Đề tài Quá trình reforming xúc tác xăng nặng

các quá trình trên. Khối thiết bị gồm 4 thiết bị chồng lên nhau theo trục thẳng đứng. Trong mỗi thiết bị có thiết kế ống dẫn xúc tác riêng, lượng xúc tác trong các thiết bị cũng khác nhau. ở thiết bị thứ nhất chỉ chứa 10 ¸ 20% lượng xúc tác thì ở thiết bị cuối chứa 50% tổng lượng xúc tác. Tỷ lệ phân bố xúc tác thường theo tỷ số 1/1, 5/2, 5/5. c. Sơ đồ Reforming xúc tác liên tục của FIN (Pháp) 2 3 6 1 II III 4 7 5 1 5 4 4 8 5 9 5 Xóc t¸c ®· lv IV V VII VI H. S¬ ®å Reforming xóc t¸c liªn tôc 1: Máy nén 2: Tháp chứa xúc tác 3: Lò tái sinh 4: Thùng phân phối 5: Lò đốt 6,7,8,9 : thiết bị phản ứng I : khí cháy IV : nguyên liệu II : khí nitơ V : hydro III : hơi nước VI: hơi VII : sản phẩm Nguyên lý hoạt động: Nguyên liệu và khí hydro qua thiết bị TĐN (5) để nâng nhiệt độ lên nhiệt độ phản ứng rồi cho vào thiết bị phản ứng thứ nhất (6), hỗn hợp đã phản ứng ra ở đáy (6) qua TĐN (5) rồi vào đỉnh (7). Cứ thế ta thu được sản phẩm sơ bộ ở đáy thiết bị cuối cùng (9). Sản phẩm này được xử lý các bước tương tự như các loại hệ thống trên để thu được khí chứa hydro và xăng Reforming có chất lượng cao. Còn xúc tác chẩy lần lượt qua các thiết bị 6, 7, 8, 9 (điều chỉnh bằng các thùng phân phối (4)). Xúc tác đã làm việc vào bình chứa (2) rồi được xử lý tái sinh xúc tác ở lò tái sinh (3). (xử lý bằng các bước: đốt cháy cốc bằng không khí nhiều oxy, làm khô và khử xúc tác). Xúc tác sau khi đã tái sinh có độ hoạt tính cao lại cho chảy vào (6) và cứ thế tạo thành một chu kỳ kín. Ngay nay với sự phát triển mạnh của công nghệ Reforming xúc tác kéo theo sự phát triển về chất xúc tác Pt/Al2O3 làm cho thời gian làm việc của xúc tác tăng (số lần tái sinh giảm) dẫn đến hiệu quả kinh tế cao. Với thời gian làm việc của xúc tác lâu thì quá trình Reforming với lớp xúc tác tĩnh coi như là thiết bị làm việc liên tục. Với điều kiện phát triển công nghệ chế biến dầu mỏ ở Việt Nam như hiện nay, ta có thể chọn hệ thống Reforming xúc tác với lớp xúc tác cố định (không liên tục) ứng với sơ đồ hình H1 (Trang 40). Chương III: TÍNH THIẾT BỊ PHẢN ỨNG 3.1 TÍNH CÔNG NGHỆ 3.1.1 Cân bằng chất và nhiệt Để tính toán, thiết kế các thiết bị phản ứng có lớp xúc tác tĩnh cho đến nay vẫn thường sử dụng mô hình giả đồng thể. Mô hình này có thể chấp nhận được bởi lý do: + Kích thước tương đương của hạt xúc tác rất nhỏ hơn so với kích thước thiết bị. + Các hạt xúc tác thường phân bố khá đều đặn trong không gian chứa xúc tác nên môi trường liên tục bao quanh các phần tử xúc tác thường khá đồng nhất. Thực tế thì các quá trình vận tải bên ngoài thường xảy ra đủ mạnh nhờ vận tốc dòng chảy đủ lớn và do đó chênh lệch nhiệt độ giữa bề mặt hạt xúc tác và trong môi trường không lớn lắm. Thường sử dụng vận tốc hiệu dụng của phản ứng tính cho một đơn vị khối lượng học thể tích xúc tác: (reff)VR = (reff)ms . rl = (reff)ms. rb (1-e) trong đó: e : độ xốp của lớp xúc tác tĩnh rb : khối lượng riêng biểu kiến của xúc tác. (reff)VR, (reff)ms:Vận tốc phản ứng tính theo thể tích và khối lượng Do các thiết bị phản ứng có lớp xúc tác tĩnh thường có hình trụ nên để viết phương trình cân bằng chất ta sử dụng toạ độ trụ. Cân bằng chất cho cấu tử thứ i trong ống xúc tác hình trụ: Trong đó: Ci: Nồng độ cấu tử i trong hỗn hợp phản ứng wz , wR : vận tốc theo phương dọc trục và hướng kính của hỗn hợp phản ứng Dz, DR : các hệ số khuếch tán theo chiều trục và theo hướng kính M : số phản ứng xảy ra trong hệ. nij : hệ số tỷ lượng của cấu tử i trong phương trình phản ứng thứ j. rj : vận tốc phản ứng của phản ứng thứ j Trong trường hợp tính thiết bị Reforming này ta sẽ tính thiết bị theo kiểu Đẩy Lý Tưởng Với cấu trúc dòng Đẩy Lý Tưởng: + Không có Grad theo hướng kính do đó + Không có sự thay đổi nồng độ, nhiệt độ, các tính chất vật lý... theo hướng kính nên: ® +Không tồn tại khuấy trộn dọc trục: Dz º 0 ® Þ Phương trình cân bằng chất của thiết bị kiểu Đẩy Lý Tưởng: Phương trình cân bằng chất trong thiết bị kiểu Đẩy Lý Tưởng là không ổn định, quá trình là ổn định khi (Các biến thiên mang tính công nghệ không phụ thuộc vào thời gian) Ta có phương trinh cân bằng chất: Đối với hệ phản ứng reforming xúc tác có rất nhiều phản ứng xảy ra song song. Nhưng chỉ có 2 phản ứng là dehydro vòng hoá và hydro cracking là xảy ra mạnh còn các phản ứng khác xảy ra không đáng kể. Do đó để đơn giản cho việc tính toán ta xem trong hệ chỉ có 2 phản ứng xẩy ra. Đó là: - Phản ứng dehydro đồng phân hoá n - parafin n - CnH2n+2 à CnH2n-6 + 4H2 + Q1 (1) - Phản ứng hydro cracking n - CnH2n+2 + H2 à CmH2m+2 + CqH2q+2 - Q2 (2) nếu xem K là cấu tử nguyên liệu (NP) thì nK = -1 xem i là cấu tử hydrocarbon thơm CnH2n-6 thì ni = 1 Xem m là cấu tử của sản phẩm phân huỷ hydro cracking (CqH2a+2) thì nm = 1. Gọi r1, r2 là vận tốc của phản ứng dehydro hoá và phản ứng hydro cracking. Giả sử hỗn hợp vào (NP + H2) có n0 (mol/s) trong đó có 1/8 n0 (mol/s) là NP còn 7/8 n0 (mol/s) là H2. Tại thời điểm có độ chuyển hoá Uk tức là đã có 1/8 n0.UK mol NP đã phản ứng còn 1/8 n0(1-Uk) mol NP chưa phản ứng. Vấn đề đặt ra là bao nhiêu phần trăm NP sẽ phản ứng theo (1) và bao nhiêu phần trăm phản ứng theo (2). Điều này phụ thuộc vào tốc độ các phản ứng tức r1 và r2 (vì tốc độ phản ứng chính là sự biến đổi số mol theo thời gian của cấu tử nguyên liệu). Phản ứng Reforming xảy ra theo sơ đồ sau: Ref(1) n-parafin Hydro Carbon thơm (n - CnH2n+2 à CnH2n-6 + 4H2 + Q1) Cracking(2) n-parafin Sản phẩm khí (n - CnH2n+2 à CmH2m+2 + CqH2q+2 - Q1) Với vận tốc phản ứng: r1 = k1.PNP r2 = k2.PNP Phản ứng xảy ra ở áp suất P = 5Mpa, đoạn nhiệt với: To = 525oC Với lnk10 = 20,9 ; DE1 = 159 lnk2 = 25,4 ; DE2 = 220 Þ Ta có: Như vậy trong cùng 1 điều kiện phản ứng (Nhiệt độ, nồng độ, áp suất...) của cấu tử n-parafin, vận tốc của phản ứng đồng phân hoá (Reforming) (r1) cao hơn phản ứng Hydro cracking (r2) rất nhiều lần. Do đó, vì thời gian có hạn, ta xem như hệ chỉ có 1 phản ứng hoá học: Ref(1) n-parafin Hydro Carbon thơm xt Pt/AlO3 với (reff)VR = r1 = k1.PNP = k1.P.xNP [] Ta có phương trình cân bằng chất: (2) Trong đó: (1) Xét tại 1 cấu tử Ai với xi là phần mol của cấu tử đó, coi phản ứng với , nghĩa là không kèm theo hiệu ứng thể tích, ta có: (Tỷ lệ phần mol bằng tỷ lệ áp suất) Pk = xk.P (vì môi trường phản ứng là môi trường khí) Þ Ta có phương trình cân bằng chất: (*) Bằng cách giải phương trình cân bằng chất trên ta sẽ tìm được thể tích của lớp xúc tác cần thiết để phản ứng đạt được độ chuyển hoá của nguyên liệu là . Nhưng vì lớp xúc tác làm việc trong điều kiện đoạn nhiệt nên phương trình (*) phải được giải đồng thời với phương trình cân bằng nhiệt. Phương trình cân bằng nhiệt tổng quát viết trong hệ toạ độ trụ cho cấu tử i được viết như sau: Xét quá trình là đẩy lý tưởng nên không có sai lệch vận tốc hay nhiệt độ theo phương hướng kính: Không tồn tại chênh lệch nồng độ cũng như nhiệt độ theo phương hướng kính vì khuấy trộn theo R là phương tuyệt đối: Không tồn tại sự khuấy trộn dọc trục nên: Khi cho quá trình là ổn định Þ Vậy phương trình cân bằng nhiệt được viết là: (3) Gọi q là tiết diện ngang của thiết bị ta có: q.dz = dVR mà với r là khối lượng riêng của khối phản ứng. Nhân (3) với q ta có: (4) Kết hợp (1) và (4) ta có: Mà nên: Vậy ta có công thức tính cân bằng nhiệt: (**) 3.1.2 Tính các thông số cần thiết: + Lưu lượng thể tích V0 (m3/h), lưu lượng khối lượng mR (kg/h). Theo số liệu cho ban đầu: Năng suất nguyên liệu 400.000 Tấn xăng nặng/1 năm (xem thời gian tái sinh xúc tác bé so với thời gian làm việc của nó, ta có thể bỏ qua). Tính của hỗn hợp: = 7,02 (Sổ tay T1 – bảng 178) Tính nhiệt dung riêng của NP (C8H18) Theo tài liệu “The properties of Gases and Liquids” của Mc-Graw Hill Book Company 1966 để tính nhiệt dung riêng của các Hydro Carbon ở những nhiệt độ khác nhau ta dùng công thức: = a + bT + cT2 + dT3 Cal/mol.K Với C8H18 ta có 2 nhóm –CH3 và 6 nhóm –CH2 Kết hợp tra bảng và tính toán tại nhiệt độ T = 798K ta có được: a = - 0,262 b = 17,824 c = - 0,9304 d = 0,01866 = 92,2 = 394,616 của hỗn hợp là: = 0,875.7,02 + 0,125.394,616 = 55,47= 3,21 Coi hỗn hợp xăng nặng đưa vào thiết bị Reforming là Hydro Carbon có số Carbon trung bình là 8,7 ta có khối lượng mol của nó là: MNP = 8,7.12 + (2.87 + 2) kg@ 124 Theo đầu bài ta có: Xét mét mol hỗn hợp nguyên liệu gồm 1/8 mol C8H18 (xăng nặng) và 7/8 mol H2. Thể tích một mol hỗn hợp là: V = Khối lượng mol trung bình: Khối lượng riêng hỗn hợp vào thiết bị: r0hh = Lưu lượng thể tích: V0 = Nồng độ NP trong hỗn hợp vào thiết bị 1 là: Ck0 = Như vậy các thông số cần thiết là: V0 = 1,31428 (m3/s) mR = 17,17763 (kg/s) = 0.12445 (kmol/m3) rxt = 1,04 (kg/dm3) r0 = 13,07 (kg/m3) T0 = 798 K p0 = 5 MPa DR.H = -140 KJ/kmol 3.1.3 Phần viết chương trình bằng ngôn ngữ PASCAL Uses crt; type mt=array[0..100] of real; var vo,Vr,nko,deltarh1,k1,mr,ms,uk1,rob,esp,xNP:real; Cp,Po,h,so,s1,F,D,T0:real; i,n:integer; FF,T,r1,uk,l:mt; Begin clrscr; write('Nong do phan mol cua NP: xNP=');readln(xNP); write('Luu luong nguyen lieu vao theo mol nko=');readln(nko); write('Hang so toc do phan ung: k1=');readln(k1); write('Hieu ung nhiet phan ung dehydro hoa (kj/kmol): detalRH1=');readln(deltarh1); write('Luu luong hon hop theo khoi luong vao TB (kg/h): mr=');readln(mr) ; write('Nhiet do hon hop vao TB (K): T0=');readln(T0); Write('Khoi luong rieng xuc tac Rob =');readln(Rob); Write('Do xop xuc tac esp=');readln(esp); write('Nhiet dung rieng hon hop (kj/kg.do): Cp=');readln(Cp); write('Ap suat trong TB (Mpa): Po=');readln(Po); h:=0.01; i:=0; Writeln('Gia tri nhiet do ung voi cac do chuyen hoa khac nhau:'); Repeat begin i:=i+1; uk[i]:=i*h; T[i]:=T0-(nko*deltaRH1*uk[i])/(mr*Cp); r1[i]:=k1*Po*xNP*(1-uk[i]); FF[i]:=nko/r1[i]; writeln('Uk[',i,']=',Uk[i]:6:4, ' T[',i,']=', T[i]:4:2,'(K)' ); end; Until uk[i]>=0.65; n:=i; so:=(ff[0]+ff[n]/2); s1:=0; for i:=1 to n-1 do s1:=s1+ff[i]; Vr:=h*(so+s1); ms:=Vr*rob*(1-esp); uk1:=uk[n]; writeln('Do chuyen hoa ma TB1 dat duoc la:uk1=',uk1:8:6); writeln('The tich vung phan ung TB1 la :Vr=',Vr:10:2 ,'(m3)'); writeln('Khoi luong xuc tac can cho vao thiet bi TB1 la: ms=',ms:10:2 ,'(kg)'); readln; end. Uses crt; type mt=array[0..100] of real; var vo,Vr,nko,deltarh1,k1,mr,ms,uk2,rob,esp,xNP,u1:real; Cp,Po,h,so,s1,F,D,T0:real; i,n:integer; FF,T,r1,uk,l:mt; Begin clrscr; write('Nong do phan mol cua NP: xNP=');readln(xNP); write('Do chuyen hoa sau TB1 u1=');readln(u1); write('Luu luong nguyen lieu vao theo mol nko=');readln(nko); write('Hang so toc do phan ung: k1=');readln(k1); write('Hieu ung nhiet phan ung dehydro hoa (kj/kmol): detalRH1=');readln(deltarh1); write('Nong do khoi luong hon hop vao TB (kg/h): mr=');readln(mr); write('Nhiet do hon hop vao TB (K): T0=');readln(T0); Write('Khoi luong rieng xuc tac Rob =');readln(Rob); Write('Do xop xuc tac esp=');readln(esp); write('Nhiet dung rieng hon hop (kj/kg.do): Cp=');readln(Cp); write('Ap suat trong TB (Mpa): Po=');readln(Po); h:=0.01; i:=0; Writeln('Gia tri nhiet do ung voi cac do chuyen hoa khac nhau:'); Repeat begin i:=i+1; uk[i]:=u1+i*h; T[i]:=T0-(nko*(1-u1)*deltaRH1*uk[i])/(mr*Cp); r1[i]:=k1*Po*xNP*(1-uk[i]); FF[i]:=nko/r1[i]; writeln('Uk[',i,']=',Uk[i]:6:4, ' T[',i,']=', T[i]:4:2,'(K)' ); end; Until uk[i]>=0.98; n:=i; so:=(ff[0]+ff[n]/2); s1:=0; for i:=1 to n-1 do s1:=s1+ff[i]; Vr:=h*(so+s1); ms:=Vr*rob*(1-esp); uk2:=uk[n]; writeln('Do chuyen hoa ma TB2 dat duoc la:uk2=',uk2:8:6); writeln('The tich vung phan ung TB2 la :Vr=',Vr:10:2 ,'(m3)'); writeln('Khoi luong xuc tac can cho vao thiet bi TB2 la: ms=',ms:10:2 ,'(kg)'); readln; end. 3.1.4 Phần chạy chương trình ***CHUONG TRINH TINH TOAN THIET BI XUC TAC REFORMING-TB1*** Nong do phan mol cua NP: xNP= 0.125 Luu luong nguyen lieu vao theo mol nko= 012445 Hang so toc do phan ung: k1= 0.046101 Hieu ung nhiet phan ung dehydro hoa (kj/kmol): detalRH1= 140000 Luu luong hon hop theo khoi luong vao TB (kg/h): mr= 17.17763 Nhiet do hon hop vao TB (K): T0= 798 Khoi luong rieng xuc tac Rob = 1040 Do xop xuc tac esp= 0.67 Nhiet dung rieng hon hop (kj/kg.do): Cp= 3.21 Ap suat trong TB (Mpa): Po= 5 Uk[1]=0.0100 T[1]=794.84(K) Uk[2]=0.0200 T[2]=791.68(K) Uk[3]=0.0300 T[3]=788.52(K) Uk[4]=0.0400 T[4]=785.36(K) Uk[5]=0.0500 T[5]=782.20(K) Uk[6]=0.0600 T[6]=779.04(K) Uk[7]=0.0700 T[7]=775.88(K) Uk[8]=0.0800 T[8]=772.72(K) Uk[9]=0.0900 T[9]=769.56(K) Uk[10]=0.1000 T[10]=766.40(K) Uk[11]=0.1100 T[11]=763.24(K Uk[12]=0.1200 T[12]=760.08(K) Uk[13]=0.1300 T[13]=756.92(K) Uk[14]=0.1400 T[14]=753.76(K) Uk[15]=0.1500 T[15]=750.60(K) Uk[16]=0.1600 T[16]=747.44(K) Uk[17]=0.1700 T[17]=744.28(K) Uk[18]=0.1800 T[18]=741.12(K) Uk[19]=0.1900 T[19]=737.96(K) Uk[20]=0.2000 T[20]=734.60(K) Uk[21]=0.2100 T[21]=731.64(K) Uk[22]=0.2200 T[22]=728.49(K) Uk[23]=0.2300 T[23]=725.33(K) Uk[24]=0.2400 T[24]=722.17(K) Uk[25]=0.2500 T[25]=719.01(K) Uk[26]=0.2600 T[26]=715.85(K) Uk[27]=0.2700 T[27]=712.69(K) Uk[28]=0.2800 T[28]=709.53(K) Uk[29]=0.2900 T[29]=706.37(K) Uk[30]=0.3000 T[30]=703.21(K) Uk[31]=0.3100 T[31]=700.05(K) Uk[32]=0.3200 T[32]=696.89(K) Uk[33]=0.3300 T[33]=693.73(K) Uk[34]=0.3400 T[34]=690.57(K) Uk[35]=0.3500 T[35]=687.41(K) Uk[36]=0.3600 T[36]=684.25(K) Uk[37]=0.3700 T[37]=681.09(K) Uk[38]=0.3800 T[38]=677.93(K) Uk[39]=0.3900 T[39]=674.77(K) Uk[40]=0.4000 T[40]=671.61(K) Uk[41]=0.4100 T[41]=668.45(K) Uk[42]=0.4200 T[42]=665.29(K) Uk[43]=0.4300 T[43]=662.13(K) Uk[44]=0.4400 T[44]=658.97(K) Uk[45]=0.4500 T[45]=655.81(K) Uk[46]=0.4600 T[46]=652.65(K) Uk[47]=0.4700 T[47]=649.49(K) Uk[48]=0.4800 T[48]=646.33(K) Uk[49]=0.4900 T[49]=643.17(K) Uk[50]=0.5000 T[50]=640.01(K) Uk[51]=0.5100 T[51]=636.85(K) Uk[52]=0.5200 T[52]=633.69(K) Uk[53]=0.5300 T[53]=630.53(K) Uk[54]=0.5400 T[54]=627.37(K) Uk[55]=0.5500 T[55]=624.21(K) Uk[56]=0.5600 T[56]=621.05(K) Uk[57]=0.5700 T[57]=617.89(K) Uk[58]=0.5800 T[58]=614.73(K) Uk[59]=0.5900 T[59]=611.57(K) Uk[60]=0.6000 T[60]=608.41(K) Uk[61]=0.6100 T[61]=605.25(K) Uk[62]=0.6200 T[62]=602.09(K) Uk[63]=0.6300 T[63]=598.93(K) Uk[64]=0.6400 T[64]=595.78(K) Uk[65]=0.6500 T[65]=592.62(K) Do chuyen hoa ma TB1 dat duoc la:uk1=0.650000 The tich vung phan ung TB1 la :Vr= 4.51(m3) Khoi luong xuc tac can cho vao thiet bi TB1 la: ms= 1548.88(kg) ***CHUONG TRINH TINH TOAN THIET BI XUC TAC REFORMING-THIET BI THU HAI*** Nong do phan mol cua NP: xNP=0.125 Do chuyen hoa sau TB1 u1=0.65 Luu luong nguyen lieu vao theo mol nko=0.0435575 Hang so toc do phan ung: k1=0.046101 Hieu ung nhiet phan ung dehydro hoa (kj/kmol): detalRH1=140000 Nong do khoi luong hon hop vao TB (kg/h): mr=17.17763 Nhiet do hon hop vao TB (K): T0=798 Khoi luong rieng xuc tac Rob =1040 Do xop xuc tac esp=0.67 Nhiet dung rieng hon hop (kj/kg.do): Cp=3.21 Ap suat trong TB (Mpa): Po=5 Uk[1]=0.6600 T[1]=792.38(K) L[1]= 0.0000(m) Uk[2]=0.6700 T[2]=791.75(K) L[2]= 0.0183(m) Uk[3]=0.6800 T[3]=791.13(K) L[3]= 0.0372(m) Uk[4]=0.6900 T[4]=790.50(K) L[4]= 0.0567(m) Uk[5]=0.7000 T[5]=789.88(K) L[5]= 0.0767(m) Uk[6]=0.7100 T[6]=789.26(K) L[6]= 0.0974(m) Uk[7]=0.7200 T[7]=788.63(K) L[7]= 0.1187(m) Uk[8]=0.7300 T[8]=788.01(K) L[8]= 0.1406(m) Uk[9]=0.7400 T[9]=787.38(K) L[9]= 0.1632(m) Uk[10]=0.7500 T[10]=786.76(K) L[10]= 0.1865(m) Uk[11]=0.7600 T[11]=786.13(K) L[11]= 0.2105(m) Uk[12]=0.7700 T[12]=785.51(K) L[12]= 0.2352(m) Uk[13]=0.7800 T[13]=784.89(K) L[13]= 0.2607(m) Uk[14]=0.7900 T[14]=784.26(K) L[14]= 0.2870(m) Uk[15]=0.8000 T[15]=783.64(K) L[15]= 0.3142(m) Uk[16]=0.8100 T[16]=783.01(K) L[16]= 0.3421(m) Uk[17]=0.8200 T[17]=782.39(K) L[17]= 0.3710(m) Uk[18]=0.8300 T[18]=781.77(K) L[18]= 0.4007(m) Uk[19]=0.8400 T[19]=781.14(K) L[19]= 0.4314(m) Uk[20]=0.8500 T[20]=780.52(K) L[20]= 0.4631(m) Uk[21]=0.8600 T[21]=779.89(K) L[21]= 0.4958(m) Uk[22]=0.8700 T[22]=779.27(K) L[22]= 0.5295(m) Uk[23]=0.8800 T[23]=778.64(K) L[23]= 0.5644(m) Uk[24]=0.8900 T[24]=778.02(K) L[24]= 0.6003(m) Uk[25]=0.9000 T[25]=777.40(K) L[25]= 0.6374(m) Uk[26]=0.9100 T[26]=776.77(K) L[26]= 0.6757(m) Uk[27]=0.9200 T[27]=776.15(K) L[27]= 0.7153(m) Uk[28]=0.9300 T[28]=775.52(K) L[28]= 0.7562(m) Uk[29]=0.9400 T[29]=774.90(K) L[29]= 0.7984(m) Uk[30]=0.9500 T[30]=774.28(K) L[30]= 0.8420(m) Uk[31]=0.9600 T[31]=773.65(K) L[31]= 0.8870(m) Uk[32]=0.9700 T[32]=773.03(K) L[32]= 0.9336(m) Uk[33]=0.9800 T[33]=772.40(K) L[33]= 0.9817(m) Do chuyen hoa ma TB2 dat duoc la:uk2=0.980000 The tich vung phan ung TB2 la :Vr= 4.34(m3) Khoi luong xuc tac can cho vao thiet bi TB2 la: ms= 1488.10(kg) 3.1.5 Kết quả chạy chương trình - Đường kính chứa xúc tác của cả 2 thiết bị: Dt=1400 mm -Chiều cao lớp xúc tác trong thiết bị: L=2880 mm -Độ chuyển hoá đạt được trong thiết bị thứ nhất U1= 0,650000 -Độ chuyển hoá tổng đạt được trong cả thiết bị thứ nhất và thứ hai: U12= Utổng = 0,980000 -Khối lượng chất xúc tác trong mỗi thiết bị: ms=1548kg 3.2 TÍNH CƠ KHÍ 3.2.1 Tính thân thiết bị Do thiÕt bị làm việc ở áp suất và nhiệt độ và trong môi trường ăn mòn (khí H2) nên vật liệu để chế tạo thân thiết bị chọn thép hợp kim X18H1OT có ứng suất cho phép ở 5200C là [a]=98.106N/m2. (bảng XII6 - sổ tay HC II). Thân hình trụ được chế tạo bằng cách cuốn tấm vật liệu với kích thước đã định sau đó hàn ghép mối lại. Công thức tính chiều dày thân trụ hàn chịu áp suất trong: S = [công thức XIII 8 – VIII] Trong đó: Dt : đường kính trong của thân thiết bị (m) j : hệ số bền của thành hình trụ theo phương dọc. p : áp suất trong thân thiết bị (N/m2) C : số bổ sung do ăn mòn, bào mòn và dung sai về chiều dày (m). Chọn chiều dày lớp vữa xa mốt chịu nhiệt là S1 = 150 (mm) à Dt = 1400 + 2.150 = 1700 (mm) = 1,75 m Tra bảng [XIII 8 – VII] với thiết bị được hàn tay bằng hồ quang điện, giáp mối hai mặt chọn j = 0,75 C = C1 + C2 + C3 [công thức XIII.17 - V II). Trong đó: C1 : bổ sung do ăn mòn. Chọn C1 = 1mm 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 – VIII ] ta được C3 = 1.3 mm Suy ra C = 1 + 1,3 = 2,3 mm Thay số vào ta có: S = Kiểm tra lại ứng suất của thành theo áp suất thử (dùng nước) áp suất thử tính toán pt được xác định theo công thức: pt = pth + p1 (N/m2) [ Công thức XIII.27 - VIII]. trong đó: pth : áp suất thử thuỷ lực. Theo bảng XIII.5 ta có: Pth = 1,5p = 1,5.5.106 = 7,5. 106(N/m2) p1 : áp suất là áp suất thuỷ tĩnh của nước. Theo công thức [XIII.26-VIII] ta có: p1 = r.g.H = 1000.9,81.2.8 = 27468 (N/m2) Suy ra: p0 = 7,5.106 + 27468 = 7,527468.106 (N/m2) ứng suất thử ở thân thiết bị theo áp suất thử tính toán s = CT[12.4 –VIII] s = Thép X18H10T có sch = 220.106 N/m2 [bảng XII.4- VIII] nên s < Vậy chiều dày thân S = 57mm thoả mãn bền. 3.2.2. Tính đáy (nắp) thiết bị Do thiết bị có áp suất, nhiệt độ cao nên chọn đáy và nắp dạng bán cầu (chịu áp suất lớn), nắp, đáy bán cầu được ghép từ nhiều tấm hình quạt cầu và 1 chỏm cầu sau đó hàn với nhau.Với điều kiện áp suất cao(5Mpa) thì vấn đề rò rỉ khí ra ngoài phải được đặtb lên hàng đầu, do đó ta hạn chế các mối lắp ghép bằng cách thân thiết bị được hàn với đáy còn nắp lắp ghép với thiết bị bằng mặt bích. Công thức tính chiều dày nắp, đáy bán cầu S = [công thức XIII.47-VIII] trong đó: hb : chiều cao phần lồi của đáy: hb = 1/2 Dt k = 1- d/Dt với d là đường kính lỗ lớn nhất trên đáy hoặc nắp. Trên đáy và nắp có lỗ nạp và thải liệu với d = 400mm à k= 1 - 400/1700 = 0,76 Thay vào: S’ = Giá trị trị C tương tự như tính thân thiết bị: C = 2.3 mm à S’ » 44 mm Kiểm tra ứng suất thành ở áp suất thử thuỷ lực: s = (Công thức XIII. 49-VIII) p0 = pth + p1 = 7,53.106 N/m2 (tính ở phần thân) s = Ta thấy s < Vậy chiều dày đáy, nắp là 44 mm 3.2.3 Tính tai treo: Chọn vật liệu làm tai treo là thép CT3 Để tính tai treo ta phải tính khối lượng của thiết bị phản ứng: mTB = mT + mxt + mn + mđ. Trong đó: + mT = p/4(Dn2 - Dt2).L.r: Khối lượng thân thiết bị Với: Dt, Dn : đường kính trong ngoài của thân thiết bị (m) L : chiều cao thân(m) r : khối lượng riêng vật liệu làm thân(kg/m Tra bảng (XII. 7-VIII) ta có: r = 7,9.103 (kg/m3) Suy ra: mT = p/4.(1,8242 - 1,72).2,8.7,93.7,6.103 (kg) MT = 7600 (kg) + mxt : khối lượng xúc tác: mxt = 1548 (kg) + md, mn : khối lượng đáy và nắp: md = mn. md + mn = 1/6 *p(Dn3 - Dt3).r trong đó: + Dn : bán kính ngoài của bán cầu: Dn = 1,7 + 0,044 = 1,788 m + Dt : bán kính trong của bán cầu: Dt = 1,7 m r : khối lượng riêng vật liệu làm nắp và đáy: r = 7,9.103 kg/m3 à mđ + mn = 1/6 p(1,7883 - 1,73).7,9.103 = 3.3.103kg = 3300kg Suy ra: mTB = 7600 + 1548 + 3300 = 12415 kg = 12,415 tấn Chọn 4 tai đỡ đặt đối xứng nhau quanh thân Tải trọng mỗi tai đỡ: Q = mTB/4 = 3,1 tấn Dựa vào bảng 8.10 - TK.TT các chi tiết thiết bị hoá chất ta có các thông số của tai: - Diện tích đỡ: 29700 mm2 - áp suất riêng trên tai đỡ: 1,35 N/m2 - Các kích thước: C = 190 m2 a = 160m2 b = 170m2 H = 280mm S = 10mm d = 30m2 3.2.4 Tính bích giữa nắp và đáy (loại bích phẳng hàn) Vật liệu bích là thép CT3bn t C A Bề dày bích: t = 0,41.Dn [CT 7.11-VII]. Trong đó: l = : cánh tay đòn Với điều kiện ngoài thiết bị là 1,824 (m) ta chọn: Dn = 2000 mm C = 2100 mm A = 2200mm Z : số bulông ghép: chọn Z = 64 bulông p : áp suất làm việc: p = 5.106N/m2 sbi : ứng suất cho phép của bích: Tra bảng 7 - 6 ứng với nhiệt độ cỡ 400 0C: [sbi] = 108 N/mm2 l = (2100 - 2000)/2 = 50mm Thay số vào: t = 0,41.2000. t = 120 mm 3.2.5 Tính bulông lắp nắp-thân. Lực nén chiều trục sinh ra do xiết bulông, lực này khắc phục được tải trọng do áp suất trong thiết bị và áp suất phụ sinh ra trên đệm để giữ cho mối ghép kín. Q1 = Qa + Qk Qa : lực do áp suất trong thiết bị gây nên Qk : lực cần thiết giữ được kín trong hay: Q1 = p/4.Dt2.P + p.Dtb.b0.m.p [Công thức Tr.71-VII] trong đó: Dt : điều kiện trong thiết bị: Dt = 1,7m P : áp suất trong thiết bị: p = 5.106N/m2 = 5 N/mm2 Dtb : điều kiện trong bình đệm: chọn Dtb = 1900 mm b0 : bề rộng tính toán đệm: b0 = 0,7b, b là bề rộng thực của đệm, chọn đềm là amiăng có b = 200 mm à b0 = 140 mm m : hệ số áp suất riêng. Tra bảng [7.2. –VII] ta có: m = 2 (đệm paronit dày 3mm) Thay vào: Q1 = p/4 . 17002.5 + p.1900.140.2.5 = 19,7.106 N Tính Q2 = p.Dtb.b0.q0 :[Công thức 7.2-VII ] Với q0 là áp suất riêng cần để làm bd dư đệm Tra bảng[ 7.3-VII] ta có: q0 = 10 N/mm2 Q2 = p.1900.140.10 = 8352400 (N) Lực tác dụng lên 1 bu lông (Công thức 7.5-VII) Trong đó: Q = max (Q1, Q2 ) = Q1 Z: Số lượng bu lông: Z = 64 Suy ra: (CT7.6-VII) Dùng kính chân sen bu lông: Chọn vật liệu làm bu lông là CT 40: Có = 140 N/m2 (bảng 2.5) 3.2.6 Tính hệ thống đỡ xúc tác Cấu tạo của hệ thống đỡ xúc tác: Hệ thống đỡ xúc tác chịu tác dụng của trọng lực bản thân xúc tác và áp lực do hỗn hợp phản ứng có áp suất cao gây nên. Với thiết bị có đường kính chữa xúc tác là 1,4m ta chọn đường kính đĩa là 1m. Đĩa được đặt trên các chân đỡ, các chân đỡ này được hàn vào một cái đế hình bán chỏm cầu.Để chắn không cho xúc tác cũng như các hạt sứ rơi vào khoảng không gian chứa ống hút sản phẩm ta dùng một vành thép bao quanh các chân đỡ.Toàn bộ hệ thống này tỳ lên lớp vữa samôt cách nhiệt. *Tính chiều dày đĩa. Tiết diện đĩa tự do ứng với đường kính 0,8m. Sơ đồ chịu lực của đĩa: 0,8m q Chiều dày của đĩa: (Công thức trang 101-VII) Trong đó: D: đường kính đĩa (m) P: áp suất tác dụng lên đĩa (N/m2) [0]: ứng suất cho phép của vật liệu làm đĩa j: hệ số kể đến đục lỗ trên đĩa. * Tính áp lực tác dụng lên đĩa Trọng lực của khối xúc tác tác dụng lên đĩa: Qxt = mxt.g = 1515,47.9,81 = 14867 (N) áp lực do lực này gây ra: Vậy: P = 5.106 + 29567 = 5,03.106 (N/m2). +Tính j: Trên đĩa có đục các lỗ để cho hỗn hợp phản ứng đi qua. Đường kính các lỗ là 10mm, bước lỗ t = 4,5d = 4,5.1 = 45mm Suy ra: Chọn thép làm đĩa là X18H10T có [s] = 98.106 N/m2. Thay số vào ta có: Chiều dày thực của đĩa: S = S’ + C. Trong đó: C = C1 + C2 + C3 Với: C1: Đại lượng bổ sung do ăn mòn: C2 = 1mm C2 : Đại lượng bổ sung do hao mòn: C2 = 0 C3 : Đại lượng bổ sung do dung sai chiều dày: C3 = 1,3(mm) Vậy S =114 + 2,3 = 116,3 (mm) Lấy S = 117 (mm). * Tính chân đỡ. Lực tác dụng lên một chân đỡ được tính theo công thức: q= Trong đó: Q: Lực do khối xúc tác và áp xuất khí tác dụng lên đĩa. n: Số chân đỡ.Chọn 8 chân đỡ Như trên ta có: Q=p.F với F là diện tích của đĩa. Q=5,03.106.3,14.0,52= 3950552(N) Suy ra: q=(N) Chọn chân đỡ dạng thép tròn với vật liệu là X18H10T có [s] = 98.106 N/m2. Diện tích tiết diện chân đỡ là: S= 5038,97.10-6(m2)=5038,97(mm2). Đường kính chân đỡ là: dch= ==80(mm2). 3.2.7 Tính hệ thống phân phối khí Hệ thống phân phối khí có nhiệm vụ phân phối khí đều trên toàn bộ thiết diện lớp xúc tác đồng thơì làm giảm tốc độ dòng hỗn hợphản ứng từ cửa nạp liệu vào: Hệ thống gồm 2 đĩa hình vành khăn và 1 đĩa có đục lỗ được cố định trên 4 bulông, 4 bulông này bắt vào bích được hàn chặt với ống tiếp liệu. Đường kính của bích phải bé hơn đường kính ngoài lớp lót bằng vữa xamốt ở cửa nạp liệu thì mới có thể rút được ống nạp liệu ra khỏi nắp thiết bị khi sửa chữa hoặc thay thế Giữa các đĩa được lắp các bạc để cố định các đĩa giữ cho khoảng cách giữa các đĩa là không đổi. Kích thước cơ bản: - Đường kính ngoài của tất cả 3 đĩa: 500(mm) - Đường kính trong của đĩa trên cùng: 200(mm) - Đường kính trong của đĩa thứ hai: 150(mm) - Chiều dày 2 đĩa hình vành khăn: 30(mm) - Chiều dày các đĩa lỗ cuối cùng: 40(mm) - Khoảng cách giữa các đĩa: 30 (mm) - Đường kính bulông: d = 40 (mm) - Đường kính lỗ trên đĩa cuối cùng : 20(mm) - Số lượng bu lông:12 3.2.8 Tính bích cửa nạp liệu Đường kính trong của bích chính là đường kính ngoài cửa lớp lót chịu nhiệt bầy vừa xamốt. Dy = 450 (mm) Với Dy = 250 mm và áp suất 51 at. Tra bảng (I - 10) ta có các kích thước cơ bản: - Chiều dày bích: b = 60 mm - Đườngkính ngoài: D = 680mm - Đường kính qua tâm bulông: D1 = 610 (mm) - Đường kính bulông: d0 = 40 (mm) Số lượng bulông: n= 16 (mm) 3.2.9 Tính ống dẫn sản phẩm và bích nối giữa ống này và cửa ra của sản phẩm Đường kính trong của ống: Dt =200 (mm) Chiều dày ống được xác định theo CT vá Vật liệu làm ống là thép X18H10T có [0] = 98.106 (N/m2). C = C1 + C2 + C3 = 1+ 0 + 1,3 = 2,3 (mm) Suy ra: Với Dt = 200(mm)n . Tra bảng I.10 ta có các kích thước cơ bản của bích nối ống dẫn sản phẩm: - Đường kính ngoài của bích: Dn = 375 (mm) - Đường kính đi qua tâm bulông: 320 (mm) - Chiều dày bích: 40 (mm) - Đường kính danh nghĩa ren bulông: d0 = 30 mm - Đường kính lỗ bulông: d = 33mm - Số bulông: n= 12 Chương IV: TÍNH LÒ ĐỐT 4.1 TÍNH CÔNG NGHỆ. Lò đốt có nhiệm vụ là cung cấp nhiệt lượng cho hỗn hợp phản ứng từ 3190C lên 5250C trước lúc hỗn hợp vào thiết bị phản ứng thứ 2. Ngoài ra lò đốt còn có nhiệm vụ nâng nhiệt độ của hỗn hợp nguyên liệu và khí H2 tuần hoàn từ nhiệt độ sôi của naphten (khoảng 1250C) lên 5250C là nhiệt độ yêu cầu của hỗn hợp phản ứng trước lúc vào các thiết bị phản ứng. Như vậy cơ bản thì lò đốt phải có 2 buồng tương ứng với hệ thống 2 thiết bị phản ứng. Bộ trao đổi nhiệt trong buồng thứ nhất (tương ứng với TB1) khác bộ 2 vì yêu cầu nhiệt độ nhiều hơn (từ 1250C lên 5250C trong khi đó ở buồng 2 là từ 3190C lên 5250C). Trong phạm vi một đồ án tốt nghiệp với TB phản ứng reforming xúc tác là TB chính thì ta chỉ tính toán và thiết kế một lò đất có buồng đốt để nâng nhiệt cho hỗn hợp phản ứng trước lúc vào thiết bị 2. Do yêu cầu nhiệt độ cao nên ta dùng đầu đốt FO để cung cấp nhiệt cho hỗn hợp phản ứng. 4.1.1. Tính lượng dầu FO cần đốt. Lượng nhiệt cần cung cấp cho hỗn hợp phản ứng để nâng nhiệt từ 3190C lên 5250C là: QCC = mR . CP . Dt Trong đó: mR: lưu lượng khối lượng hỗn hợp phản ứng. mR = 61839 (Kg/h) CP: nhiệt dung riêng hỗn hợp phản ứng. CP = 3.21 (KJ/Kg.K) Dt: hiệu nhiệt độ. Dt = 5250C - 3190C = 2060C. Thay số vào ta có: Giả sử nhiệt độ vào của khói lò là t’1 = 8000C còn nhiệt độ ra của khói lò là 5000C. Do nhiệt độ của khói lò ra khỏi lò đốt còn cao (5000C) không thể thải ra môi trường được. Mặt khác ta phải tận dụng nó bằng cách dùng một bộ trao đổi nhiệt Êy để sản xuất hơi nước phục vụ cho các công việc khác. Lượng nhiệt khói lò mang ra khỏi lò: Qr = mK . CPKr . t’’1 Trong đó: mK: lưu lượng khối lượng khói là (Kg/s) CPKr: nhiệt dung riêng khói lò ở t’’1 = 5000C Tra bảng (3 - IV) ta có: CPKr = 1,185 (KJ/Kg.độ) Lượng nhiệt khói lò mang vào tại cửa vào rãnh trao đổi nhiệt: QV = mK . CPKV . t’1 Trong đó: CPKV: nhiệt dung riêng của khói lò là ở 8000C Tra bảng (3 - IV) ta có: CPKV = 1,264 (KJ/Kg.độ) Nếu bá qua tổn thất nhiệt trong rãnh trao đổi nhiệt thì ta có phương trình cân bằng nhiệt: QV = Qr + QCC Hay: mK . CPKV . t’1 = mK . CPKr . Thay số vào ta có: hay: mK = 27,13 . 3600 = 97,67 (tấn/h) Ta có: QV = 27,13 . 1,264 . 800 = 27433,85 (KW) Xem sự mất mát nhiệt trong buồng đốt là 10%. Vậy lượng nhiệt mà dầu phải cung cấp: Q0 = 1,1 . QV = 1,1 . 27433,85 = 30177,24 (KW) Theo bảng (2.2 - IX) ta có nhiệt trị thấp của dầu FO là: q = 40.000 KJ/kg Vậy lượng dầu FO cần cho mỗi dàn ống xoắn. Lượng dầu cần cho 2 dàn ống xoắn. md = 2 . m0 = 2 . 0,75 = 1,5 (Kg/s) = 5400 (Kg/h). 4.1.2. Tính chiều dài mỗi ống xoắn, số lượng ống xoắn. Mô hình trao đổi nhiệt như sau: Bộ ống xoắn gồm nhiều ống gấp khúc đặt song song với nhau các ống này được nối chung vào 2 góp. Hỗn hợp phản ứng đi vào ống góp dưới qua các ống gấp khúc và đi ra ở ống góp trên, còn khói lò đi từ trên xuống. Do trao đổi nhiệt giữa khí và khí là tương đối kém nên ta chọn ống tương đối nhỏ. Chọn ống có dn/dt = 51/44 * Bước ống: - Bước dọc (bước theo phương chuyển động của khói) S2 = 2dn = 2 . 51 = 102 (mm) - Bước ngang (bước theo phương vuông góc với phương chuyển động của khói). S1 = 2,1 . dn = 2,1 . 51 = 107,2 (mm) Chọn vận tốc hỗn hợp phản ứng đi trong ống xoắn là W1 = 15 m/s còn vận tốc khói lò qua khe hẹp là W2 = 14 m/s. Nhiệt độ trung bình của hỗn hợp phản ứng. t2 = 0,5 . (t’2 + t’’2) = 0,5 . (319 + 525) = 4220C Độ nhớt động lực của naphten ở 4220C là: hNP = 0,2 . 10-4 (Kg.s/m2) (Bảng I.113 - VIII) Độ nhớt của khí tuần hoàn H2 ở 4220C hH2 = 130 . 10-8 (Kg. s/m2) (Bảng I.117 - VIII) Độ nhớt động lực của hỗn hợp phản ứng. Độ nhớt động học của hỗn hợp. Chuẩn sè Re phía hỗn hợp phản ứng. (công thức 2.1. a - IV) Trong đó: W1: vận tốc khi đi trong ống (m/s): W1 = 15 m/s dt: đường kính trong ống: dt = 44 (mm) Thay số vào: Nên dòng trong ống chảy rối. Chuẩn sè Pr của hỗn hợp. (công thức 2.2 - V) Trong đó: CP: nhiệt dung riêng hỗn hợp phản ứng. lhh: hệ số dẫn nhiệt của hỗn hợp. Tra bảng (I.134 - VIII) ta có: Hệ số dẫn nhiệt của NP: lNP = 0,14 (W/m.độ) Tra bảng (I.138 - VIII) ta có: lH2 = 3,84 . 10-2 (W/m.độ) Suy ra: (W/m.độ) Thay số vào ta có: Chuẩn sè Nu phía hỗn hợp phản ứng. Nu = 0,021 . R0,8e . P0,34r . A . e1 . eR (Công thức 2.18 - IV) Ở đây ta bá qua ảnh hưởng chiều dòng nhiệt nên A » 1. Vì trong toàn bộ chiều dài của ống chỉ có từng đoạn nhỏ uốn cong nên bỏ qua ảnh hưởng uốn cong ống: eR = 1 Vậy: Nu = 0,021 . R0,8e . P0,34r = 0,021 . (2,2 . 106)0,8 . (0,01)0,43 Nu = 347 Hệ số cấp nhiệt phía hỗn hợp. (Công thức) Thay số vào: * Tính hệ số cấp nhiệt phía khói lò (a1) Nhiệt độ trung bình của khói lò: Tra bảng (3 - IV) ta có độ nhớt động học của khói lò: V = 105 . 10-6 (m2/s) Chuẩn sè Re của khói lò Chuẩn sè Pr phía khói lò ở 6500C tra bảng (3 - IV) ta có: Pr = 0,615 Chuẩn sè Nu phía khói lò: Nu = 0,26 . R0,65e . P0,33r . A . e (công thức 2.28 - IV) Trong đó: A: hệ số ảnh hưởng chiều dòng nhiệt tương tự A » 1 e: hệ số kể đến ảnh hưởng của bước ống đối với chùm ống đặt song song thì: (Công thức 2.30 - IV) Với: S2 = 2dn = 2d2 thì e = 0,85 Suy ra: Nu = 0,26 . (6800)0,65 . (0,615)0,33 . 0,85 = 58 Vì chưa biết số hàng ống Z nên ta có thể giả thiết số hàng ống lớn và hệ số toả nhiệt đối lưu của khói tới chùm ống a’1 bằng hệ số toả nhiệt đối lưu của hàng ống thứ 3 trở đi. Trong đó: lK: hệ số dẫn nhiệt của khói lò. Ở 6500C tra bảng (3 - IV) ta có: lK = 0,078 (W/m2.K) Suy ra: Khi chọn hệ số bám bẩn bề mặt ngoài của ống do khói đi qua j = 0,8 thì hệ số toả nhiệt đối lưu: a1đl = j . a’1 = 0,8 . 89 = 71,2 (W/m2.K) Vì nhiệt độ khói lò lớn nên ngoài hình thức trao đổi nhiệt nhiệt bằng đối lưu còn phải kể đến trao đổi nhiệt bằng bức xạ đặc trưng bởi hệ số cấp nhiệt bức xạ a1 bx Theo công thức (2.11 - IV) ta có chiều dài trung bình của tia bức xạ: l = 29 (cm) Coi khói lò chiếm 13% CO2 và 11% H2O Phần áp suất của CO2 và H2O trong khói khi coi áp suất khói là 1 at. Từ đồ thị hình (2.5; 2.6 - IV) ta có: Độ đen của khí CO2: Độ đen của H2O: Độ đen của khói lò khi coi b = 1 Để tính được độ đen của ống ta phải tìm được nhiệt độ tại thành ngoài của ống. Vì ống thép mỏng nên ta có thể coi nhiệt độ thành trong và ngoài của ống là như nhau và bằng tW ta có: q = a1 . Dt1 = a2 . Dt2 (coi như vách phẳng) Mặt khác ta có: Dt1 + Dt2 = t1 - t2 = 650 - 500 = 1500C Suy ra: Dt1 = 126,850C tw = t1 - Dt1 = 650 - 126,85 = 5230C Từ nhiệt độ này thép bị ôxy hoá, độ đen của mặt ống eW = 0,8 Hệ số bức xạ của hệ thống: (công thức 2.69 - IV) Nhiệt bức xạ của khói lò: (công thức 2.68 - VI) Hệ số toả nhiệt bức xạ: (công thức 2.67 - IV) Suy ra: Vậy hệ số toả nhiệt về phía khói lò. a1 = abx + a1đl = 71,2 + 21 = 92,2 (W/m2.K) Hệ số truyền nhiệt (ở đây d1/d2 = 51/44 = 1,16 < 1,4 nên có thể tính như vách phẳng) (công thức 2.6 - IV) Trong đó: d: chiều dày ống: l: hệ số dẫn nhiệt của ống thép. Với thép làm ống là X18H10T có l = 22 (W/m.độ) Vậy: Độ chênh nhiệt độ trung bình ở đây coi như chuyển động ngược chiều. (công thức 2.9 - IV) Trong đó: Dt1 = t’1 - t’’2 = 800 - 525 = 2750C Dt2 = t’’1 - t’2 = 500 - 319 = 1810C Suy ra: Dt = 224,70C Ta kiểm tra lại việc tính gần đúng nhiệt độ bề mặt ống. q = K . Dt = 77 . 224,7 = 17301,9 (W/m2) Với tw = t1 - Dt1 = 650 – 187,6 = 462,40C ta có: Ta thấy giá trị này gần bằng giá trị cũ. Vậy không phải tính lại hệ số truyền nhiệt K. Diện tích bề mặt truyền nhiệt. (công thức 2.1 - IV) Số phần tử ống uốn khúc n của mỗi buồng đốt. (công thức 2.76 - IV) (ống) Chiều dài mỗi phần tử ống: (công thức 2.77 - IV) Nếu chọn chiều rộng kênh a = 2 m thì số hàng ống: (hàng) Chiều sâu ứng với mỗi 1 bộ ống xoắn: b = n . S1 = 33 . 2,1 . 0,055 = 3,81 (m) Chiều cao kênh khói ứng với trường hợp ống đặt song song. C = (Z - 1) . S2 (Công thức 2.78 C - IV) C = (62 - 1) . 0,055 . 2 = 6,71 (m) 4.2. TÍNH CƠ KHÍ GIÀN ỐNG VÀ LÒ. Nếu vận tốc hỗn hợp phản ứng trong ống góp bằng vận tốc đi trong các ống xoắn thì đường kính trong ống góp là: Dt = 250 (mm) Chiều dày ống góp được xác định theo công thức: (công thức XIII.8 - VIII) Trong đó: [s]: ứng suất cho phép của vật liệu làm ống. Chọn thép làm ống là X18H10T có [s] = 98 . 106 N/m2 P: áp suất trong ống: P = 5 . 106 N/m2 C: hệ số kể đến ăn mòn, sai số, kích thước. C = C1 + C2 + C3 = 1 + 1,3 + 0 = 2,3 (mm) Vậy: Chiều dày thực của ống: S = S’ + C = 13 + 2,3 = 15,3 (mm) Ngoài ra ống còn chịu lực của các ống xoắn. Do đó ta chọn S = 20 mm. Mô hình lò: Khoảng cách từ ống xoắn ngoài cùng đến tường lò là: 200 mm Suy ra chiều dài lò là: L = 2 . (3,81 + 2 . 0,2) = 8,42 (m) Để tránh trường hợp ngọn lửa đập vào tường làm nhiên liệu không cháy hết do đó ta không đặt vòi phun dầu nằm ngang mà đặt thẳng đứng, ngọn lửa phun từ dưới đáy lò lên. Như vậy đáy lò được xây trên hệ thống dầm bê tông cốt thép để có không gian dưới đáy lò cho việc lắp ráp sửa chữa và hệ thống vòi phun. Các vòi phun được đặt thành một dãy. Khoảng cách giữa các vòi phun phải phù hợp, không được gần nhau quá cũng không được xa quá. Nó phụ thuộc vào chiều rộng ngọn lửa. Chọn vòi phun cao áp kiểu AMN. Với đặc tính của ngọn lửa kiểu vòi phun này ta chọn khoảng cách giữa các vòi phun là 1,4 m, khoảng cách từ vòi phun ngoài cùng đến tường đầu là: 0,7 m. Số lượng vòi phun: (vòi) 4.2.1. Tính vòi phun. Công suất mỏ phun: (kg dầu/s) Trong má phun kiểu dầu này được dẫn vào một ống riêng, chất biến bụi (không khí nén) được dẫn vào trong một ống khác. Phần dầu mỏ phun có lắp ống khuếch tán Lavan. Nhờ có ống này mà tốc độ chất biến bụi đạt tới 750 m/s. Áp suất tính của không khí nén ở tiết diện tới hạn: (công thức 3.74 - VI) Trong đó: Pth: công suất tới hạn của chất biến bụi. Pđ: áp suất ban đầu của chất biến bụi. K: chỉ số đoạn nhiệt của không khí. e: hệ số phụ thuộc vào K. Với không khí thì: Tra đồ thị hình 57 - VI ta có: e = 1,89 Với vòi phun cao áp kiểu AMN thì Pđ = 600 KN/m2 Suy ra: Nhiệt độ tới hạn của không khí nén. (công thức 375 - VI) Trong đó: Tđ là nhiệt độ không khí nén. Chọn tđ = 293 (K) Suy ra: Khối lượng riêng không khí nén. (công thức 3.76 - VI) Với R là hằng số khí của không khí: R = 288 N.m/Kg.độ Suy ra: Tốc độ không khí nén: (công thức 3.77 - VI) Thay số vào ta được: Wth = 3,4 (m/s) Tiết diện tới hạn của ống phun la van: (công thức 3.78 - VI) Trong đó: Gth: lượng không khí qua tiết diện tới hạn chọn lượng tiêu hao không khí nén j = 1 kg/kg. thì Gth = Gd = 0,113 (kg/s) Suy ra: Tại tiết diện miệng ra của ống phun lavan, nhận áp suất của không khí nén Pt = 1,1 ; Pđ = 110 KN/m2. Tiêu chuẩn tốc độ: (công thức 3.79 - VI) Thay số vào ta có: l = 1,52 Tốc độ chuyển động của không khí nén tại tiết diện tới hạn: W2 = l . Wth = 1,52 . 314 = 477 (m/s) Nhiệt độ không khí ở cuối ống phun lavan là: (công thức 3.81 - VI) Thay sè ta có: T2 = 180 (K) hay t2 = -930C Thông thường dầu được nung nóng trước đến 70 ¸ 800C. Không khí cùng được nung nóng đến 200 ¸ 3000C tránh hiện tượng độ nhớt dầu tăng lên khi tiếp xúc với không khí. Khối lượng riêng không khí ở cuối ống lavan. (CT 3.82 - VI) Thay sè: S2 = 2,12 (kg/m3) Diện tích tiết diện phần cuối ống Lavan: (CT 3.83 - VI) Hay: F2 = 109,4 (mm2) Để tính đường kính ống dẫn dầu ta coi tốc độ dầu là W1 = 7 m/s và khối lượng riêng dầu là S1 = 1000 Kg/m3 Tiết diện miệng ra của ống dầu: F1 = 16 (mm2) Đường kính miệng ra: Nếu chiều dày thành ống dẫn dầu là 1 mm thì đường kính ngoài: dn = 5 + 2 = 7 (mm) Đường kính trong ống phun lavan: Đường kính ngoài ống dẫn dầu tại tiết diện tới hạn: (CT 3.85 - VI) Thay sè ta có dn1 = 9,8 (mm) Thường góc mở của ống phun lavan a = 80 Chiều dài ống phun. (CT 3.86 - VI) Ta được: l = 20 (mm) Tại phần cuối ống lavan, tiêu chuẩn Ơle đối với không khí. (CT 3.87 - VI) Trong đó: Pt: áp suất không khí cuối ống lavan. Pđ: áp suất không khí ban đầu. S2, W2: khối lượng riêng và tốc độ không khí ở cuối ống phun lavan. Tốc độ chuyển động của hỗn hợp dầu và không khí. (CT 3.62 - VI) Thay số vào ta được: Whh = 247 (m/s) Năng lượng chuyển thành nhiệt năng do va chạm không đàn hồi. (CT 3.60 - VI) DU0 = 6,3 (KJ/s) Lượng nhiệt này đã nung hỗn hợp dầu và không khí. Theo phương trình cân bằng nhiệt, nhiệt độ hỗn hợp. (CT 3.88 _ VI) Trong đó: t1: nhiệt độ nung trước dầu. t2: nhiệt độ không khí cuối ống lavan. C1, C2: nhiệt dung trung bình của dầu và không khí. C1 = 2,1 KJ/Kg.độ ; C2 = 1,01 KJ/Kg.độ Thay vào: Hay: Thh = 308 K Với nhiệt độ 308 K và áp suất môi trường lò Pmt = 92,2 KN/m2 Khối lượng riêng không khí ra khỏi mỏ phun: Lưu lượng thể tích của dầu và không khí. Coi lưu lượng thể tích của dầu không đáng kể tiết diện miệng ra của ống hỗn hợp là: Đường kính miệng ra ống hỗn hợp là: Khi góc mở của ống hỗn hợp coi bằng góc mở của ống phun lavan thì chiều dài ống hỗn hợp. Đường kính trung bình hạt bụi dầu: (CT 3.67 - VI) Thay số vào ta được: d = 0,00298 (mm) = 2,98 mm 4.2.2 Tính lò Lò được xây bằng gạch chịu lửa và gạch cách nhiệt mái hình vòm xây bằng gạch vát. Chiều rộng buồng đốt: z = 1,5 m Chiều dày vách ngăn bằng gạch: D = 200 mm Khoảng cách từ đầu ống đến vách ngăn và tường là 200 mm Chiều rộng lò đốt: D = Z + D + 2 . 0,2 + a = 1,5 + 0,2 + 0,4 + 2 = 4,1 (m) Việc tính góc ở tâm của nóc là phụ thuộc vào khoảng cách từ vách ngăn đến nóc lò, khoảng cách này được quyết định bởi tốc độ khói lò đi qua khe giới hạn giữa đỉnh vách và nóc lò. Nếu coi vận tốc khói lò đi qua khe này là: W = 10 m/s thì chiều cao khe: Trong đó: mK, SK: lưu lượng khối lượng và khối lượng riêng của khói lò. L: chiều dài lò. Thay số vào: Mô hình lò đốt: Theo sơ đồ ta có: AB = AI + IB = D = 4,1 (m) Bán kính đường tròn ngoại tiếp ABC: Ta có: Suy ra: j = 520 4.2.2.1. Tính số gạch xây nóc lò. Các số liệu: - Nóc cong có góc ở tâm: j = 520 - Chiều rộng nóc: S = 4,1 (m) - chiều dày nóc: s = 230 (mm) - Chiều dày mạch xây: d = 2 (mm) - Chiều dài nóc: L = 8,42 m - Dùng gạch thẳng: 230 x 113 x 65 mm - Gạch vát: 230 x 65 x 55 mm Theo bảng 36 - VI thì với j = 520, tỷ số: Tổng số gạch xây một vòng cung: (CT 4.7 - VI) Trong đó: b: chiều dày lớn của viên gạch. b = 65 mm Thay các số liệu vào ta có: viên Độ chênh giữa cung ngoài và cung trong. (CT 4.8 - VI) Thay số vào: Độ chênh giữa chiều dày hai viên gạch vát: l1 = 65 - 55 = 10 mm Số lượng gạch vát: (CT 4.9 - VI) (viên) Số lượng gạch thẳng: nt = n - nV = 67 - 21 = 46 viên Số lượng gạch vát và thẳng tính cho toàn bộ nóc lò: (viên) (viên) Chọn gạch chân vòm có chiều dày viên gạch là 115 mm. Tổng số gạch chân vòm: (viên) 4.2.2.2. Tính khung lò. Để giữ cho kích thước, trạng thái của thể xây ổn định trong quá trình làm việc mỗi lò thường bố trí khung kim loại phía ngoài thể xây. Trong quá trình làm việc, khung lò luôn chịu tác dụng của tải trọng do khối lượng gạch xây lò sinh ra và lực giãn nở của gạch. Để tiếp nhận lực tác dụng do khối lượng nóc lò, ở các khung lò có đặt các dầm thép chân vòm để đảm bảo cho nóc lò không bị biến dạng. Dầm chân van thường dùng thép chữ U hoặc L. * Tính lực tác dụng lên chân vòm. Chiều dài trung bình của cung vòm nóc. (CT 4.13 - VI) Trong đó: Suy ra: Trọng lượng gạch nóc lò đối với một bước cột. G = Ltb . s . g . a (CT 4.14 - VI) Trong đó: g: khối lượng riêng gạch. g = 1,9 T/m3 a: khoảng cách giữa 2 cột theo chiều dài lò: a = 1,2 m Suy ra: G = 4,37 . 0,212 . 1900 = 1995 (KG) Lực thẳng đứng: H = 0,5G (CT 4.15 - VI) H = 0,5 . 1995 = 997,5 (KG) Lực ngang tác dụng lên chân vòm. (CT 4.16 - VI) Trong đó: f: chiều cao vòm. Đối với cung tròn thì: nên: Do nhiệt độ lò < 9000C nên theo bảng 37 - VI chọn hệ số K = 2. Lực ngang thực tế khi lò làm việc Pt = K . P = 2 . 2160 = 4320 (KG) * Tính dầm chân vòm. Mô men uốn cực đại. (CT 4.20 - VI) Mô men chống uốn cần thiết: (CT 4.21 - VI) Trong đó: [et]: giới hạn bền kéo của thép dầm. Chọn thép dầm là CT3 có [et] = 1200 Kg/cm2 Suy ra: Tra bảng 39 - VI ta chọn thép chữ U sè 12 có Nx = 57,7 cm3 làm dầm chân vòm Dầm có kích thước: h = 120 (mm); b = 53 (mm); d = 5,6 (mm) * Tính cột khung lò: Mô men uốn cực đại đối với cột lò: (CT 4.22 - VI) Trong đó: h1, h2: khoảng cách từ dầm chân vòm đến các thanh giằng phía trên và dưới. h1 = 1 (m); h2 = 5,5 (m) Suy ra: Mô men chống uốn cần thiết tính theo CT: (CT 4.23 - VI) Theo bảng 39 chọn thép chữ U Chọn cột lò gồm 2 thép chữ U sè 20a có Nx = 178 (cm3) Kích thước cơ bản: h = 200 mm; b = 73; d = 7 mm * Tính các thanh giằng lò. Tiết diện thanh giằng: (CT 4.24 - VI) Tiết diện thanh giằng dưới. Theo bảng 43 - VI chọn thanh giằng thép tròn cho cả thanh trên và dưới với F = 3,14 cm2 ứng với đường kính d = 20 (mm) 4.2.2.3. Tính xây tường lò. Tường gồm 2 lớp: lớp tiếp xúc với khói lò là gạch chịu lửa với chiều dày là 250 mm. Xây bằng gạch thường xa mốt C (tra bảng 33 - VI) Có kích thước: a x b x c = 65 x 171 x 230 mm (Tra bảng 32 - VI) Lớp cách nhiệt phía ngoài xây bằng gạch cách nhiệt với chiều dày là 250 mm, xây bằng gạch cách nhiệt thường. Các viên gạch thường xây nằm, các mạch xây không trùng nhau áp dụng với cả các tường tiếp đầu nhau và các góc của lò. Để xây lệch mạch ta dùng gạch có kích thước bằng 1/2 hoặc 3/4 gạch chuẩn. Vữa để xây lò là vữa sa mốt đặc gần 70 ¸ 75% bét sa mốt cộng với đất sét chịu lửa (25 - 30%) mạch xây dày 4 mm. 4.2.2.4. Đáy lò. Đáy lò được xây trực tiếp trên các tấm thép có dầm đỡ phía dưới, các dầm đỡ này được đặt trên các cột bê tông. Đáy lò gồm nhiều lớp. Lớp dưới cùng thường là gạch cách nhiệt (sa mốt nhẹ, điatômit) và trên cùng là lớp gạch chịu lửa. Lớp gạch dưới cùng xây nằm lớp giữa xây nằm hoặc nghiêng còn lớp trên cùng xây nghiêng hoặc đứng. Khi xây đáy lò cần bắt chéo mạch. Đối với các hàng trong cùng một lớp thì hàng nọ đặt lệch hàng kia 1/4 viên gạch. Còn để bắt lệch mạch giữa lớp trên và dưới thì có thể đặt lệch nhau hoặc xoay đi góc 450 hoặc 900. Tiến hành xây gạch từ tâm ra xung quanh. 4.2.2.5. Hệ thống cột bê tông cốt thép xây toàn bộ là. Do yêu cầu đặt vòi phun dầu thẳng đứng từ dưới đáy lò lên nên đáy lò không xây trực tiếp trên mặt đất mà xây cách mặt đất một khoảng đủ để thao tác đối với vòi phun. Toàn bộ lò được nâng bởi hệ thống cọc bê tông cắm xuống lòng đất. Mỗi góc lò bố trí một trụ bê tông cốt thép có tiết diện hình vuông cạnh a = 400 mm. Ở giữa lò cùng đặt hệ thống cột bê tông cốt thép có cạnh a x a = 400 x 400 mm. Mỗi trụ cách nhau 2 m. Do 2 ống góp có chiều dài khá lớn (8,42 m) nên để giữ vững ống góp ta xây 2 trụ cột bê tông chịu nhiệt và ống góp đặt lên trên trụ đó. 4.2.2.6. Cửa khói ra. Do yêu cầu nâng nhiệt của hỗn hợp phản ứng lấy từ 3190C lên 5250C nên khói lò ra còn có nhiệt độ cao, nó được đưa dẫn sang bộ phận sản xuất hơi nước. Èng dẫn khói lò ra có đường kính trong là Dt = 0,8 m Vận tốc khói lò ra đi trong ống: Kích thước bích nối ống cửa ra của khói lò: Tra bảng I - 65 - XVI ta có: - Đường kính ngoài bích: 975 mm - Đường kính qua tâm bu lông: 920 mm - Chiều dày bích: 27 mm - Đường kính bu lông: 27 mm - Sè bu lông: 24 bu lông. Chương V: AN TOÀN LAO ĐỘNG Trong mọi nhà máy đặc biệt là các nhà máy sản xuất hoá chất thì an toàn trong lao động là một yêu cầu hết sức quan trọng nó quyết định sự phát triển của nhà máy. Trong một nhà máy hoá chất nếu không tuân thủ nghiêm ngặt các quy định về an toàn lao động thì hết sức nguy hiểm nó liên quan đến tính mạng con người. An toàn phải được tính từ khâu thiết kế thiết bị đến vận hành thao tác với thiết bị. 5.1. CÁC BIỆN PHÁP AN TOÀN ĐỐI VỚI THIẾT BỊ. Thiết bị reforming xúc tác cũng như là đốt là những thiết bị làm việc trong điều kiện áp suất và nhiệt độ cao (5MPa và 5250C). Do đó việc thiết kế thiết bị phải đặc biệt quan tâm tới sự rò rỉ hoá chất ra ngoài.. Việc chế tạo và vận hành phải tuân thủ các nguyên tắc sau: 1. Vật liệu chế tạo thiết bị phải đúng theo quy chuẩn quy phạm đã ghi trong thiết kế. 2. Đối với thiết bị làm việc ở áp suất cao thì trước khi lắp ráp thiết bị phải thử kín bằng nước tinh khiết. 3. Kiểm tra định kỳ thiết bị thông qua các thiết bị đo (áp suất, lưu lượng, nhiệt độ…). 4. Khi tiến hành sửa chữa, thay thế các chi tiết trong thiết bị phải loại bỏ hết các khí trong thiết bị, trong các đường ống. 5.2. CÁC YÊU CẦU AN TOÀN ĐẶT RA ĐỐI VỚI MỘT KỸ SƯ THIẾT KẾ. 1. Kết cấu hợp lý, tránh nhiều góc cạnh gây tích tụ khí. 2. Vật liệu chế tạo thiết bị phải được chọn để đảm bảo điều kiện bền, điều kiện ăn mòn, đảm bảo thiết bị làm việc ổn định trong suốt thời gian hoạt động. Nhưng vật liệu chế tạo cũng không quá đắt nhằm giảm giá thành thiết bị. 3. Vật liệu làm đệm cũng như kết cấu bít cần phải hợp lý tránh rò rỉ hoá chất ra ngoài môi trường. 4. Kết cấu đơn giản, thuận tiện cho việc vận hành thiết bị, sửa chữa và thay thế. 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, khoa Công Nghệ Hoá Học em đã hoàn thành được bản đồ án của thầy giao cho là sản xuất xăng chất lượng cao từ xăng nặng bằng hệ thống reforming xúc tác. 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. Do đó chắc chắn bản đồ án tốt nghiệp còn mắc phải nhiều sai sót. Em mong được sự chỉ dần 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 luôn 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 20 tháng 05 năm 2004 Sinh viên Võ Anh Tuấn TÀI LIỆU THAM KHẢO I. PGS.TS Mai Xuân Kỳ Bài giảng Thiết bị phản ứng II. Bộ môn nhiên liệu Công nghệ chế biến dầu mỏ và khí Đại học Bách Khoa Hà Nội 1983 III. Tập thể tác giả Công nghệ chế biến khí thiên nhiên dầu mỏ NXB Khoa học kỹ thuật TPHCM. IV. Thiết bị trao đổi nhiệt Bộ môn máy lạnh và thiết bị nhiệt 1996. V. Thiết bị truyền nhiệt Bộ môn máy và thiết bị hoá chất dầu khí. Khoa Đại học tại chức 1976 VI. Lò công nghiệp Khoa cơ khí - Bộ môn máy lạnh và thiết bị nhiệt - 1996. VII. Hồ Hữu Phương Cơ sở tính toán máy và TB hoá chất Đại Học Bách Khoa Hà Nội ,1973 VIII. Sổ tay quá trình và thiết bị công nghiệp hoá chất T1 và T2 NXB Khoa học và Kỹ thuật-1999 IX. Nguyễn Khắc Liêm Vận hành sửa chữa lò hơi trong công nghiệp NXB Khoa học - Kỹ thuật 1991 X. Lê Văn Hiếu Công nghệ chế biến dầu mỏ NXB Khoa học - Kỹ thuật 2000. XI. WL. MELSON Petroleum refinery engineering XII. S.W.Curry Platium catalysts in petroleum refining April 1957. XIII. N.J.EmmS.Canad Catalytic reforming J.Chem.Engr, 1958 XIV. Chemical engineering hand book T1, T2. XV. Hoàng Kim Cơ Tính toán kỹ thuật nhiệt lò CN - T2 NXB KH và KT, 1986 XVI. Lương Quý Cường Hướng dẫn thiết kế các chi tiết thiết bị Đại Học Bách Khoa Hà Nội, 2001 XVII. Tính toán, thiết kế các chi tiết thiết bị hoá chất XVIII. PGS.PTS Phạm Lê Dần, PTS. Nguyễn Công Hân Công nghệ lò hơi và mạng nhiệt NXB Khoa học và Kỹ thuật-1999 XIX. PGS.TS Mai Xuân Kỳ Bài giảng Công Nghệ chế biến dầu mỏ