Máy và thiết bị chưng cất

nh : (st2/170) trong đó: htb : hiệu suất trung bình của đĩa, là một hàm số của độ bay hơi tương đối và độ nhớt của hỗn hợp lỏng : h = f(a,m). Ntt : số mâm thực tế. Nlt : số mâm lý thuyết. Xác định hiệu suất trung bình của tháp htb : + Độ bay tương đối của cấu tử dễ bay hơi : Với : x :phân mol của nước trong pha lỏng . y* : phân mol của nước trong pha hơi cân bằng với pha lỏng. Lgmhh =x1lgm1 + x2lgm2 ,tài liệu [4(tập 1) – trang 84] * Tại vị trí nhập liệu : xF = 0.92 ta tra đồ thị cân bằng của hệ : y*F = 0.945 tF = 100.52 oC + = 1.494 + tF = 100.52 oC , ma = 0.46.10-3 Ns/m2 ; mn=0.284.10-3 Ns/m2(t2/91,92) mF =0.443.10-3 (N.s/m2) =0,443 (cP) Suy ra : aF . mF = 1.494*0.443 =0.662 Tra tài liệu tham khảo [(tập 2) – trang 171] : hF = 0.55 * Tại vị trí mâm đáy : xW = 0.7 ta tra đồ thị cân bằng của hệ : y*W = 0.795 tW = 102.1 oC + = 1.662 + và tW =102.1oC,ma = 0.46.10-3 Ns/m2 ; mn=0.284.10-3 Ns/m2 mW =0.443.10-3 (N.s/m2) =0,443 (cP) Suy ra : aW . mW = 1.662*0.443 = 0.736 Tra tài liệu tham khảo [4(tập 2) – trang 171] : hW = 0.53 *Tại vị trí mâm đỉnh : xD = 0.995 ta tra đồ thị cân bằng của hệ : y*D = 0.997 tD = 100.22 oC + = 1.67 + tD = 100.22oC , ,ma = 0.46.10-3 Ns/m2 ; mn=0.284.10-3 Ns/m2 mD =0.443.10-3 (N.s/m2) =0,443 (cP) Suy ra : aD . mD = 1.67*0.443 = 0.74 Tra tài liệu tham khảo [4(tập 2) – trang 171] : hD = 0.53 Suy ra: hiệu suất trung bình của tháp : htb = Số mâm thực tế của tháp Ntt : =50.28 mâm Vậy chọn Ntt = 50 mâm 37 mâm cất,12 mâm chưng 1 mam nhập liệu CHƯƠNG III :TÍNH TOÁN –THIẾT KẾ THÁP CHƯNG CẤT . I . ĐƯỜNG KÍNH THÁP :(Dt) (m)(t2 tr181) Vtb :lượng hơi trung bình đi trong tháp (m3/h). wtb :tốc độ hơi trung bình đi trong tháp (m/s). gtb : lượng hơi trung bình đi trong tháp (Kg/h). Lượng hơi trung bình đi trong đoạn chưng và đoạn cất khác nhau.Do đó, đường kính đoạn chưng và đoạn cất cũng khác nhau . Đường kính đoạn cất : a . Lượng hơi trung bình đi trong tháp : (Kg/h) gd : lượng hơi ra khỏi đĩa trên cùng của tháp (Kg/h). g1 : lượng hơi đi vào đĩa dưới cùng của đoạn cất (Kg/h). Xác định gd : gd = D.(R+1) =175.47(2,9+1) = 684.333 (Kmol/h) = 12404.22(Kg/h) (Vì MthD =18.yD+(1-yD).60 = 18.126(Kg/Kmol). Xác định g1 : Từ hệ phương trình : (III.1) Với : G1 : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn cất . r1 : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn cất rd : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi ra ở đỉnh tháp . * Tính r1 : t1 = tF = 100.52oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ta có : An nhiệt hoá hơi của nước : rN1 = 40512.96 (KJ/kmol) . An nhiệt hoá hơi của acid : ra1 = 24195.24 (KJ/kmol) . Suy ra : r1 = rN1.y1 + (1-y1).ra1 = 24195.24 + 16317.72y1 (KJ/kmol) * Tính rd : tD = 100.22oC , tra tài liệu tham khảo IV (tập 1) ta có : An nhiệt hoá hơi của nước : rNd = 40512.96 (KJ/kmol) . An nhiệt hoá hơi của acid : rad = 24195.24(KJ/kmol) . Suy ra : rd = rNd.yD + (1-yD).rad =40512.96*0.997 + (1- 0.997)*24195.24 = 40464 (KJ/kmol) * x1 = xF = 0.92 Giải hệ (III.1) , ta được : G1 = 525.316 (Kmol/h) y1 = 0.939 (phân mol ) _ M1 =20.1 g1 = 700.786 (Kmol/h) = 14085.799(Kg/h) Vậy : gtb = =13245.01(Kg/h) b . Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : Tốc độ giới hạn của hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền : Với : rxtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (Kg/m3) . rytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (Kg/m3) . Xác định rytb : Với: + Nồng độ phân mol trung bình : ytb ===0.968 + Nhiệt độ trung bình đoạn cất : ttb ===100.37oC Suy ra : rytb =0.631 (Kg/m3). Xác định rxtb : Nồng độ phân mol trung bình : xtb = == 0.4577 Suy ra : ttb = 100.37oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)-trang 9], ta có : ra=958kg/m3 rn =958 kg/m3 1/ rxtb = 958 (Kg/m3) Suy ra : =1.948 (m/s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : = 1.559 (m/s) Vậy :đường kính đoạn cất : Dcất ==2.181 (m). Đường kính đoạn chưng : a . Lượng hơi trung bình đi trong tháp : (Kg/h) g’n : lượng hơi ra khỏi đoạn chưng (Kg/h). g’1 : lượng hơi đi vào đoạn chưng (Kg/h). Xác định g’n : g’n = g1 =700.786 (Kmol/h) = 14085.799(Kg/h) Xác định g’1 : Từ hệ phương trình : (III.2) Với : G’1 : lượng lỏng ở đĩa thứ nhất của đoạn chưng . r’1 : ẩn nhiệt hoá hơi của hỗn hợp hơi đi vào đĩa thứ nhất của đoạn chưng. * Tính r’1 : xW =0.7 tra đồ thị cân bằng của hệ ta có : yW =0.795 Suy ra :Mtbg’ =18.yW +(1-yW).60=26.61 (Kg/kmol) t’1 = tW = 102.1oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có : An nhiệt hoá hơi của nước : r’N1 = 40512.96 (KJ/kmol) . An nhiệt hoá hơi của rượu : r’R1 =24195.24 (KJ/kmol) . Suy ra : r’1 = r’N1.yW + (1-yW).r’R1 = 37167.83 (KJ/kmol) * Tính r1: r1 = rN1.y1 + (1-y1).ra1 = 24195.24 + 16317.72y1 =39517.579(KJ/kmol) * W = 59.819 (Kmol/h) Giải hệ (III.2) , ta được : x’1 =0.788_ MtbG’ =26.9 G’1 =804.91 (Kmol/h) g’1 = 745.09 (Kmol/h) = 20042.921(Kg/h) Vậy : g’tb = =17064.36 (Kg/h) b . Tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : Tốc độ giới hạn của hơi đi trong tháp với mâm xuyên lỗ có ống chảy chuyền : Với : r'xtb : khối lượng riêng trung bình của pha lỏng (Kg/m3) . r'ytb : khối lượng riêng trung bình của pha hơi (Kg/m3) . Xác định r’ytb : Với: + Nồng độ phân mol trung bình : y’tb ===0.867 + Nhiệt độ trung bình đoạn chưng :t’tb===101.31oC Suy ra : r’ytb =0.768 (Kg/m3). Xác định r’xtb : Nồng độ phân mol trung bình : x’tb = ==0.81 Suy ra : =0.5612 t’tb = 101.31oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)-trang 9], ta có : Khối lượng riêng của nước : r’N = 958(Kg/m3) Khối lượng riêng của rượu : r’a = 958(Kg/m3) Suy ra :r’xtb = =958 (Kg/m3) Suy ra : =1.766 (m/s) Để tránh tạo bọt ta chọn tốc độ hơi trung bình đi trong tháp : 0.8*1.766= 1.413 (m/s) Vậy :đường kính đoạn cất : Dchưng==2.36 (m). Kết luận : hai đường kính đoạn cất và đoạn chưng không chênh lệch nhau quá lớn nên ta chọn đường kính của toàn tháp là : Dt = 2.2(m). Khi đó tốc độ làm việc thực ở : + Phần cất : wlv =1.533(m/s). + Phần chưng :w’lv = 1.623(m/s). II . MÂM LỖ – TRỞ LỰC CỦA MÂM : 1 . Cấu tạo mâm lỗ : Chọn : + Đường kính lỗ : dl = 8 (mm). + Tổng diện tích lỗ bằng 10% diện tích mâm. + Khoảng cách giữa hai tâm lỗ bằng 3 lần đường kính lỗ (bố trí lỗ theo tam giác đều ). + Tỷ lệ bề dày mâm và đường kính lỗ là 6/10 . + Diện tích dành cho ống chảy chuyền là 20% diện tích mâm . Số lỗ trên 1 mâm : N = ==7562.5 lỗ. 2 . Độ giảm áp của pha khí qua một mâm : Độ giảm áp tổng cộng của pha khí (tính bằng mm.chất lỏng ) là tổng các độ giảm áp của pha khí qua mâm khô và các độ giảm áp do pha lỏng : htl = hk + hl + hR (mm.chất lỏng) Với : + hk :độ giảm áp qua mâm khô (mm.chất lỏng). + hl : độ giảm áp do chiều cao lớp chất lỏng trên mâm(mm.chất lỏng). +hR : độ giảm áp do sức căng bề mặt (mm.chất lỏng). Trong tháp mâm xuyên lỗ ,gradien chiều cao mực chất lỏng trên mâm D là không đáng kể nên có thể bỏ qua . a . Độ giảm áp qua mâm khô : Độ giảm áp của pha khí qua mâm khô được tính dựa trên cơ sở tổn thất áp suất do dòng chảy đột thu , đột mở và do ma sát khi pha khí chuyển động qua lỗ. (mm.chất lỏng) Với : + uo :vận tốc pha hơi qua lỗ (m/s). + rG : khối lượng riêng của pha hơi (Kg/m3). + rL : khối lượng riêng của pha lỏng (Kg/m3). + Co :hệ số orifice ,phụ thuộc vào tỷ số tổng diện tích lỗ với diện tích mâm và tỷ số giữa bề dày mâm với đường kính lỗ. Ta có : =0.1và =0,6 .Tra tài liệu tham khảo [1 – trang 111] : Co = 0,7 Đối với mâm ở phần cất : + Vận tốc pha hơi qua lỗ : uo ==15.33 (m/s). + Khối lượng riêng của pha hơi : rG = rytb = 0.631 (Kg/m3). + Khối lượng riêng của pha lỏng : rL = rxtb = 958 (Kg/m3). Suy ra độ giảm áp qua mâm khô ở phần cất : =16.11(mm.chất lỏng). Đối với mâm ở phần chưng : + Vận tốc pha hơi qua lỗ : u’o ==16.23 (m/s). + Khối lượng riêng của pha hơi : r’G = r’ytb = 0.768 (Kg/m3). + Khối lượng riêng của pha lỏng : r’L = r’xtb = 958 (Kg/m3). Suy ra độ giảm áp qua mâm khô ở phần chưng : = 21.98 (mm.chất lỏng). b . Độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm : Phương pháp đơn giản để ước tính độ giảm áp của pha hơi qua mâm do lớp chất lỏng trên mâm hl là từ chiều cao gờ chảy tràn hw , chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn how và hệ số hiệu chỉnh theo kinh nghiệm b : hl = b.( hw + how ) , (mm.chất lỏng) Chọn : + Hệ số hiệu chỉnh : b = 0,6 + Chiều cao gờ chảy tràn : hw = 50 (mm) Chiều cao tính toán của lớp chất lỏng trên gờ chảy tràn được tính từ phương trình Francis với gờ chảy tràn phẳng : , (mm.chất lỏng) Với : + qL : lưu lượng của chất lỏng (m3/ph). + Lw :chiều dài hiệu dụng của gờ chảy tràn (m). Xác định Lw : Diện tích dành cho ống chảy chuyền là 20% diện tích mâm , nên ta có phương trình sau : Với : no :góc ở tâm chắn bởi chiều dài đoạn Lw . Dùng phương pháp lặp ta được : no = 93o12’22” Suy ra : Lw = Dt . sin(no/2) = 1.6 (m). Xác định qL : Phần cất : = 0.175 (m3/ph).(T10/285) Với: Mtb=0.9575*18+(1-.9575)*60=19.785 Suy ra : = 9.926 (mm). Vậy :Độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần cất là: hl = 0.6.(50+9.926) = 35.956 (mm.chất lỏng). Phần chưng : =0.336 (m3/ph). Với:Mtb=0.81*18+(1-0.81)*60=25.98 Suy ra : = 15.333 (mm). Vậy :Độ giảm áp do chiều cao mức chất lỏng trên mâm ở phần chưng : h’l = 0.6.(50+15.333) = 39.2 (mm.chất lỏng). c . Độ giảm áp do sức căng bề mặt : Độ giảm áp do sức căng bề mặt được xác định theo biểu thức : , (mm.chất lỏng) Với : + s : sức căng bề mặt của chất lỏng (dyn/cm). + rL : khối lượng riêng của pha lỏng (Kg/m3). Phần cất : * Khối lượng riêng của pha lỏng : rL = rxtb = 958 (Kg/m3). * ttb = 100.37oC ,tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có : + Sức căng bề mặt của nước : sN = 58.9 (dyn/cm). + Sức căng bề mặt của acid : sa = 19.8 (dyn/cm). Suy ra :Sức căng bề mặt của chất lỏng ở phần cất : = 14.819 (dyn/cm). Vậy : Độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần cất là : = 1.212 (mm.chất lỏng). Phần chưng : * Khối lượng riêng của pha lỏng : r’L = r’xtb = 958 (Kg/m3). * t’tb = 101.31oC ,tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có : + Sức căng bề mặt của nước : s’N = 58.9 (dyn/cm). + Sức căng bề mặt của acid : s’a = 19.8 (dyn/cm). Suy ra :Sức căng bề mặt của chất lỏng ở phần chưng : = 14.819 (dyn/cm). Vậy : Độ giảm áp do sức căng bề mặt ở phần chưng là : = 1.212 (mm.chất lỏng). Tóm lại : Độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm ở : + Phần cất : htl = 16.11+35.956+1.212 = 53.278 (mm.chất lỏng). hay htl = 53.278 . 10-3 . 9.81 . 958 = 500.71 (N/m2). + Phần chưng : h’tl = 21.98+39.2+1.212 = 62.392 (mm.chất lỏng). hay h’tl = 62.392 . 10-3 . 9.81 . 958 = 586.36 (N/m2). Suy ra :Tổng trở lực của toàn tháp hay độ giảm áp tổng cộng của toàn tháp là :(xem độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua mâm nhập liệu bằng độ giảm áp tổng cộng của pha khí qua một mâm ở phần chưng ) åhtl = 37. htl + 13. h’tl = 37 . 500.71+13 .586.36 =26148.95 (N/m2). 3 . Kiểm tra ngập lụt khi tháp hoạt động : Chọn khoảng cách giữa hai mâm là hmâm =0.4 (m). Bỏ qua sự tạo bọt trong ống chảy chuyền, chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ được xác định theo biểu thức : hd = hw + how + htl + hd’ , (mm.chất lỏng) Với : hd’ : tổn thất thuỷ lực do dòng lỏng chảy từ ống chảy chuyền vào mâm, được xác định theo biểu thức sau : , (mm.chất lỏng) trong đó : + QL : lưu lượng của chất lỏng (m3/h). + Sd : tiết diện giữa ống chảy chuyền và mâm, khi đó : Sd = 0.8 . Smâm = 0.8 . p.1.12 =2.76 (m2) Phần cất : QL = 60.qL = 60 . 0.175 =10.5 (m3/h). Suy ra : = 0.00018 (mm.chất lỏng). Vậy : chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần cất : hd =50+9.926+53.278+0.00018 =113.204 (mm.chất lỏng). Kiểm tra : hd = 113.204 < (mm) : đảm bảo khi hoạt động các mâm ở phần cất sẽ không bị ngập lụt. Phần chưng : Q’L = 60.q’L = 60 .0.336 = 20.16 (m3/h). Suy ra : = 0.00068 (mm.chất lỏng). Vậy : chiều cao mực chất lỏng trong ống chảy chuyền của mâm xuyên lỗ ở phần chưng : h’d =50+15.333+62.392+0,00068 =127.726 (mm.chất lỏng). Kiểm tra : h’d = 127.726 < (mm) : đảm bảo khi hoạt động các mâm ở phần chưng sẽ không bị ngập lụt. Vậy : khi hoạt động đảm bảo tháp sẽ không bị ngập lụt. Chiều cao của thân tháp :Hthân =Ntt .(hmâm+dmâm ) + 0,8 =50.(0.4+0.0064) +0,8 =21.12(m). Chiều cao của đáy và nắp : Hđ = Hn =ht +hgờ =0.55+0.025=0.575(m). (Xem ở phần (III.2) : Đáy và Nắp thiết bị ). Chiều cao của tháp : H = Hthân + Hđ + Hn = 21.695(m). III . TÍNH TOÁN CƠ KHÍ CỦA THÁP : 1 . Bề dày thân tháp : Vì tháp chưng cất hoạt động ở áp suất thường nên ta thiết kế thân hình trụ bằng phương pháp hàn giáp mối (phương pháp hồ quang ). Thân tháp được ghép với nhau bằng các mối ghép bích. Để đảm bảo chất lượng của sản phẩm và khả năng ăn mòn của acid đối với thiết bị, ta chọn vật liệu chế tạo thân tháp là thép không gỉ mã X18H10T. Ap suất tính toán : Tháp làm việc ở áp suất khí quyển, nên ta chọn áp suất tính toán : Ptt =Pcl + åhtl , (N/mm2) Với : Pcl : áp suất thủy tĩnh do chất lỏng ở đáy (N/mm2). Chọn áp suất tính toán sao cho tháp hoạt động ở điều kiện nguy hiểm nhất mà vẫn an toàn nên : Pcl = rx .g.H =.g.H=958. 9.81 . 21.695 =203889.18 (N/m2). Suy ra : Ptt = 203889.18 + 26148.95 =230038.12 (N/m2) ~0.23(N/mm2). Nhiệt độ tính toán : Chọn nhiệt độ tính toán : ttt = tđáy = 102.1oC . Tra tài liệu tham khảo [5], ứng suất tiêu chuẩn đối với thép X18H10T : [s]* = 142 (N/mm2).(t22) Đối với acid hệ số hiệu chỉnh : h = 1 Vậy : ứng suất cho phép : [s] = h.[s]* = 142 (N/mm2). Xác định bề dày thân chịu áp suất trong : Ta chọn phương pháp chế tạo thân là phương pháp hàn hồ quang điện bằng tay nên hệ số bền mối hàn : jh = 0,95 Xét tỷ số : =586.52 > 25,do đó, bề dày tính toán của thân được tính theo công thức sau : =1.87 (mm). Suy ra : bề dày thực của thân : St = S’t + C ,(mm). Trong đó : C :hệ số bổ sung bề dày, C = Ca + Cb + Cc + Co Với : + Ca : hệ số bổ sung do ăn mòn hoá học, phụ thuộc vào tốc độ ăn mòn của chất lỏng. Chọn tốc độ ăn mòn của acid là 0,1 (mm/năm),thiết bị hoạt động trong 20 năm, do đó Ca = 2 mm. +Cb : hệ số bổ sung do bào mòn cơ học, chọn Cb = 0. +Cc : hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo, chọn Cc = 0. +Co : hệ số bổ sung qui tròn, chọn Co =1 (mm). Suy ra : C = 2 + 0 + 0 + 1 = 3 (mm). Vậy : St = 1.87 + 3 = 4.87 (mm). * Kiểm tra công thức tính toán với St = 4.87 (mm) : = 0.0013< 0,1 : đúng. * Kiểm tra áp suất tính toán cho phép : =0.394 > Ptt : đúng. Vậy : Bề dày thực của thân là St = 4.87 (mm). Chọn bề dày St=5mm 2 . Đáy và nắp thiết bị : Chọn đáy và nắp có dạng là ellipise tiêu chuẩn, có gờ bằng thép X18H10T. Nhận thấy: công thức tính toán bề dày thân, đáy và nắp chịu áp suất trong là như nhau. Nên chọn bề dày của đáy và nắp là Sđ = Sn = 5(mm). Các kích thước của đáy và nắp ellipise tiêu chuẩn, có gờ(tài liệu tham khảo [4(tập 2)]: + Đường kính trong: Dt = 2200 (mm). + ht =550(mm). + Chiều cao gờ: hgờ = h = 25 (mm). +Diện tích bề mặt trong: Sđáy = 4.48 (m2). 3 . Bích ghép thân, đáy và nắp : Mặt bích là bộ phận quan trọng dùng để nối các phần của thiết bị cũng như nối các bộ phận khác với thiết bị. Các loại mặt bích thường sử dụng: + Bích liền: là bộ phận nối liền với thiết bị (hàn, đúc và rèn). Loại bích này chủ yếu dùng thiết bị làm việc với áp suất thấp và áp suất trung bình. + Bích tự do: chủ yếu dùng nối ống dẫn làm việc ở nhiệt độ cao, để nối các bộ bằng kim loại màu và hợp kim của chúng, đặc biệt là khi cần làm mặt bích bằng vật liệu bền hơn thiết bị. + Bích ren: chủ yếu dùng cho thiết bị làm việc ở áp suất cao. Chọn bích được ghép thân, đáy và nắp làm bằng thép X18H10T, cấu tạo của bích là bích liền không cổ. Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 2)- trang 423], ứng với Dt =2200(mm) và áp suất tính toán Ptt = 0.23(N/mm2) ta chọn bích có các thông số sau : Dt D Db D1 Do h Bu lông db Z mm (cái) 2200 2360 2300 2260 2215 40 27 56 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 2)- trang 170], chọn số mâm giữa hai mặt bích là10 mâm.Vậy, số bích ghép thân-đáy-nắp là 6 bích. Độ kín của mối ghép bích chủ yếu do vật đệm quyết định. Đệm làm bằng các vật liệu mềm hơn so với vật liệu bích. Khi xiết bu lông, đệm bị biến dạng và điền đầy lên các chỗ gồ ghề trên bề mặt của bích. Vậy, để đảm bảo độ kín cho thiết bị ta chọn đệm là dây amiăng, có bề dày là 3(mm). 4 . Đường kính các ống dẫn – Bích ghép các ống dẫn : Bích được làm bằng thép CT3 , cấu tạo của bích là bích liền không cổ. a . Vị trí nhập liệu : Suất lượng nhập liệu: QF = 5 (m3/h). Chọn vận tốc chất lỏng nhập liệu (tự chảy từ bồn cao vị vào mâm nhập liệu): vF = 0.2 (m/s). Đường kính ống nhập liệu: dF = (m). Suy ra: chọn đường kính ống nhập liệu: dF = 0.1(m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)t434], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lF = 120 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn nhập liệu: Dy D Dn Db D1 h Bu lông db Z mm (cái) 100 205 108 170 148 14 16 4 b . Ong hơi ở đỉnh tháp: Suất lượng hơi ở đỉnh tháp: gd = 12404.22 (Kg/h). Khối lượng riêng của hơi ở đỉnh tháp được tính theo công thức (xác định ở tD = 100.220oC và yD = 0.997): = 0.592 (Kg/m3). Lưu lượng hơi ra khỏi tháp: = 20953.07 (m3/h). Chọn vận tốc hơi ở đỉnh tháp: vh = 30 (m/s). Đường kính ống dẫn hơi: dh = (m). Suy ra: chọn đường kính ống dẫn hơi: dh = 0.25 (m). Tài liệu tham khảo [4(tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lh = 140 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi ở đỉnh tháp: Dy Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 250 335 273 370 312 22 16 12 c . Ong hoàn lưu: Suất lượng hoàn lưu: Ghl =D.MD.R=175.47 . 2.9.18.21 = 9266.3 (Kg/h). Khối lượng riêng của chất lỏng hoàn lưu, tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ở tD = 100.22oC: rhl = 958 (Kg/m3). Lưu lượng chất lỏng hoàn lưu: = 9.67 (m3/h). Chọn vận tốc chất lỏng hoàn lưu (tự chảy từ bộ phận tách lỏng ngưng tụ vào tháp): vhl = 0.4 (m/s). Đường kính ống hoàn lưu: dhl = (m). Suy ra: chọn đường kính ống hoàn lưu: dhl = 0.1 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhl = 120 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn hoàn lưu: Dy D Dn Db D1 h Bu lông db Z mm (cái) 100 205 108 170 148 14 16 4 d . Ong dẫn hơi vào đáy tháp: Suất lượng hơi vào đáy tháp: g’1 = 20042.921 (Kg/h). Khối lượng riêng của hơi vào đáy tháp được tính theo công thức (xác định ở tW = 102.1oC và yW = 0.795: = 0.865 (Kg/m3). Lưu lượng hơi vào tháp: = 23171 (m3/h). Chọn vận tốc hơi vào đáy tháp: vhd = 30 (m/s). Đường kính ống dẫn hơi: dhd = (m). Suy ra: chọn đường kính ống dẫn hơi: dhd = 0.25 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lhd = 150 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn hơi vào đáy tháp: Dy Db Dn D D1 h Bu lông db Z (mm) (cái) 250 335 273 370 312 22 16 12 e . Ong dẫn chất lỏng ở đáy tháp: Suất lượng chất lỏng vào nồi đun: G’1 =804.91*26.9 =21652.08 (Kg/h). Khối lượng riêng của chất lỏng chất lỏng vào nồi đun, tra tài liệu tham khảo [4(tập 1)] ở tW = 102.1oC : rL = 958 (Kg/m3). Lưu lượng chất lỏng vào nồi đun: = 22.6 (m3/h). Chọn vận tốc chất lỏng vào nồi đun (chất lỏng tự chảy vào nồi đun): vL = 0.8 (m/s). Đường kính ống dẫn chất lỏng: dL==0.099(m). Suy ra: chọn đường kính ống dẫn: dL = 0.1 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lL = 130 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn chất lỏng ở đáy tháp: Dy D Dn Db D1 h Bu lông db Z mm (cái) 100 205 108 170 148 14 16 4 f . Ong dẫn chất lỏng từ nồi đun (sản phẩm đáy): Suất lượng sản phẩm đáy: GW = W.MW = 59.819*30.6=1830.46(Kg/h). Khối lượng riêng của sản phẩm đáy, tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ở tW= 102.1oC : rW = 958 (Kg/m3). Lưu lượng sản phẩm đáy: = 1.91 (m3/h). Chọn vận tốc sản phẩm đáy (chất lỏng tự chảy): vW = 0.08 (m/s). Đường kính ống dẫn sản phẩm đáy: dW==0.091(m). Suy ra: chọn đường kính ống dẫn: dW = 0.1 (m). Tài liệu tham khảo [4 (tập 2)], chọn chiều dài đoạn ống nối để ghép mặt bích: lW = 100 (mm). Các thông số của bích ghép ống dẫn sản phẩm đáy: Dy D Dn Db D1 h Bu lông db Z mm (cái) 100 205 108 170 148 14 16 4 5 . Tai treo và chân đỡ: Tính trọng lượng của toàn tháp: Khối lượng của một bích ghép thân: (thép X18H10T: rX18H10T = 7900 (Kg/m3)). m1 = = 51.08(Kg). Khối lượng của một mâm: (thép X18H10T: rX18H10T = 7900 (Kg/m3)). m2 = = .2.22.0.0064.0.9.7900 =62.2(Kg). Khối lượng của thân tháp: m3 = .(D2ng –D2t).Hthân . rX18H10T = = 21053.18 (Kg). Khối lượng của đáy (nắp) tháp: m4 = Sđáy .dđáy . rX18H10T = 4.48 . 0.005 . 7900 = 86.96 (Kg). Khối lượng của toàn tháp: m = 6.m1+50.m2+m3+2.m4=24647.72(Kg). Suy ra trọng lượng của toàn tháp: P = m.g = 241794.13(N). Chân đỡ tháp: Chọn chân đỡ: tháp được đỡ trên bốn chân. Tải trọng cho phép trên một chân: Gc =P/4=241794.13/4 =6.0448.5.104 (N). Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: Gc = 6.104 (N). Các kích thước của chân đỡ: (tính bằng mm) L B B1 B2 H h s L d 300 240 260 370 450 226 18 110 34 Tai treo: Chọn tai treo: tai treo được gắn trên thân tháp để giữ cho tháp khỏi bị dao động trong điều kiện ngoại cảnh. Ta chọn bốn tai treo, tải trọng cho phép trên một tai treo là Gt = 6.045.104 (N). Để đảm bảo độ an toàn cho thiết bị, ta chọn: Gt = 6.104 (N). Chọn tấm lót tai treo khi ghép vào thân có kích thước sau: + Chiều dài tấm lót: H = 740 (mm). + Chiều rộng tấm lót: B = 550 (mm). +Bề dày tấm lót là SH = 10 (mm). Các kích thước của tai treo: (tính bằng mm) L B B1 H S l a d 230 200 205 350 12 100 25 34 CHƯƠNG IV: TÍNH TOÁN THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT- THIẾT BỊ PHỤ. I . CÁC THIẾT BỊ TRUYỀN NHIỆT: Cân bằng nhiệt lượng cho toàn tháp chưng cất: QF + Qđ = QW + QD + Qnt + Qm (IV.1) Trong đó: Qnt : nhiệt lượng ngưng tụ hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ thành lỏng. Chọn hơi sản phẩm đỉnh ngưng tụ hoàn toàn thành lỏng. Qnt = D.(R+1).MD . rD , (KJ/h). Xác định rD (ẩn nhiệt hoá hơi của sản phẩm đỉnh): Tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ở tD = 100.22oC ta có: An nhiệt hoá hơi của nước: rN = 2256.254 (KJ/kg). An nhiệt hoá hơi của acid: ra = 406.042 (KJ/kg). =0.995*18/(0.995*18+(1-0.995)*60)=0.984 Suy ra: rD = rN .+(1-).ra = 2256.254*0.984+(1-0.984).406.042 = 2226.65 (KJ/kg). Vậy: Qnt =175.47 .(2.9+1) . 18.21.2226.65=27747853.06 (KJ/h). QF : nhiệt lượng do hỗn hợp acid nhập liệu mang vào tháp(nhiệt lượng gia nhiệt dòng nhập liệu đến trạng thái lỏng sôi). QF = GF .HF =GF .cF .(tF –to ) (KJ/h). Chọn nhiệt độ chuẩn: to = 20oC. Ở( tF+to)/2=(100.52+20)/2=60.26 oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có nhiệt dung riêng của acid: ca =2207 (J/kg.độ). Suy ra: cF = .4190 +(1-).Ca =0.775.4190+(1-0.775).2207 = 3743.825(J/kg.độ). Vậy: QF =5025.86.3743.825.(100.52-20) = 1515059.514 (KJ/h). QW : nhiệt lượng do sản phẩm đáy mang ra từ nồi đun. QW = GW .HW =W .MW.cW .(tW –to ) ,(KJ/h). (tw+to)/2=(102.1+20)/2=61.05 Tra tập1 Ca=2207 (J/kg.độ) Chọn nhiệt độ chuẩn: to = 20oC. =0.7*18/(0.7*18+0.3*60)=0.412 cW =.4190+ (1-).Ca=0.412*4190+(1-0.412).2207=3023.996 (J/kg.độ). Vậy: QW =59.819*30.6.3023.996.(102.1-20)=454448.783(KJ/h). QD : nhiệt lượng do sản phẩm đỉnh mang ra từ bộ phận tách hoàn lưu. QD = GD .HD =D.MD .cD .(tD –to ) ,(KJ/h). Chọn nhiệt độ chuẩn: to = 20oC. Ở = 60.11oC , tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có nhiệt dung riêng của acid: ca =2207 (J/kg.độ). Suy ra: cD = .4190 +(1-).Ca =0.984*4190+(1-0.984).2207 = 4158.27 (J/kg.độ). Vậy: Từ (IV.1), ta được: QD = 175.47*18.21*4158.27 .(100.22-20) =1065880.148 (KJ/h). Qm : nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh. Chọn: Qm = 0,05.Qđ Vậy: nhiệt lượng cần cung cấp cho nồi đun ở đáy tháp: Qđ = .(QW + QD + Qnt – QF ) =(27747853.06 -1515059.514+454448.783+1065880.148) = 29213813.13 (KJ/h) =8115kw. Chọn: + Nhiệt độ nguyên liệu ban đầu: t’F = 28oC. + Nhiệt độ sản phẩm đỉnh sau khi làm nguội: t’D = 35oC. + Nhiệt độ sản phẩm đáy sau khi trao đổi nhiệt với nguyên liệu ban đầu: t’W = 60oC. 1 . Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh: Chọn thiết bị ngưng tụ vỏ – ống loại TH đặt nằm ngang. Ong truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống: 57x3, chiều dài ống là L = 6(m). Chọn nước làm lạnh đi trong ống với nhiệt độ đầu: t1 = 28oC, nhiệt độ cuối: t2 = 50oC. Các tính chất lý học của nước làm lạnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình ttbN = =39oC: + Nhiệt dung riêng: cN = 4.175 (KJ/kg.độ). + Khối lượng riêng: rN = 992 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mN = 0.656.10-3 (N.s/m2). + Hệ số dẫn nhiệt: lN = 0.642 (W/moK). a . Suất lượng nước cần dùng để ngưng tụ sản phẩm đỉnh: GN == 57.69 (Kg/s). b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Ftb = ,(m2) (IV.2). Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + Dtlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định Dtlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: =66.56(oK). Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: ,(W/m2.oK) (IV.3). Với: + aN : hệ số cấp nhiệt của nước trong ống (W/m2.oK). + aA : hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ (W/m2.oK). + årt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. * Xác định hệ số cấp nhiệt của nước trong ống:(tr110tập10) Chọn vận tốc nước đi trong ống: vN = 0.5 (m/s). Số ống trong một đường nước: =60 (ống). Chuẩn số Reynolds : =38560.98> 10000 : chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: Trong đó: + el : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReN và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống:ReN=38560.98 và,nên el =1. + PrN : chuẩn số Prandlt của nước ở 39oC, nên PrN = 4.31. + Prw : chuẩn số Prandlt của nước ở nhiệt độ trung bình của vách. Chọn :Nhiệt độ trung bình của vách ngoài tW1 =550C ,vách trong tW2=500C tWtb=(tW1 +tW2)/2 = 52.5 nên PrN= 3.15 Suy ra: =198.61 Hệ số cấp nhiệt của nước trong ống: aN = 198.61*0.642/0.051=2500.17 W/m2 độ Nhiệt tải phía nước làm lạnh: = 113057.67(W/m2) * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: , (W/m2). Trong đó: + Bề dày thành ống: dt = 3 (mm). Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: lt = 17.5 (W/moK). Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong và ngoài ống ống với nước sạch: r = 1/5000 (m2.oK/W). Suy ra: årt = 1/2692.31 (m2.oK/W). Vậy: qt = 2692.31.(55-50) =13461.54 W/m2 * Hệ số cấp nhiệt của hơi ngưng tụ: (tập 10 tr119) Sản phẩm đỉnh chủ yếu là nươc nên: An nhiệt ngưng tụ: rD = rN = 2256.254 (KJ/kg). ở tm = ( tngt + tW1)/2= (100.22+55)/2=77.61oC ta có A=167.327 aHN =0.725*167.327*(2256.254*103/(100.22-55)*57)0.25 =1173.4 W/m2 độ Nhiệt tải ngoài thành ống: qHN = aHN.(tngt -tW1 ) = 659.857*(100.22-55)=29838.72 W/m2 Từ (IV.3): = 615.9(W/m2.oK). Từ (IV.2), bề mặt truyền nhiệt trung bình: = 188 (m2). Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : L’= = 18.15(m). So với L=6 (m) ta có =3lần. Khi đó số ống tăng lên 3 lần: n=60*3 =180 (ống) ~ chọn n=187(ống). * Kiểm tra hệ số cấp nhiệt của rượu khi có kể đến sự ảnh hưởng của sự sắp sếp, bố trí ống. Chọn cách xếp ống thẳng hàng, bố trí theo dạng lục giác đều,vậy với 187 ống thì ta sếp được 31 hình lục giác đều có cùng tâm. Khi đó: chiều dài ống truyền nhiệt: L’= < 6(m) : thoả. Vậy : Thiết bị ngưng tụ sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt vỏ – ống gồm n=187(ống), dài L=6(m). Ong được bố trí theo hình lục giác đều. Nên ta có số ống trên đường chéo hình lục giác: b = 63(ống). Chọn bước ống: t=0.0684 (m). Đường kính vỏ thiết bị: Dv = t.(2no +1)=0.0684*(2*31+1)=4.3 (m) 3 . Nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy: Chọn nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là nồi đun Kettle, ống truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống 57x3. Chọn hơi đốt là hơi nước 2 at, đi trong ống. Tra tài liệu tham khảo [4(tập1)], ta có: + Nhiệt độ sôi: tsN = 120oC. + An nhiệt ngưng tụ: rN = 2239.51 (KJ/kg). Sản phẩm đáy trước khi vào nồi đun có nhiệt độ là t’1 = 100oC, nhiệt độ ra là tW = 102.1oC. a . Suất lượng hơi nước cần dùng : Lượng nhiệt cần cấp cho đáy tháp: Qđ = 29213813.13 (KJ/h) =8115kw. Suất lượng hơi nước cần dùng: GhN == 3.624 (Kg/s). b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Ftb = ,(m2) (IV.12). Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + Dtlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định Dtlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (oK). Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: ,(W/m2.oK) (IV.13). Với: + aN : hệ số cấp nhiệt của hơi nước (W/m2.oK). + aD : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy (W/m2.oK). + årt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước: Chọn nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước(trong ống) tw1=115o C nhiệt độ của vách tiếp xúc với sản phẩm đáy (ngoài ống) tw2=105o C nhiệt độ trung bình tm =(115+105)/2=110o C. tra bảng trang 120 tập 10 ta có A=183.5 Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được xác định theo công thức: aN = =7242.31(W/m2.oK). Nhiệt tải phía hơi: (W/m2) (IV.14). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: , (W/m2). Trong đó: + Bề dày thành ống: dt = 3 (mm). Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: lt = 17,5 (W/moK). Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r1 = 1/5000 (m2.oK/W). Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đáy: r2 =1/5800(m2.oK/W). Suy ra: årt = 1/1838.77 (m2.oK/W). Vậy: qt = 1944,444.(tw1-tw2) (IV.15). * Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy: Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy được xác định theo công thức (chế độ sôi sủi bọt và xem sản phẩm đáy như là nước): aD = .39.p0,6.(105 – 102.1)2,33 Với: + p: áp suất để đạt nhiệt độ sôi của sản phẩm đáy, khi đó p = 1 at = 105 (N/m2). Suy ra: aD = 242120.55(W/m2.oK) Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: =2048419.87 (W/m2) Từ (IV.13): (W/m2.oC). Từ (IV.12), bề mặt truyền nhiệt trung bình: = 268.19 (m2). Chọn số ống truyền nhiệt: n = 187 (ống). Chiều dài ống truyền nhiệt: L 8.45(m). Chọn: L = 9(m) Vậy: nồi đun gia nhiệt sản phẩm đáy là thiết bị truyền nhiệt vỏ - ống với số ống n =187, chiều dài ống truyền nhiệt L = 9(m). Ong được bố trí theo hình lục giác đều. Nên ta có số ống trên đường chéo hình lục giác: b = 63(ống). Chọn bước ống: t=0.0684 (m). Đường kính vỏ thiết bị: Dv = t.(2no +1)=0.0684*(2*31+1)=4.3 (m) 4.Thiết bị trao đổi nhiệt sản phẩm đỉnh và nhập liệu: Chọn thiết bị thiết bị trao đổi nhiệt giữa nhập liệu và sản phẩm đỉnh là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống. Ong truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong: 25x2 ; kích thước ống ngoài: 38x2. Dòng nhập liệu đi trong ống 25x2 (ống trong) với nhiệt độ đầu: t’F = 28oC. Sản phẩm đỉnh đi trong ống 38x2 (ống ngoài)với nhiệt độ đầu: td = 100.22oC, nhiệt độ cuối: t’d = 60oC. Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình ttbD = =80.11oC: + Nhiệt dung riêng: cD = 4.195 (KJ/kg.độ). + Khối lượng riêng: rD = 971.8 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mD = 0.355.10-3 (N.s/m2). + Hệ số dẫn nhiệt: lD = 0.675 (W/moK). a . Nhiệt độ dòng nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy: Suất lượng sản phẩm đỉnh: GD = D.MD = 175.47.18.21 = 3195.31 (Kg/h). Lượng nhiệt cần tải: Qt = .cD.(tD-t’D) = .4.195.(100.22-60)=149.76(KW). Ở 28oC, ta xem nhiệt dung riêng của nhập liệu là hằng số, hay nhiệt dung riêng của acid ca = 2.04 (KJ/kg.độ). Suy ra: cF = 4.18 .+(1-). ca = 4.18.0.775+(1-0.775).2.04 = 3. 699 (KJ/kg.độ). Nhiệt độ nhập liệu sau khi trao đổi nhiệt với sản phẩm đáy: t”F = = 57oC. Các tính chất lý học của sản phẩm đỉnh được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình ttbF = oC: + Khối lượng riêng: rF = 998.17 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mF = 0.65.10-3 (N.s/m2). + Hệ số dẫn nhiệt: lF = 0.51 (W/moK). b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Ftb = ,(m2) (IV.17). Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + Dtlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định Dtlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (oK). Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: ,(W/m2.oK) (IV.18). Với: + aF : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu (W/m2.oK). + aW : hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh (W/m2.oK). + årt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu ở ống trong: Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống: (m/s). Chuẩn số Reynolds : > 104 : chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: Trong đó: + el : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReF và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống: chọn el =1. + PrF : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 42.5oC, nên PrF = = 4.71. cF = 4.19 .+(1-). ca=4.19*0.775+(1-0.775)*2.2288= 3.75KJ/ Kg độ + Prw2 : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở nhiệt độ trung bình của vách. Chọn nhiệt độ tiếp xúc vách trong tw2 = 58 ,vách ngoài tw1 =70 ttbw =(58 +70)/2 =64oC + Khối lượng riêng: rF = 984.92 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mF = 0.462.10-3 (N.s/m2). + Hệ số dẫn nhiệt: lF = 0.61 (W/moK). Prw2 = =2.84 Suy ra: NuF =0.021*1*130284.220.84.170.43 *(4.17/2.84)0.25=527.83 Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống: aN = 527.83*0.5/0.021=12818.781(W/m2.oK) Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: (W/m2) (IV.19). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: , (W/m2). Trong đó: + Bề dày thành ống: dt = 2(mm). Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: lt = 17,5 (W/moK). Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r1 = 1/5000 (m2.oK/W). Nhiệt trở lớp cấu phía sản phẩm đỉnh: r2 = 1/5800 (m2.oK/W). Suy ra: årt = 1/2054.66 (m2.oK/W). Vậy: qt = 1944,444.(tw1-tw2) (IV.20). * Xác định hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đỉnh ngoài ống nhỏ: Vận tốc nước đi trong ống ngoài: = 2.19(m/s). Đường kính tương đương: dtd = Dtr –dng = 0.034- 0.025 = 0.009 (m). Chuẩn số Reynolds : > 104 : chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: Trong đó: + el : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReW và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống,chọn el =1. + PrD : chuẩn số Prandlt của sản phẩm đỉnh ở ˆ80.11oC PrD = 0.355.10-3*4195/0.675=2.2 Prw1 =2.81 Suy ra: NuD =0.021*1*53955.430.8 2.20.43 *(2.2/2.81)0.25=169.25 Hệ số cấp nhiệt của sản phẩm đáy trong ống ngoài: aD = 169.25*0.675/0.009=12693.45(W/m2.oK) Nhiệt tải phía sản phẩm đáy: (W/m2) (IV.21). Từ (IV.18): (W/m2.oC). Từ (IV.17), bề mặt truyền nhiệt trung bình: = 2.58 (m2). Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : L (m). Chọn: L = 40(m). Vậy: thiết bị trao đổi nhiệt giữa dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L = 40(m), chia thành 10 dãy, mỗi dãy dài 4 (m). 5 .thiết bị gia nhiệt nhập liệu : Chọn thiết bị gia nhiệt nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống. Ong truyền nhiệt được làm bằng thép X18H10T, kích thước ống trong:25x2; kích thước ống ngoài: 38x2. Dòng nhập liệu đi trong ống 25x2 (ống trong) với nhiệt độ đầu: t”F =57oC ,nhiệt độ cuối: tF =100.52oC. Chọn hơi đốt là hơi nước 1.5 at, đi trong ống 38x2(ống ngoài). Tra tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: + Nhiệt độ sôi: tsN = 110.05oC. + An nhiệt ngưng tụ: rN = 2219.32 (KJ/kg). Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình ttbF = =78.76oC: + Nhiệt dung riêng: cF = 3.767 (KJ/kg.độ). + Khối lượng riêng: rF =974.86 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mF = 0.377.10-3 (N.s/m2). + Hệ số dẫn nhiệt: lF = 0.62 (W/moK). a . Suất lượng hơi nước cần dùng : Lượng nhiệt cần tải cung cấp cho dòng nhập liệu: Qc = .cF.(tF – t”F) =.3.767.(100.52 -57)=228.87 (KW). Suất lượng hơi nước cần dùng: GhN == 0.1 (Kg/s). b . Xác định bề mặt truyền nhiệt : Bề mặt truyền nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt: Ftb = ,(m2) (IV.22). Với: + K : hệ số truyền nhiệt. + Dtlog : nhiệt độ trung bình logarit. Xác định Dtlog : Chọn kiểu truyền nhiệt ngược chiều, nên: (oK). Xác định hệ số truyền nhiệt K: Hệ số truyền nhiệt K được tính theo công thức: ,(W/m2.oK) (IV.23). Với: + aF : hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu (W/m2.oK). + aN : hệ số cấp nhiệt của hơi nước (W/m2.oK). + årt : nhiệt trở của thành ống và lớp cáu. * Xác định hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống nhỏ: Vận tốc dòng nhập liệu đi trong ống : = 4(m/s). Chuẩn số Reynolds : > 104 : chế độ chảy rối, công thức xác định chuẩn số Nusselt có dạng: Trong đó: + el : hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào ReW và tỷ lệ chiều dài ống với đường kính ống ,chọn el =1. + PrF : chuẩn số Prandlt của dòng nhập liệu ở 78.76oC, nên PrF == 2.29 Chọn tw2 =95o C: nhiệt độ của vách tiếp xúc với dòng nhập liệu tw1 =105o C: nhiệt độ của vách tiếp xúc với hơi nước ttbw =(95+105)/2=100oC + Nhiệt dung riêng: cF = 3.825 (KJ/kg.độ). + Khối lượng riêng: rF =958 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mF = 0.295.10-3 (N.s/m2). + Hệ số dẫn nhiệt: lF = 0.628 (W/moK). Prw2 ==1.797 Suy ra: NuF =0.021*1*0.8 *2.290.43 *(2.29/1.797)0.25 =607.98 Hệ số cấp nhiệt của dòng nhập liệu trong ống nhỏ: aF = 607.98*0.628/0.021=18181.38(W/m2.oK). Nhiệt tải phía dòng nhập liệu: (W/m2) (IV.24). * Nhiệt tải qua thành ống và lớp cáu: , (W/m2). Trong đó: + Bề dày thành ống: dt = 2(mm). Hệ số dẫn nhiệt của thép không gỉ: lt = 17.5 (W/moK). Nhiệt trở trung bình của lớp bẩn trong ống với nước sạch: r1 = 1/5000 (m2.oK/W). Nhiệt trở lớp cấu phía nhập liệu: r2 = 1/5800 (m2.oK/W). Suy ra: årt = 1/2054.66 (m2.oK/W). Vậy: qt = 1944,444.(tw1-tw2) (IV.25). * Xác định hệ số cấp nhiệt của hơi nước ngoài ống nhỏ: Đường kính tương đương: dtd = Dtr –dng = 0.034- 0.025 = 0.009 (m) Hệ số cấp nhiệt của hơi nước được xác định theo công thức: aN= Với: + A : hệ số phụ thuộc vào tính chất vật lý nước theo nhiệt độ, được tra ở tài liệu tham khảo [2]ở tm=(110.05+(105+95)/2)/2=105.025 ta được A=181.27 aN= 9249.47 (W/m2.oK). Nhiệt tải phía hơi nước: (W/m2) (IV.26). Từ (IV.23): (W/m2.oC). Từ (IV.22), bề mặt truyền nhiệt trung bình: =5.87 (m2). Suy ra chiều dài ống truyền nhiệt : L (m). Chọn: L = 92(m) Vậy: thiết bị gia nhiệt dòng nhập liệu là thiết bị truyền nhiệt ống lồng ống với chiều dài ống truyền nhiệt L =92 (m), chia thành 23 dãy, mỗi dãy dài 4(m). II. TÍNH BẢO ÔN CỦA THIẾT BỊ: Trong quá trình hoạt động của tháp, do tháp tiếp xúc với không khí nên nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh ngày càng lớn. Để tháp hoạt động ổn định, đúng với các thông số đã thiết kế, ta phải tăng dần lượng hơi đốt gia nhiệt cho nồi đun để tháp không bị nguội (nhất là sản phẩm đỉnh, ảnh hưởng đến hiệu suất của tháp). Khi đó, chi phí cho hơi đốt sẽ tăng. Để tháp không bị nguội mà không tăng chi phí hơi đốt, ta thiết kế lớp cách nhiệt bao quanh thân tháp. Chọn vật liệu cách nhiệt cho thân tháp là amiăng có bề dày là da .Tra tài liệu tham khảo [2], hệ số dẫn nhiệt của amiăng là la = 0,151 (W/m.oK). Nhiệt lượng tổn thất ra môi trường xung quanh: Qm = 0,05.Qd = 0,05.265,148 = 13,2574 (KW). Nhiệt tải mất mát riêng: qm = (W/m2). (IV.27) Với: + tv1 : nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với bề mặt ngoài của tháp. + tv1 : nhiệt độ của lớp cách nhiệt tiếp xúc với không khí. + Dtv : hiệu số nhiệt độ giữa hai bề mặt của lớp cách nhiệt. Nhận thấy: qm = const, nên chọn Dtv = Dtmax = tđáy -tkk ,tkk = 28oC. Suy ra Dtv = 100 – 28 = 72oC. + ftb : diện tích bề mặt trung bình của tháp (kể cả lớp cách nhiệt). ftb = p.H.Dtb = p.H.(Dt + Sthân + da) Từ (IV.27), ta có phương trình: Suy ra: da = 0,0195(m). Vậy: chọn da = 20 (mm). III . TÍNH TOÁN BƠM NHẬP LIỆU: 1 . Tính chiều cao bồn cao vị: Chọn đường kính ống dẫn nguyên liệu (nhập liệu): d = 100 (mm), độ nhám của ống e=0,1(mm). Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình ttbF == 64.26 oC: + Khối lượng riêng: rF = 984.74(Kg/m3) + Độ nhớt động lực: mF = 0.46.10-3 (N.s/m2). Vận tốc của dòng nhập liệu trong ống dẫn: vF == 0.7 (m/s). a . Tổn thất đường ống dẫn: (m). Với: + l1 : hệ số ma sát trong đường ống. + l1 : chiều dài đường ống dẫn, chọn l1 = 20(m). + d1 : đường kính ống dẫn, d1 = d = 0.05(m). + åx1 : tổng hệ số tổn thất cục bộ. + vF : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, vF = 0.7(m/s). * Xác định l1 : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu trong ống: = 77066.6 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)tr378], ta có: + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh1===7289,343 + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Ren1===23.9.104. Suy ra: Regh1 < Re1< Ren1: khu vực chảy quá độ, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): l1=0.0255 * Xác định åx1: Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua: + 10 chỗ uốn cong: xu1=10.1,1 = 11. + 3 van (van thẳng): xv1= 3.0.79 =2.37. + 1 lưu lượng kế: xl1 = 0 (không đáng kể). Suy ra: åx1 = xu1 + xv1 + xt 1+ xm1 + xl1 = 13.37. Vậy:Tổn thất đường ống dẫn: h1==0.623(m). b . Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt: (m). Với: + l2 : hệ số ma sát trong đường ống. + l2 : chiều dài đường ống dẫn, l2 = 40(m). + d2 : đường kính ống dẫn, d2 = 0.021(m). + åx2 : tổng hệ số tổn thất cục bộ. + v2 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, v2 =4(m/s). * Xác định l2 : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu: Re2= 130284.22 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh2===2704.68. + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Ren2===90140.38. Suy ra: Regh2 < Ren2< Re2: khu vực vùng nhám, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): l2 =1/(1.14+2*lg(dtd /e))2 = 0.0299 * Xác định åx2: Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua: + 9 chỗ ống cong quay ngược: xq2=9*0.7 = 3.6. + 1 lần co hẹp: xc2 = 0.3 + 1 lần mở rộng: xm2 =0.36 Suy ra: åx2 = xq2 + xc2+ xm 2 =4.26 Vậy:Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị trao đổi nhiệt: h2==25.46(m). c . Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt nhập liệu: (m). Với: + l3 : hệ số ma sát trong đường ống. + l3 : chiều dài đường ống dẫn, l3 = 92(m). + d3 : đường kính ống dẫn, d3 = 0.021(m). + åx3 : tổng hệ số tổn thất cục bộ. + v3 : vận tốc dòng nhập liệu trong ống dẫn, v3 = 4(m/s). * Xác định l3 : Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu Re3=224269.52 Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh3===2704.68. + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Ren3===90140.38. Suy ra: Regh2 < Ren2< Re2: khu vực vùng nhám, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): l2 =1/(1.14+2*lg(dtd /e))2 = 0.0299 * Xác định åx3: Hệ số tổn thất của dòng nhập liệu qua: + 22 chỗ ống cong quay ngược: xq3=22.0.7 = 15.4. + 1 lần co hẹp: xc2 = 0.3. + 1 lần mở rộng: xm2 =0.36 Suy ra: åx3 = xq3 + xc3+ xm 3 =16.06. Vậy:Tổn thất đường ống dẫn trong thiết bị gia nhiệt: h3==27.8(m). Chọn : + Mặt cắt (1-1) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn cao vị. + Mặt cắt (2-2) là mặt cắt tại vị trí nhập liệu ở tháp. Ap dụng phương trình Bernolli cho (1-1) và (2-2): z1 + + = z2 + + +åhf1-2 hay z1 = z2 + +åhf1-2 Với: + z1: độ cao mặt thoáng (1-1) so với mặt đất, hay xem như là chiều cao bồn cao vị Hcv = z1. + z2: độ cao mặt thoáng (2-2) so với mặt đất, hay xem như là chiều cao từ vị trí nhập liệu tới mặt đất: z2 = hchân đỡ + hđáy + (Nchưng+1) .(h + dmâm ) = 0.226+0.575 + 13(0.4+0.0064)= 6.0842 (m). + P1 : áp suất tại mặt thoáng (1-1), chọn P1 = 1 at. + P2 : áp suất tại mặt thoáng (2-2). Xem DP=P2 –P1 =Ncất .htl = 37 . 500.71 = 18526.27 (N/m2). + v1 : vận tốc tại mặt thoáng (1-1), xem v1 = 0(m/s). + v1 : vận tốc tại vị trí nhập liệu, v1 = vF = 0.2 (m/s). + åhf1-2 : tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2): åhf1-2 = h1 + h2 + h3 = 0.623+50.92+127.8 = 130.54(m). Vậy: Chiều cao bồn cao vị: Hcv = z2 + +åhf1-2 =6.0842 ++ 130.54 = 138.54(m). Chọn Hcv = 140(m). 2 . Chọn bơm: Lưu lượng nhập liệu: QF = 5(m3/h). Chọn bơm có năng suất là Qb = 5.2 (m3/h).Đường kính ống hút, ống đẩy bằng nhau và bằng 50(mm),nghĩa là chọn ống 38x2. Các tính chất lý học của dòng nhập liệu được tra ở tài liệu tham khảo [4 (tập 1)] ứng với nhiệt độ trung bình t’F = 28 oC: + Khối lượng riêng: rF = 1005.17 (Kg/m3). + Độ nhớt động lực: mF = 0.857.10-3 (N.s/m2). Vận tốc dòng nhập liệu trong ống hút và đẩy: vh = vd = = 1.59(m/s). Tổng trở lực trong ống hút và ống đẩy: hhd = Với: + lh : chiều dài ống hút, chọn lh = 2 (m). + ld : chiều dài ống đẩy, chọn ld = 145 (m). + åxh : tổng tổn thất cục bộ trong ống hút. + åxd : tổng tổn thất cục bộ trong ống đẩy. + l : hệ số ma sát trong ống hút và ống đẩy. * Xác định l: Chuẩn số Reynolds của dòng nhập liệu: Re==634066.64. Theo tài liệu tham khảo [4 (tập 1)], ta có: + Chuẩn số Reynolds tới hạn: Regh===4691.05. + Chuẩn số Reynolds khi bắt đầu xuất hiện vùng nhám: Ren===155001.7. Suy ra: Regh2 < Ren2< Ren: khu vực vùng nhám, khi đó (tài liệu tham khảo [4 (tập 1)]): l2 =1/(1.14+2*lg(dtd /e))2 = 0.026 * Xác định åxh: Hệ số tổn thất cục bộ trong ống hút qua: + 1 lần vào miệng thu nhỏ: xt = 0.2. Suy ra: åxh = xt =0.2. * Xác định åxd: Hệ số tổn thất cục bộ trong ống đẩy qua: + 2 lần uốn góc: xu =2.1.6 = 3.2. Suy ra: åxh = xu =3.2. Vậy:Tổn thất trong ống hút và ống đẩy: hhd ==14.92(m). Chọn : + Mặt cắt (1-1) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn chứa nguyên liệu. + Mặt cắt (2-2) là mặt thoáng chất lỏng trong bồn cao vị. Ap dụng phương trình Bernolli cho (1-1) và (2-2): z1 + + + Hb= z2 + + +åhf1-2 Với: + z1: độ cao mặt thoáng (1-1) so với mặt đất(chọn =2m). + z2: độ cao mặt thoáng (2-2) so với mặt đất. + P1 : áp suất tại mặt thoáng (1-1), chọn P1 = 1 at. + P2 : áp suất tại mặt thoáng (2-2), chọn P2 = 1 at. + v1,v2 : vận tốc tại mặt thoáng (1-1) và(2-2), xem v1=v2= 0(m/s). + åhf1-2 =hhd: tổng tổn thất trong ống từ (1-1) đến (2-2). + Hb : cột áp của bơm. Suy ra: Hb = (z2 – z1) + hhd = (140-2) +14.92 =152.92(m.chất lỏng) Chọn hiệu suất của bơm: hb = 0,8. Công suất thực tế của bơm: Nb = =2722.6(W) = (hp). Tóm lại: Để đảm bảo tháp hoạt động liên tục ta chọn 2 bơm li tâm loại XM vì Qb = 1,2 (m3/h) và rượu là chất không độc hại. CHƯƠNG V : GIÁ THÀNH THIẾT BỊ. I . TÍNH SƠ BỘ GIÁ THÀNH CỦA THIẾT BỊ: Lượng thép X18H10T cần dùng: G1 = 53.m2+ m3+ 2.m4 = 53.1,955 + 531,808 + 2.7,347 = 650,117(Kg). Lượng thép CT3 cần dùng: G2 = Gbích ghép thân + Gbích ghép ống dẫn = 30.18,144 +(2.4..(0,1402-0,0502).0,012 + 2.2. . (0,2052-0,1002) . .0,014). 7850 = 565,498(Kg). Số lượng bulông cần mua: n = 15.20 + 4.5 = 320 (bulông). Thể tích vật liệu cách nhiệt cần dùng: V = p.(Dt + St ).da .H = p.(0,5 + 0,003).0,02.14,5 = 0,4583(m3). Chiều dài ống dẫn: * Ong 25mm: L1= Lb +LTBTĐN +LTBGN +Lnồi đun +LTBnt +LTBln = 13 + 18 + 15 + 91.1,5 + 91.1,5 + 20.2 =359(m)~360(m). * Ong (31-50)mm: L2= Ldẫn + LTBGN +LTBTĐN +l1 = 40 +15 +18 +20 = 93(m) ~ 95(m). * Ong 100mm: chọn ống dẫn hơi ở đỉnh và đáy tháp: L3 = 10(m). Kính quan sát: đường kính là:100(mm), dày 5(mm). S = 2.0,12 = 0,0157(m2). Bộ phận nối cong ống: Những chỗ quay ngược ống ta dùng 2 bộ phận nối ống cong 90o. * Nối ống 25mm: 11.2 + 1 + 2.2 = 27 (cái). * Nối ống (31-50)mm: 10 + 11.2 + 1 = 33 (cái). Vậy: số tiền mua vật tư chế tạo thiết bị là 55394934 (đồng). Tiền gia công chế tạo thiết bị(gia công phức tạp, độ chính xác cao) bằng 500% tiền vật tư: 500%.55394934 = 276974670 (đồng). Tóm lại: Chi phí đầu tư: 55394934 + 276974670 = 332369604 (đồng). Tổng chi phi đầu tư (bao gồm chi phí phát sinh) được chọn là 400 (triệu đồng). Vật liệu Số lượng Đơn gía Thành tiền Thép X18H10T 650,117 (kg) 50000 (đ/kg) 32505850 Thép CT3 565,498 (kg) 10000 (đ/kg) 5654980 Bulông 320 (bulông) 3000 (đ/bulông) 960000 Vật liệu cách nhiệt 0,4583 (m3) 4000000 (đ/m3) 1833200 Ong dẫn 25mm 360 (m) 15000 (đ/m) 5400000 Ong dẫn (31-50)mm 95 (m) 20000 (đ/m) 1900000 Ong dẫn 100mm 10 (m) 40000 (đ/m) 400000 Bộ phận nối 25mm 27 (cái) 30000 (đ/cái) 810000 Bộ phận nối (31-50)mm 33 (cái) 50000 (đ/cái) 1650000 Bơm 2.0,064 (hp) 700000 (đ/hp) 89600 Ap kế tự động 1 (cái) 600000 (đ/cái) 600000 Nhiệt kế điện trở tự ghi 5 (cái) 200000 (cái) 1000000 Lưu lượng kế (<50mm) 2 (cái) 1000000 (đ/cái) 2000000 Kính quan sát dày 5mm 6.0,0157 (m2) 120000 (đ/m2) 11304 Van thép 25mm 5 (cái) 20000 (đ/cái) 100000 Van thép (31-50)mm 8 (cái) 30000 (đ/cái) 240000 Racco nối ống 8 (cái) 30000 (đ/cái) 240000 Tổng cộng 55394934 II . KẾT LUẬN: Sau ba tháng nghiên cứu, em đã tìm hiểu và học tập được các vấn đề: + Thiết kế được tháp chưng cất Etanol – Nước tương đối hoàn chỉnh khi biết trước năng suất, nồng độ nhập liệu và nồng độ, độ thu hồi của sản phẩm đỉnh. + Tính toán tương đối chi tiết quá trình làm việc của thiết bịvà khả năng chịu bền của thiết bị về tính ăn mòn cơ học và hoá học, cũng như điều kiện làm việc của thiết bị. + Sơ bộ tính được chi phí đầu tư ban đầu cho tháp chưng cất. Đặc tính kỹ thuật của thiết bị chưng cất đã thiết kế ứng với các thông số đã cho ban đầu: + Tỉ số hoàn lưu thích hợp: R = 2,973. + Số mâm chưng cất thực tế: 53 mâm. + Đường kính tháp chưng cất: 500 mm. + Đường kính lỗ trên mâm: 3 mm. + Bề dày mâm: 1,8 mm. + Số lỗ trên một mâm: 2716 lỗ. + Trở lực của toàn tháp: 20199,9 N/m2. + Khoảng cách giữa hai mâm: 250 mm. + Chiều cao tháp: 14,5 m. + Thân – đáy – nắp làm bằng thép X18H10T, có bề dày: 3 mm. + Bích ghép thân – đáy – nắp làm bằng thép X18H10T, loại bích liền không cổ. + Bích ghép ống dẫn làm bằng thép CT3, loại bích liền không cổ. + Đường kính ống dẫn chất lỏng: 50 mm. + Đường kính ống dẫn hơi: 100 mm. Ưu và nhược điểm của tháp chưng cất mâm xuyên lỗ được tóm tắt ở phần đầu (chương I, mục I.2). TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] . Võ Văn Ban, Vũ Bá Minh – Quá trình và thiết bị công nghệ hoá học, truyền khối(tập 3) – Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM. [2] . Phạm Văn Bôn, Vũ Bá Minh, Hoàng Minh Nam – Quá trình và thiết bị công nghệ hoá học, Ví dụ và bài tập(tập 10) - Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM. [3] . Phạm Văn Bôn, Nguyễn Đình Thọ - Quá trình và thiết bị công nghệ hoá học, Quá trình và thiết bị truyền nhiệt(tập 5) – Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia TP.HCM. [4] . Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hoá chất (tập 1, 2) – Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [5] . Hồ Lê Viên – Thiết kế và tính toán các chi tiết thiết bị hoá chất – Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật Hà Nội 1978. [6] . Tập thể giảng viên Bộ Môn Cơ Lưu Chất – Giáo Trình Cơ Lưu Chất – Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM.