mặt đen tuyệt đối tương đương Hs. Bây giờ chúng ta tính chính xác hơn đại lượng này, chênh lệch giữa 2 kết quả là rất nhỏ. Chính vì vậy thông thường người ta chỉ giới hạn bằng cách tìm sơ bộ Hs đó mà thôi. 18. Xác định hệ số cấp nhiệt bằng đối lưu tự do từ khói lò đến các ống bức xạ thường là bằng công thức: (kcal/m2.h.oC) (II.2.51) 19.Tính lại hiệu chỉnh nhiệt độ theo phương trình II.2.26 21. Tính đặc trưng bức xạ theo phương trình II.2.33 20. Tính chỉ số bức xạ theo phương trinh II.2.28 hoặc là bằng đồ thị hình II.2.5 22.Tính nhiệt độ khói lò đi ra khỏi buồng bức xạ theo phương trình II.2.27 Cần phảI nhớ rằng việc tính toán truyền nhiệt trực tiếp thường phảI bắt đầu bằng việc chọn nhiệt độ khói lò đi ra khỏi buồng bức xạ. Nhờ tính toán mà giá trị tìm được của nhiệt độ đó sẽ tương ứng với bề mặt nhận bức xạ của các ống bức xạ . Nếu như nhiệt độ tính toán được sai khác không lớn với nhiệt độ đã chọn trước đây thì kết quả tính toán là chấp nhận được. Ngược lại nếu như nhiệt độ tính toán được sai khác quá nhiều với nhiệt độ đẫ chọn thì phải tính lại. ở đây có hai trường hợp : TH1 :Khi mà gía trị nhiệt độ đi ra của khói lò là chấp nhận, nhiệm vụ của phép tính toán chỉ là hiệu chỉnh các số liệu tính toán. Trong trường hợp đó theo sơđồ tính toán đã trình bày người ta chấp nhận một giá trị mới của nhiệt độ khói lò đi ra là tp. Thông thường phép tính lại cũng không đem lại một sự thay đổi đáng kể so với giá trị ở phương trình II.2.27 TH2: Có thể thu được một nhiệt độ khói lò tính toán không thể chấp nhận được ( khác nhiều quá ) và làm cho bề mặt bức xạ tính được là lớn quá hoặc nhỏ quá do đó để có nhiệt độ khói lò đi ra hợp lý thì phải tăng hoặc giảm bề mặt bức xạ nghĩa là bề mặt của các ống bức xạ và khi đó rõ ràng phải điều chỉnh trong tính toán những đại lượng liên quan đến Fr 23.Với giá trị của nhiệt độ khói lò đI ra khỏi buồng bưc xạ tp ta xác định hệ số cấp nhiệt trực tiếp theo phương trình II.2.36 24.Xác định nhiệt lượng mà các ống bức xạ nhận được (kJ/h) (II.2.52) 25 Xác địn ứng suất nhiệt trung bình của các ống bức xạ (II.2.53) Như vậy nhờ việc tiến hành tính toán tất cả các đại lượng đã tim được là Q1,Fr,tp ,Qnr Nếu như giá trị thu được về ứng suất nhiệt của các ống bức xạ là chấp nhận được với điều kiện kỹ thuật của quá trình thì kết qủa của phép tính toán và chế độ làm việc của lò là chấp nhận được. Nếu gía trị tính được của Qnr là nhỏ hoăc vượt quá gía trị cho phép của điều kiện kỹ thuật thì điều đó có nghĩa là chế độ làm việc là không chấp nhận được và cần thiết phải thay đổi. Khi đó cần thiết phải tăng nhiệt độ của khói lò ở lối ra khỏi buồng bức xạ và nâng cao ứng suất nhiệt của các ống bức xạ và do đó giảm bề mặt của các ống bức xạ. 2.2.2 Tính toán cấp nhiệt trực tiếp theo phương pháp Belokon 2.2.2.1 Tính toán quá trình cháy nhiên liệu a) Các phản ứng cháy Nhà máy đạm Phú Mỹ sử dụng khí đồng hành từ mỏ Nam Côn Sơn có thành phần trung bình như sau CH4= 85,25%; C2H6=5,06%; C3H8 =2,27%; C4H10 = 0,95%; C5H12= 1,4%; N2 = 1,12%; CO2 =3,34%; H2S = 0,7%. Khi đốt khí nhiên liệu có những phản ứng : - Cháy mêtan CH4 + 2O2 = CO2 + 2H2O suy ra khi đốt cháy 1m3tc CH4 cần 2m3tc O2 cho 1m3tc CO2 và 2m3 H2O -Cháy cacbuahydro khác CmHn +(m+n/4)O2 = m CO2 + n/2 H2O suy ra khi đốt cháy 1m3 tc CmHn cần (m+/n4) m3tc O2 cho m m3 tc CO2 và n/2 m3 tc H2O. -Cháy hydro sunfua : H2S + 3/2 O2 = SO2 +H2O suy ra khi cháy 1m3tc H2S cần 1,5 m3tc O2 cho 1m3tc SO2 và 1m3tc H2O b) Lượng không khí cần thiết Từ các phản ứng cháy trên, ta có thể tính được lượng ôxi,từ đó tính ra được lượng không khí lý thuyết (cháy hoàn toàn với ) để đốt cháy 1m3tc nhiên liệu khí : Theo công thức 1-33 [27-IX] Trong thực tế lượng không khí cần thiết Hệ số dư không khí trong tính toán các lò ống thường lấy nghĩa là lượng không khí trong buồng đốt nhiều hơn so với nhu cầu không khí theo lý thuyết từ 15-40%, tuy nhiên quá trình cháy hoàn toàn nhiên liệu cũng có thể đạt được khí hệ số dư không khí là 1,02 -1,05 khi có những vòi đốt đặc biệt, người ta gọi là “đốt cháy không có ngọn lửa”. Chọn hệ số dư không khí ,thể tích không khí thực tế (m3/m3) c) Thành phần và thể tích của sản phẩm cháy Theo công thức1-33a,b,c [27-IX] (m3/m3) (m3/m3) (m3/m3) (m3/m3) (m3/m3) (m3/m3) 2.2.2.2 Cân bằng nhiệt cho toàn bộ lò ống Cân bằng nhiệt của lò ống có thể thiết lập với một nhiệt đô ban đầu bất kỳ và có thể tính trong một khoảng thời gian nhất định,chẳng hạn 1giờ hoặc thời gian cháy hết 1 m3 nhiên liệu Ta xem xét cân bằng nhiệt của lò ống theo đơn vị tính là kJ/m3 Nhiệt đưa vào lò bao gồm : 1.Nhiệt toả ra từ đốt cháy nhiên liệu (nhiệt trị thấp của nhiên liệu) QR 2.Nhiệt hàm của chính nhiên liệu Inl = Cnl.tnl 3.Nhiệt đưa vào theo không khí cấp trong đó Cp kkn ,Cp kkl ,tkkn ,tkkl nhiệt dung riêng và nhiệt độ của không khí nóng và không khí lạnh. Cân bằng nhiệt do đó sẽ là Qv =QR + Cnl..tnl + Qkk (kJ/m3) Nhiệt tiêu hao bao gồm : 1.Nhiệt lượng hữu ích truyền cho nguyên liệu Qhi 2.Nhiệt lưọng mất mát ra môI trường xung quanh Qm 3.Nhiệt mất mát theo khói lò đi ra Qkr 4.Nhiệt lượng mất mát do tạp chất cơ học Qch 5. Nhiệt lượng mất mát do cháy không hoàn toàn vể hoá học Qhh Trong trường hợp dùng nhiên liệu lỏng và nhiên liệu khí lượng tổn hao Qch , Qhh là không đáng kể do đó nhiệt tiêu hao là : Qth = Qhi + Qkr + Qm (kJ/m3) Nhiệt lượng tiêu hao phải bằng nhiệt lương cấp vào Qv =Qth Hay Qv = Qhi + Qkr + Qm Qhi = Qv - Qkr- Qm Chia cả hai vế cho Qv ta có Bởi vì tỷ số giữa nhiệt lượng hữu ích Qhi với nhiệt lượng cấp vào QV là hệ số tác dụng hữu ích của lò. a) Tính nhiệt trị thấp của nhiên liệu làm việc Đối với nhiên liệu khí có thể tính theo nhiệt trị của các khí thành phần theo công thức (1-11) [18-IX] (kJ/m3) H2S , CmHn là thành phần thể tích của các chất khí . Nhiệt trị thấp của các khí có thể lấy theo số liệu thực nghiệm sau( kJ/m3)[18-IX] QH2S = 23110; QCH4 =35960; QC2H6 =63500; QC4H10 =118600; QC5H12 =91100 Nhiệt trị thấp của khí nhiên liệu QR =0,01(0,7.23110+ 85,25.35960 +5,06.63500+2,27.91100 +0,95.118600 + 1,4. 146100) =39271 (kJ/m3) b) Nhiệt lượng đưa vào theo không khí cấp ( không khí được sấy nóng từ nguồn nhiệt bên ngoài từ 25 đến 400 oC Theo công thức [36-XVIII] - hệ số dư không khí =1,15 - thể tích không khí lý thuyết để đốt cháy 1 m3 nhiên liệu khí =10,38 (m3/m3) Entanpi của không khí nóng và lạnh theo bảng 3-2 [26-XVI] Nhiệt độ 25o C 400oC Cp.t (kJ/m3) 129,95 531,20 (kJ/m3) c)Nhiệt hàm của chính nhiên liệu Vậy nhiệt hàm của nhiên liệu Inl =0 (kJ/m3) Vậy nhiệt lượng cấp vào lò khí cháy hết 1 m3 khí nhiên liệu Qv =QR + Cnl..tnl + Qkk =44061 (kJ/m3) 2.2.2.3 Tính lượng nhiên liệu tiêu hao Theo phần tính cân bằng nhiệt cho buồng bức xạ của lò ống ta đã biết nhiệt lượng cần cung cấp cho các ống bức xạ Qcc=404572336 kJ/h, để tính lượng nhiên liệu tiêu hao ta phải biết nhiệt lượng mà các ống bức xạ nhận được khi đốt cháy 1m3 nhiên liệu. Nhiệt lượng do khói có nhiệt độ cao mang ra ngoài buồng bức xạ (kJ/m3) Theo công thức 1-30 [26-IX] -Ikr :entanpi của khói ra (kJ/m3) -hệ số dư không khí - entanpi của khói khi đốt cháy hoàn toàn 1m3 nhiên liệu với (kJ/m3) Vì lượng SO2 nhỏ lên ta có thể bỏ qua khi tính toán Giả thiết nhiệt độ ra của khói lò t=1100oC Entanpi của sản phẩm cháy theo bảng 3-2[26-III] Khí CO2 H2O N2 (Cp.t) kJ/m3 2458,39 1925,11 1543,74 Theo tính toán trước ta đã có VCO2 =1,1632 (m3/m3) VH2O =2,086 (m3/m3) VN2 =8,211 (m3/m3) (kJ/m3) Entanpi của không khí ra (kJ/m3) Entanpi của khói ra(kJ/m3) Nhiệt lượng do khói có nhiệt độ cao mang ra ngoài buồng bức xạ (kJ/m3) Tổn thất nhiệt do toả nhiệt ra môi trường xung quanh Qm= (0,5-3,5%)QV lấy Qm= 3,5%QV=1559 kJ/m3 Vậy nhiệt lượng các ống bức xạ hấp thụ được khi đốt cháy 1m3 nhiên liệu Qht = Qv –Qkr-Qm= 20845 kJ/h 19409 (m3/h) 2.2.2.4 Tính nhiệt lượng hữu ích cung cấp cho lò Nhiệt lượng hữu ích bao gồm cả nhiệt lượng truyền cho các ống bức xạ và nhiệt lượng trao đổi trong bộ sấy khí nguyên liệu và không khí trong buồng đối lưu của lò.Ta đi tính nhiệt lượng hữu ích khi đốt cháy 1m3 khí Khói đi ra ống khói có nhiệt độ 160oC Nhiệt lượng do khói thải có mang ra ống khói (kJ/m3) Theo công thức 1-30 [26-IX] -Ikt :entanpi của khói thải (kJ/m3) - hệ số dư không khí - entanpi của khói thải khi đốt cháy hoàn toàn 1m3 nhiên liệu với (kJ/m3) Vì lượng SO2 nhỏ lên ta có thể bỏ qua khi tính toán Nhiệt độ ra khỏi ống khói t=160oC Entanpi của sản phẩm cháy ở 160 oC theo bảng3-2 [26-XVI] Khí CO2 H2O N2 (Cp.t) kJ/m3 282,49 189,69 207,78 Theo tính toán trước ta đã có VCO2 =1,1632 (m3/m3) VH2O =2,086 (m3/m3) VN2 =8,211 (m3/m3) (kJ/m3) Entanpi của không khí thải (kJ/m3) Entanpi của khói ra(kJ/m3) Nhiệt do khói thải mang ra ống khói (kJ/m3) Tổn thất nhiệt do toả nhiệt ra môi trường xung quanh Qm= (0,5-3,5%)QV lấy Qm= 3,5%QV=1559 kJ/m3 Vậy nhiệt lượng hữu ích khi đốt cháy 1m3 nhiên liệu Qhi =QV- Qkt-Qm= 40074 (kJ/m3) Như vậy hệ số tác dụng hữu ích của lò 2.2.2.5 Tính toán cấp nhiệt trực tiếp theo phương pháp của Belokon Tính toán quá trình cấp nhiệt trực tiếp ta đã có những đại lượng sau: - Hệ số dư không khí - Lượng sản phẩm cháy khi cháy 1 m3 nhiên liệu Vspc =13,024 m3/m3 - Nhiệt độ của nguyên liệu phảI đun nóng đi vào t1= 6000 C và đi ra khỏi ống phản ứng t2 = 8370 C -B : tiêu hao nhiên liệu B = 19409 (m3 /h) Qhi : nhiệt lượng hữu ích khi đốt cháy 1m3 nhiên liệu Ta phải xác định -Nhiệt lượng cấp cho các ống bức xạ Q1 -Bề mặt ống bức xạ Fr -Nhiệt độ khói ra khỏi buồng búc xạ tp -Ưng suât nhiệt của ống bức xạ Qnr 1. Cho nhiệt độ khói lò ở điểm ra khỏi buồng bức xạ tp =1100 và tính kiểm tra xem nhiệt độ đó có chấp nhân được hay không. 2.Xác định nhiệt dung trung bình của sản phẩm cháy theo phương trình (II.2.43) Vspc.Cpm = VCO2.Cp CO2+VH2O.Cp H2O +VN2.Cp N2 +VO2.Cp O2 Hay Cpm = Cp CO2.CO2 +Cp H2O.H2O +Cp N2.N2 +Cp O2 .O2 Ta có nhiệt dung riêng của các khí trong sản phẩm cháy ở 11000 C theo bảng 3-2[26-XVI] Khí CO2 H2O N2 O2 Cp( kJ/m3) 2,349 1,7501 1,4034 1,4848 Thành phần thể tích của hỗn hợp sản phẩm cháy CO2=8,93%, H2O=16,02%, N2=72,48, O2=2,51% Vậy Cpm =1,5344 (kJ/m3) 3.Xác định nhiệt độ đầu vào của hệ thống theo phương trình (II.2.17) (oC) Trong đó - Vkk lượng không khí lý thuyết để đốt cháy hoàn toàn 1m3 nhiên liệu Vkk=10,38(m3/m3) ( Ct)kk entanpi của không khí, ở 6000 C ( Ct)kk =813,36 (kJ/m3) (oC) 4.Xác định nhiệt độ tính toán cực đại của quá trình cháy nhiên liệu theo phương trình(II.2.19) (oC) 5.Xác định nhiệt lượng truyền cho các ống bức xạ thông qua cả hai hình thức bức xạ và đối lưu theo (II.2.42) (kJ/m3) qtp được xác dịnh theo phương trình (kJ/m3) Q1=19409.(40074 -12270) =539647836 (kJ/h) 6.Xác định nhiệt lượng các ống bức xạ hấp thụ được thông qua đối lưu theo công thức (II.2.43) Qk = Qhi –Q1= B.qtp =19409.12270 =238148430(kJ/h) 7.Xác định nhiệt hàm qk và nhiệt độ tk ở lối vào của các ống bức xạ theo (II.2.44) (kJ/m3) hay Coi như (Cp)k=(Cp) t1 (o C) 8. Xác định nhiệt độ trung bình của bề mặt ngoài các ống bức xạ theo(II.2.45) (oC) 9. Nhiệm vụ của bài toán là tính toán bề măt ống bức xạ để đảm bảo giảm nhiệt độ của khói lò ở lối ra khỏi buồng bức xạ tới tp 10. Cho mức độ trực diện của tường ngăn chọn theo đồ thị II.2.8 ta tìm được Hs/Hl=0,87 11. Xác định nhiệt lượng do nhiên liệu đưa vào buồng đốt theo (II.2.46) Q=B.QV=19409.44061= 855179949 (kJ/h) 12. Xác định gía trị sơ bộ của bề măt đen tuyệt đối tương đương theo (II.2.47) (m2) qs :xác định theo đồ thị hình II.2.7 qs =30.104 kcal/m2.h (m2) 13. Xác định kích thước bề mặt phẳng tương đương theo (II.2.48) (m2) Hs/Hl đã tim được trước bằng đồ thị II.2.8 Hs/Hl=0,87 Hl =783 (m2) 14. Xác định kích thước của bề mặt trực diện theo II.2.49 Do bố trí vòi đốt ở 2 bên buồng bức xạ nên K=1 H=782(m2) 15. Xác định bề mặt ống bức xạ Theo phương trình II.2.14 ta có (m2) Số ống trong buồng bức xạ n=Fr/Fô n=1158/ ống 16. Xác định giá ttị bề mặt không trực diện theo II.2.50 17. Xác định chính xác hơn giá trị của bề mặt đen tuyệt đối tương đương Thường chỉ giới hạn ở việc tìm sơ bộ nên bỏ qua bước tính này 18. Xác định hệ số cấp nhiệt bằng đối lưu tự do từ khói lò đến các ống bức xạ theo công thức (II.2.51) (kcal/m2.h.oC) (kcal/m2.h.oC) 19. Tính lại hiệu chỉnh nhiệt độ theo phương trình (II.2.26) 20. Tính chỉ số bức xạ theo phương trinh (II.2.28) =6,096 21. Tính đặc trưng bức xạ theo phương trình II.2.33 22.Tính nhiệt độ khói lò đi ra khỏi buồng bức xạ theo phương trình II.2.27 Vì nhiệt độ tính toán được sai khác không lớn với nhiệt độ đã chọn trước đây do đó kết quả tính toán là chấp nhận được. 23.Với giá trị của nhiệt độ khói lò đi ra khỏi buồng bưc xạ tp=1265 oC Ta xác định hệ số cấp nhiệt trực tiếp theo phương trình II.2.36 24.Xác định nhiệt lượng mà các ống bức xạ nhận được thông qua cả hai hình thức bức xạ và đối lưu theo II.2.52 (kJ/h) (kJ/h) 25.Xác định ứng suất nhiệt trung bình của các ống bức xạ theo công thức II.2.53 Như vậy nhờ việc tính toán tất cả các đại lượng đã tìm được là Q1= 474455722 (kJ/h) Fr=1229 (m2) tp =1100 (o C ) Qnr=116,03(W/m2) n =237 ống * Kết luận Như vậy kết quả tìm được khi giảI quyết bằng phương pháp tính toán thiết bị phản ứng xúc tác dị thể và phương pháp cấp nhiệt của Belokon là gần tương đồng với nhau, kết quả tính toán là chấp nhận được 2.2.3. Tính toán khả năng tạo thành cacbon Trong quá trình chyển hoá khí thiên nhiên bằng hơi nước, ở những điều kiện xác định có khả năng xảy ra các phản ứng phụ tạo thành muội - carbon tự do. Muội tạo thành thường do phản ứng nhiệt phân carbua hydro hay phản ứng của các khí phản ứng. Các phương trình tạo muội thường gặp là : 2CO Û C +CO2 (1) CH4 Û C + 2H2 (2) Hiện tượng tạo muội C thường xảy ra ở thiết bị sơ cấp, còn ở thiết bị thứ cấp nếu tạo thành C thì ngay lập tức nó sẽ cháy với oxy của không khí tạo thành CO2. Do đó ta chỉ xem xét khả năng tạo muội C ở thiết bị sơ cấp Khả năng tách carbon xác định theo công thức tính năng lượng tự do của phản ứng + Đối với phản ứng (1) Biến thiên thế đẳng áp của phản ứng Theo bảng 5.5 [250-III] hằng số cân bằng của phản ứng , : áp suất hơi riêng phần tương ứng của các cấu tử. Phần tính toán các thông số đầu vào ta đã có thành phần CO=11,8%, CO2=1,87% và áp suất làm việc trong thiết bị là P = 10 at Từ đó ta tính được áp suất riêng phần của các khí PCO =1,18 at, PCO2 = 0,187 at Do nên không xảy ra hiện tượng tạo muội các bon +) Xét phản ứng (2) Biến thiên thế đẳng áp của phản ứng Theo bảng 5.5 [250-III] hằng số cân bằng của phản ứng : áp suất riêng phần các cấu tử (at) Theo phần tính toán các thông số đầu vào ta có CH4=0,72%, H2=43,59% Từ đó ta tính được áp suất riêng phần của các khí PH2=4,36 (at), PCH4=0,072(at) nên không xảy ra hiện tượng tạo muội C Việc tính khả năng tạo muội theo các phản ứng cụ thể ở những điều kiện kỹ thuật cho phép đánh giá đuợc chất lượng quá trình, cũng trên cơ sở đó giúp ta có biện pháp kỹ thuật để hạn chế những phản ứng tạo muội carbon không mong muốn. 2.2.4 Tính toán mỏ đốt khí nhiên liệu Phổ biến nhất hiện nay là loại mỏ đốt ống lồng ống. Nó có ưu điểm là đơn giản và vẫn đảm bảo được tốt các yêu cầu kĩ thuật. Đối với loại mỏ đốt này không khí và khí đốt được xáo trộn ngoài mỏ đốt. Theo nhiệt trị người ta phân mỏ đốt thành 2 nhóm: cho khí có nhiệt trị cao (10000-35000 kJ/m3) và nhiệt trị thấp (3800-10000kJ/m3). Trong mỗi nhóm lại phân theo công suất nhiệt :thấp ,trung bình và cao. Để chọn mỏ đốt người ta sử dụng biểu đồ căn cứ vào áp suất không khí trước mỏ đốt và lượng không khí yêu cầu qua mỏ đốt. Khi nung không khí cần chọn mỏ đốt theo lượng không khí tính toán theo công thức 3.9 [112-VIII] (m3/h) Trong đó tkk nhiệt độ nung nóng trước không khí oC lượng không khí thực tế tính ở điều kiện 0oC, 760mmHg Đường kính vòi phun khí đốt (dvp) xác định theo biểu đồ hình 3-20 [112- VIII ] tuỳ thuộc vào áp suất khí đốt trong mỏ đốt và lưu lượng khí đốt qua mỏ ( năng suất khí qua mỏ đốt ). Biểu đồ hình 3-20 xây dựng ở điều kiện nhiệt độ 20oC và khối lượng riêng .Nếu khối lượng riêng của khí qua vòi phun thì cần chọn lỗ vòi phun theo lượng khí đốt tính toán (m3/h) Trong đó Vk –lượng khí đốt cần thiết thực tế m3/h Khi nung trước khí đốt, lượng khí đốt qua mỏ cũng cần tính như trường hợp nung nóng trước không khí theo công thức 3.10[112-VIII] (m3/h) Trong đó tk – nhiệt độ nung trước khí đốt oC Giá trị của hệ số tìm ở biểu đồ hình 3-21a, còn hệ số tìm theo biểu đồ hình 3-21b[122-VIII] Sau khi chọn được các mỏ đốt cần kiểm tra lại tốc độ của hỗn hợp khí và không khí vào mỏ đốt xác định theo biểu đồ hình 3-23[124-VIII], còn tốc độ hỗn hợp khí ra khỏi mỏ đốt xác định theo hình 3-22[123-VIII]. Biểu đồ được xây dựng ở điều kiện khí và không khí lạnh (20oC) nên khi nung trước khí đốt và không khí thì giá trị tốc độ lấy ở biểu đồ hình 3-23 phảI chia cho hệ số hiệu chỉnh kt Khi chọn các mỏ đốt cần lưu ý các tham số: áp suất, nhiệt độ nung nóng trước khi đốt, không khí và hệ số tiêu hao không khí. Các tham số này có quan hệ ít hoặc nhiều với nhau. Vì vậy việc chia mỏ đốt theo công suất nhỏ, trung bình, lớn hoặc chia theo nhiệt trị khí đốt :cao thấp chỉ là quy ước. Theo các số liệu đã tính toán cần đốt 19409 m3/h khí, mà lại có 480 mỏ đốt vậy công suất của một mỏ đốt là 40,4 m3/h. Nhiệt trị thấp của hỗn hợp khí 39271(kJ/m3), áp suất của khí đốt và không khí trong mỏ đốt 300 mmH2Ovà 150 mmH2O. Không khí có nhiệt độ 600oC khí đốt có nhiệt độ 25oC, hệ số dư không khí Qua tính toán sự cháy nhiên liệu, xác định được Vo= 10,38 m3/m3 và khối lượng riêng khí đốt Tính lượng không khí cần thiết qua mỏ đốt : =40,4.10,38 = 419,35 m3/h Vì nung nóng trước khôngkhí nên phải tính số hiệu chỉnh Lưu lượng không khí khi tính toán (m3/h) Theo biểu đồ ở hình 3-19[[120-VIII]], ở áp suất và lưu lượng không khí đã cho, chọn được mỏ đốt ống lồng ống kiểu . Vì khối lượng riêng của khí khác với nên phải tính hệ số hiệu chỉnh Vậy ta tính lượng khí đốt qua mỏ (m3/h) Theo biểu đồ hình 3.20[121-VIII], chọn đường kính vòi phun khí là 15 mm Theo biểu đồ hình 3-23[124-VIII] khối lượng riêng cuả khí đốt là Khối lượng riêng không khí ở 600oC Ta tìm được tốc độ thoát của khí đốt là , của không khí . Nếu tính đến nhiệt độ nung nóng trước không khí thì tốc độ của không khí tìm được ở đồ thị hình 3.21a [122-VIII] Lưu lượng của hỗn hợp =419,35 + 33,94 = 453,29 (m3/h) Theo hình 3.22[123-VIII], xác định tốc độ tại miệng ra mỏ đốt (dmr=60),và tại ống dẫn khí vào (D4=195) và của ống dẫn không khí (D3=160). Các tốc độ này lần lượt là 60 ; 45; 55 m/s. Chương 3. tính toán cơ khí 3.1. Tính cơ khí cho thiết bị reforming sơ cấp : 3.1.1. Tính chiều dày vỏ ống : Theo công thức XIII.8 [360-VI] Trong đó p : áp suất làm việc của ống, p =106 (N/m2) Dt : đường kính trong của ống.Dt = 0,142 m [s] : ứng suất cho phép của vật liệu làm ống. Với điều kiện làm việc của thiết bị là khoảng 10000C nên ta chọn vật liệu làm ống là thép Titan 1X18H12T theo bảng XII.6[312-VI] [s]= 26.106 (N/m2) j : Hệ số bền của mối hàn vì ống thép không hàn j = 1 C : Hệ số dư. Theo CT [74-XI] : C = C1 + C2 + C3 = 0,002 m ị m Ta chọn chiều dày vỏ thép theo tiêu chuẩn là :S = 5 mm = 0,005 m -Kiểm tra chiều dày ống : Khi thiết bị làm việc ở nhiệt độ cao, giới hạn bền không đủ để làm cơ sở để tính ứng suất cho phép nữa bởi vì khí đó ứng sb bắt đầu giảm nhanh với tốc độ giảm khác với st. Khi đó xuất hiện hiện tượng trườn. Đó là hiện tượng biến dạng dẻo hết sức chậm của vật liệu, mặc dù ứng suất không thay đổi. Do đó cần kiểm tra chảy : Theo CT XIII.26[365-VI] : Trong đó + po áp suất thử tính toán được xác định theo công thức XIII.27 [366-VI] pth : áp suất thử thuỷ lực. Theo bảng XIII.5[358-VI] ta có: p1 : áp suất là áp suất thuỷ tĩnh của nước Suy ra: po = 1,61.106 (N/m2) + j : Hệ số bền của mối hàn vì ống thép không hàn j = 1 C : Hệ số dư. Theo CT [74-XI] :C = C1 + C2 + C3 = 0,002 m + giới hạn chảy của vật liệu theo bảng XII.4[309-VI] Do đó ứng suất khi thử thuỷ lực là ị (N/m2) Như vậy là thoả mãn điều kiện bền. 3.1.2. Xác định chiều dày bích lắp với ống : Do những hạn chế về kích thước, cũng như về công nghệ chế tạo, do việc sử dụng các vật liệu khác nhau, phần lớn các thiết bị hoá chất đều được cấu tạo từ nhiều mảnh ghép lại. Hơn nữa, trong dây chuyền sản xuất còn có một số hệ thống đường ống bao gồm các van, dụng cụ đo,ống và các máy thuỷ lực nối liền các thiết bị đó lại với nhau. Vì thế cần có những cơ cấu lắp ghép thích hợp, trong đó mặt bích được dùng phổ biến nhất. Lắp ghép bằng mặt bích về cơ bản cần thoả mãn những yêu cầu sau : + Dưới áp suất và nhiệt độ nhất định vẫn đảm bảo kín. + Đủ sức bền cơ học và chống được ăn mòn. + Có thể tháo lắp khá nhanh chóng và nhiều lượt, bởi vì trong quá trình sản xuất thường phải tu sửa, kiểm tra, cọ rửa luôn. + Dễ chế tạo và dễ dàng thay thế, lắp lẫn. + Giá thành hạ. Phần lớn các loại mặt bích đã được tiêu chuẩn hóa để đáp ứng nhu cầu tiêu dùng với số lượng lớn của công nghiệp hoá chất. Các loại bích hay dùng nhất hiện nay có thể chia thành loại bích phẳng hàn, bích có cổ, bích ren vít, bích xoay tự do. Trường hợp này, ta chọn loại bích tự đo. Trong việc tính toán bền cho mối ghép bằng mặt bích, ta phải xét toàn diện mối quan hệ giữa 3 chi tiết chủ yếu là mặt bích, đanh ốc và vòng đệm. 3.1.2.1. Lực vận hành : Lực vận hành do các đanh ốc của mặt bích phải chịu. Đó là lực tổng cộng của lực do áp suất trong Pp và lực siết chặt vòng đệm Pt theo CT [146-X] : Pđ = Pp + Pt Trong đó : Pt = p.Dt.b.m.p - Tính Pt + b : Bề rộng tương đương của vòng đệm phụ thuộc vào bề rộng có hiệu quả bo Khi thì b=bo Khi thì bo phụ thuộc vào bề mặt lắp ghép, ta chọn bo=N/2 N: Bề rộng thực của vòng đệm. Chọn loại đệm dẹt có bề rộng : N = 0,003 m, + Dt : Đường kính trung bình của vòng đệm. Chọn loại đệm có đường kính trong bằng với đường kính trong của ống, đường kính trung bình của vòng đệm là : Dt = D + bt = 0,142 + 0,003 = 0,145 m + m : Hệ số vòng đệm. Phụ thuộc vật liệu làm đệm và hình dáng đệm. Theo bảng[148-XI] ta chọn loại đệm phẳng làm bằng amian dày 3mm ; m = 2,05 + p : áp suất làm việc của hệ thống. Theo đề : p = 10.105 (N/m2) Thay vào tính được Pt = 3,14.0,145.1,5.10-3.2,05.10.105 = 1401N - Tính Pp: N Vậy giá trị của lực vận hành Pđ = 1401 + 16513 = 17914 N 3.1.2.2 Lực xiết chặt ban đầu : Là lực ban đầu để xiết chặt vòng đệm, tạ điều kiện cho vật liệu đệm lấp kín những chỗ ghồ ghề ở mặt tiếp xúc và bảo đảm kín cho mối ghép. Theo CT [148-X] Po = p.Dt.bv.qt Dt : Đường kính trung bình của vòng đệm, Dt = 0,145 m b : Chiều rộng tương đương của vòng đệm, b = 1,5.10-3 m qt : áp suất riêng trên vòng đệm khi xiết chặt ban đầu. Theo bảng[148- XI], với vật liệu làm đệm là đệm phẳng amian ta có : qt = 1250 (N/cm2) = 1250.104 (N/m2) ị Po = 3,14.0,145.1,5.10-3.1250.104 = 8541 N 3.1.2.3. Đường kính tối thiểu của bulông là : So sánh Po và Pđ ta thấy Pđ lớn hơn nên theo CT [148-XI] ta có : Trong đó z : Số bu lông. Chọn số bulông là z = 4 [s] : ứng suất cho phép của vật liệu làm bulông. Chọn vật liệu làm bulông là thép CT3 :[s] = 380.106 (N/m2) ị m Chọn bulông có đường kính tiêu chuẩn là : d = 6 mm 3.1.2.4. Chiều dày bích : Do hệ thống của ta phải làm việc ở điều kiện áp suất cao nên ta chọn loại bích tự do kiểu 5 theo bảng XIII.28 [425-VII]. Loại này có ưu điểm là rẻ, bền, sử dụng khi khó hàn với vật liệu khác, tháo lắp nhanh chóng, dễ thay thế. Theo CT-[153-X] ta có công thức xác định chiều dày bích : Trong đó + [s] : ứng suất cho phép của vật liệu làm bích. Theo bảng XII.4[309-VI] ta chọn bích bằng thép CT3 thì giới hạn bền khi kéo của vật liệu làm bích là [s] =[s]K = 380 MPa = 380.106 (N/m2) + l : Hệ số. Với vật liệu bích là thép theo CT[152-X] :l = 1 + S1 : Chiều dày ống. Theo (3.1.1) ta đã xác định được : S1 = 0,005 m + d : Đường kính trong bulông. Theo (3.1.2.3) ta đã có : d =0,006 m + Do : Đường kính trong của bích Theo bảng XIII.28.7 [425-VI] Do =164 mm + D : Đường kính ngoài của bích. Theo bảng XIII.26 [409-VI], D = 280 mm M : Mômen thực. Theo CT [153-X] : ị =15 mm Theo bảng XIII.28[425-VI] ta chọn chiều dày bích theo tiêu chuẩn là : S1 = h = 16 mm Tra bảng XIII.26[409-VI] và XIII.28[425-VI] ta có : Bích kiểu 5 Py Dy Do h h1 Dn D Db D1 z 106 N/m2 mm Cái 1 150 164 26 18 159 280 240 212 8 3.1.3. Tính bền dầm đỡ ống xúc tác : Coi hệ dầm xúc tác như một dầm chịu lực là lực tổng cộng của các ống xúc tác tính cả trọng lượng của xúc tác Niken. 3.1.3.1. Xác định trọng lượng tác dụng lên dầm : Trọng lượng của một ống là : P = Pống + Pxt Trong đó : + Pống = Vống.rống rống : Trọng lượng riêng của vật liêu làm ống. Vật liệu làm ống của ta là thép Titan. rống = 7900 (kg/m3) Vống : Thể tích của vật liệu làm ống. Vống = Vtrụ - Vrỗng Vtrụ : Thể tích đặc của ống xúc tác. Vtrụ = l.p.Dng2/4 = 11.3,14.(0.152)2/4 = 0,1996 m3 Vrỗng : Phần thể tích chứa xúc tác của ống (khi không có xúc tác) Vrỗng = l.p.Dtr2/4 = 11.3,14.0,1422/4 = 0,1742 m3 Vống = 0,1996– 0,1742 = 0,0254 m3 Pống = 0,0254.7900.9,81= 1969(N) + Pxt = Vxt.rxt rxt : Trọng lượng riêng của Niken, ta có : rxt = 8900 (kg/m3) Vxt :Thể tích tổng cộng của xúc tác Niken chứa đầyống. Vxt = (1 - e). Vrỗng e : Độ xốp của lớp xúc tác, e = 0,53 ịVxt = (1 - 0,53).0,1742 = 0,0819 m3 Thay vào ta được : Pxt = 0,0819.8900.9,81 = 7151(N) Vậy Pống = 7151+1969 = 9120 (N) Tổng trọng lượng của một phần hệ thống ống (gồm 18 ống) là : P = 18.9120 = 164160(N)=164,160 (kN) 3.1.3.2. Xác định mặt cắt nguy hiểm nhất Để có thể xác định được mặt cắt nguy hiểm nhất ta phải vẽ được biểu đồ nội lực của dầm. Mô hình của dầm là Tải trọng phân bố trên dầm là : Biểu đồ lực cắt của dầm như sau : 3.1.3.3 Kiểm tra bền dầm : Mặt cắt nguy hiểm nhất là tại A và B tại đó cả mômen và lực cắt đều có giá trị lớn Công thức tính ứng suất pháp và ứng suất tiếp cho dầm chịu uốn phẳng thuần tuý là : Trên một mặt cắt ngang của dầm chịu ngang phẳng, ngoài hệ ứng suất pháp s do mômen uốn M gây ra, ta còn có hệ ứng suất tiếp tzy do lực cắt Qy gây nên. Sự phân bố của ứng suất pháp và ứng suất tiếp trên mặt cắt hình chữ nhật hẹp được biểu diễn như sau : Như vậy, trị số ứng suất pháp và ứng suất tiếp của từng phân tố khác nhau trên mặt cắt là khác nhau. Do đó trạng thái ứng suất ở mỗi điểm cũng khác nhau. Nói chung ta cần xét bốn trường hợp sau : Điểm ở mép trên cùng có ứng suất tiếp bằng không (trạng thái ứng suất đơn) Điểm ở mép dưới cùng có ứng suất tiếp bằng không (trạng thái ứng suất đơn) Điểm ở trên trục trung hoà có ứng suất pháp bằng không (trượt thuần tuý) Điểm có ứng suất pháp và ứng suất tiếp đều tương đối lớn. Nhưng ở các dầm có mặt cắt hình dạng ít thay đổi thường bỏ qua việc kiểm tra này Kiểm tra bền tại điểm có trạng thái ứng suất đơn Trong đó : Wx : Mômen chống uốn của mặt cắt ngang. Với mặt cắt ngang là hình chữ nhật ta có : Wx = b.h2/6 = 2,46.0,32/6 = 0,039 m3 ị Chọn vật liệu dầm có vậy thoả mãn điều kiện bền Kiểm tra bền các điểm có trạng tháI trượt thuần tuý theo thuyết bền ứng suất tiếp lớn nhất Vậy thoả mãn điều kiện bền 3.2. Tính cơ khí thiết bị reforming thứ cấp 3.2.1. Tính toán chiều dày phần thân trụ của thiết bị: Do có lớp lót lò bằng bê tông chịu nhiệt nên nhiệt độ của lớp vỏ thép hình trụ ở thân lò khoảng 250oC Chọn vật liệu chế tạo thân tháp hình trụ là thép không gỉ 12MX có ứng suất cho phép ở 250oC là [s]=130.106N/m2. Bảng XII.6 [312-VI] Thân hình trụ được chế tạo bằng cách cuốn tấm vật liệu với kích thước đã định sau đó hàn ghép mối lại. - Theo công thức XIII.8 [360 –VI] tính chiều dày thân trụ hàn: S = Trong đó: + [s] : ứng suất cho phép của vật liệu + Dt : đường kính trong của thân thiết bị, Dt = 3,95 m + j : hệ số mối hàn, Tra bảng XIII.8 [363-VI] với thiết bị được hàn tay bằng hồ quang điện, giáp mối hai mặt chọn j = 0,95 + p : áp suất trong thân thiết bị, p=106(N/m2) + C : hệ số bổ sung do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày (m). Theo công thức XIII.17 [363-VI] C = C1 + C2 + C3 Trong đó: C1 : bổ sung do ăn mòn. Chọn C1 = 0 mm C2 : đại lượng bổ sung do hao mòn: C2 = 0 C3 : đại lượng bổ sung cho dung sai của chiều dày Tra bảng XIII.9 [364-VI] ta được C3 = 1.3 mm Suy ra C = 0 + 1,3 = 1,3 mm Thay số vào ta có: S = Lấy S = 25 mm * Kiểm tra lại ứng suất của thành theo áp suất thử (dùng nước) Theo công thức XIII.26 [365- VI] ứng suất thử ở thân thiết bị: s = Trong đó - áp suất thử tính toán xác định theo công thức XIII.27 [366-VI] Trong đó: - pth : áp suất thử thuỷ lực. Theo bảng XIII.5[358-VI] ta có: - p1 : áp suất là áp suất thuỷ tĩnh của nước Suy ra: po = 1,62.106 (N/m2) - Dt : đường kính trong của thân thiết bị, Dt = 3,95 m - S : chiều dày vỏ trụ S =25 mm C : hệ số bổ xung chiều dày C = 1,3 mm j : hệ số mối hàn j = 0,95 s = Thép không gỉ 12MX có sch = 240.106 N/m2 bảng XII.4 [309-VI] nên s < Vậy chiều dày thân S = 25 mm thoả mãn bền 3.2.2 Tính toán chiều dày phần thân nón của thiết bị Chiều dày phần thân hình nón (khi ) làm việc với áp suất trong p được xác định theo các công thức XIII.52 và XIII.53 [399-VI], và lấy kết quả tính toán của công thức nào có giá trị lớn hơn : Đối với đáy và nắp không có gờ, D’=Dt Trong đó: + [s] :ứng suất cho phép của vật liệu. Chọn vật liệu chế tạo thân tháp hình nón là thép không gỉ 12MX. Theo bảng XII.6 [312-VI] [s]=130.106N/m2. + Dt : đường kính trong của thân thiết bị, Dt = 3,95 m + j : hệ số mối hàn, tra bảng XIII.8 [363-VI] với thiết bị được hàn tay bằng hồ quang điện, giáp mối hai mặt chọn j = 0,95 + p : áp suất trong thân thiết bị p=106 (N/m2) + C : hệ số bổ sung do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày (m). Theo công thức XIII.17 [363-VI] C = C1 + C2 + C3 Trong đó: C1 : bổ sung do ăn mòn. Chọn C1 = 0 mm C2 : đại lượng bổ sung do hao mòn: C2 = 0 C3 : đại lượng bổ sung cho dung sai của chiều dày Tra bảng XIII.9 [364-VI] ta được C3 = 1.3 mm Suy ra C = 0 + 1,3 = 1,3 mm + y : yếu tố hình dạng đáy tra đồ thị hình XIII.15[400-VI] với góc ta có y=1,8 Vậy (m) (m) Do đó ta chọn chiều dày của phần này là 30mm *Kiểm tra lại ứng suất của thành theo áp suất thử (dùng nước) Vì chiều dày thành xác định theo công thức XIII.52 nên ứng suất thành theo áp suất thử được xác định theo công thức XIII.54[399-VI] + Po : áp suất thử tính toán được xác định theo công thức XIII.27 [366-VI] Trong đó: pth : áp suất thử thuỷ lực. Theo bảng XIII.5[358-VI] ta có: p1 : áp suất là áp suất thuỷ tĩnh của nước Suy ra: po = 1,62.106 (N/m2) + Dt : đường kính trong thân trụ Dt =3,95 m + S : chiều dày S = 30 mm + C : hệ số bổ xung chiều dày C =1,3 mm Thay các giá trị vào ta có Thép không gỉ 12MX có sch = 240.106 N/m2 bảng XII.4 [309- V] nên s < Vậy chiều dày thân S = 30 mm thoả mãn bền 3.2.3 Tính toán nắp thiết bị Chiều dày của nắp được xác định theo công thức XIII.47[385-VI] Trong đó +ứng suất cho phép của vật liệu, chọn vật liệu là thép không gỉ 12MX ở 250oC có + hb : chiều cao phần lồi của nắp, tra bảng XIII.10[382-VI] với Dt =1600 thì hb=400 + : hệ số mối hàn, khi hàn tay bằng hồ quang điện, giáp mối hai mặt chọn j = 0,95 + k : hệ số không thứ nguyên với nắp có lỗ và được tăng cứng k=1 + p : áp suất trong thiết bị p =106 N/m2 + C : hệ số bổ sung do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày (m). Theo công thức XIII.17 [363-VI] C = C1 + C2 + C3 Trong đó: C1 : bổ sung do ăn mòn. Chọn C1 = 0 mm C2 : đại lượng bổ sung do hao mòn: C2 = 0 C3 : đại lượng bổ sung cho dung sai của chiều dày Tra bảng XIII.9 [364-VI] ta được C3 = 1.3 mm Suy ra C = 0 + 1,3 = 1,3 mm Vậy Chọn S=15 mm * Kiểm tra ứng suất ở thành thử thuỷ lực theo công thức XIII.49[386-VII] Thay các thông số đã biết ở trên vào ta được Thép không gỉ 12MX có sch = 240.106 N/m2 bảng XII.4[309- VI] nên s < Vậy chiều dày nắpS =15 mm thoả mãn bền 3.2.4 Tính toán bích nối cổ thiết bị và nắp Ta chọn loại bích liền có cổ theo bảng XIII.27 [417-VI] với Dt =1600, Py =106 N/m2 Ta chọn được bích với các thông số Bích kiểu 5 Py Dn Db Ddn S1 S t1 h db z 106N/m2 mm Cái 1 1810 1740 241675 14 10 75 50 36 40 * Xác định bề dày bích liền theo công thức 7-9 [195-XI] (mm) Trong đó Hệ số k liên quan đến Khivà Thay vào công thức trên ta tính được mm Vậy sai số của phép tính < 5% nên bích đã chọn là thoả mãn yêu cầu Kết luận Sau gần 3 tháng tìm hiểu nghiên cứu tài liệu cùng với sự hướng dẫn tận tình chu đáo của PGS.TS Mai Xuân Kỳ và các thầy cô giáo thuộc bộ môn Máy và thiết bị hoá chất - dầu khí em đã hoàn thành được bản đồ án của thầy giao cho là “Tính toán thiết kế hệ thống thiết bị sản xuất khí tổng hợp (CO + N2 +H2) thông qua phản ứng chuyển hoá Methane bằng hơi nước”. Mặc dù bản đồ án tốt nghiệp đã được hoàn thành dưới sự hướng dẫn của PGS.TS Mai Xuân Kỳ cùng với các kiến thức học trong 3 năm chuyên ngành, nhưng do còn thiếu kinh nghiệm thực tế nên bản đồ án này chắc chắn còn mắc phải nhiều sai sót. Em mong được sự chỉ dẫn của các thầy cô giáo trong hội đồng bảo vệ đồ án tốt nghiệp. Em xin chân thành cảm ơn PGS.TS Mai Xuân Kỳ đã tận tình chỉ dẫn cho em mặc dù thầy rất bận việc. Em cảm ơn tất cả các thầy, cô giáo thuộc bộ môn Máy & thiết bị hoá chất - dầu khí đã truyền đạt cho em những kiến thức về chuyên ngành cũng như về cuộc sống hết sức quý báu trong suốt ba năm học chuyên ngành. Em xin chân thành cảm ơn! Hà nội, ngày 22 tháng 5 năm 2006 Sinh viên Bùi Anh Đức Tài liệu tham khảo I. PGS.TS. Mai Xuân Kỳ Bài giảng thiết bị phản ứng II. PGS.TS. Mai Xuân Kỳ Bài giảng công nghệ hoá học và chế biến dầu khí III.I. R. Rostrup Nielsen and L.I.Christiansen Tubular Steam Reforming IV AU.Skoblo, I.A. Tregubova, N.N. Egorov Prosessy i apparaty nephtepere rabatyvayulchey i nephtechimi tscheskoi promychlenosty . Gostoptechizdat- Moscow-1976 V. Nguyễn Bin, Đỗ Văn Đài, Trần Trọng Khuông,… Sổ tay quá trình và thiết bị trong công nghiệp hoá chất tập 1 NXB Khoa học kỹ thuật 2001 VI Nguyễn Bin, Đỗ Văn Đài, Trần Trọng Khuông,… Sổ tay quá trình và thiết bị trong công nghiệp hoá chất tập 2 NXB Khoa học kỹ thuật 2001 VII. Nguyễn Thế Dân Kỹ thuật chuyển hoá cacbua hydro khí .Khoa ĐHTC 1982 VIII. Hoàng Kim Cơ Tính toán kỹ thuật nhiệt lò công nghiệp tập 1.NXB KHKT 1981 IX. Phạm Lê Dần Giáo trình hệ thống cấp nhiệt .Khoa ĐHTC 1999 X.Hồ Hữu Phương Cơ sở tính toán thiết bị hoá chất . Khoa ĐHTC 1977 XI. Hồ Lê Viên Tính toán thiết kế các chi tiết thiết bị hoá chất. NXB KHKT 1978 XII. Nguyễn Thị Tuyết Công nghệ sản xuất các hợp chất Nitơ. Khoa ĐHTC 2000 XIII.Hoàng Kim Cơ Tính toán kỹ thuật lọc bụi và làm sạch khí XIV. Nguyễn Thị Minh Hiền Công nghệ chế biến khí tự nhiên và đồng hành NXB KHKT 2002 XV.Đoàn Thiên Tích Dầu khí Việt Nam NXB ĐHQG TP HCM XVI.Trương Duy Nghĩa, Nguyễn Sỹ Mão Thiết bị lò hơi NXB KHKT 1974 XVII Nguyễn Hữu Phú Hoá lý và hoá keo NXB KHKT 2003 XVIII. Trần Thanh Kỳ Thiết kế lò hơi ĐHBK TPHCM-1999 XIX.Hiroo Tomigana, Masakazu Tamaki Chemical Reaction and Reactor Design John Wiley & Sons Chischester- Newyork-Weiheim-Singapore 1998