Đề tài Thiết kế hệ thống nồi đun sôi dịch đường với hoa houblon gia nhiệt kiểu vỏ áo

85 trang vanle 3310

Download

Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Đề tài Thiết kế hệ thống nồi đun sôi dịch đường với hoa houblon gia nhiệt kiểu vỏ áo", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

de_tai_thiet_ke_he_thong_noi_dun_soi_dich_duong_voi_hoa_houb.docx

Nội dung text: Đề tài Thiết kế hệ thống nồi đun sôi dịch đường với hoa houblon gia nhiệt kiểu vỏ áo

BỘ CÔNG THƯƠNG TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHIỆP THỰC PHẨM TP.HCM KHOA CÔNG NGHỆ THỰC PHẨM ĐỒ ÁN MÔN HỌC QUÁ TRÌNH VÀ THIẾT BỊ Đề tài: THIẾT KẾ HỆ THỐNG NỒI ĐUN SÔI DỊCH ĐƯỜNG VỚI HOA HOUBLON GIA NHIỆT KIỂU VỎ ÁO GVHD: Phan Vĩnh Hưng SVTH: Nguyễn Thị Hồng Hạnh 2005130153 Huỳnh Trần Thảo Hiền 2005130210 Lớp: 04DHTP2 TP.HCM tháng 5 năm 2016
LỜI MỞ ĐẦU Bia là một loại đồ uống giải khát rất được ưa chuộng trên thế giới cũng như tại Việt Nam. Được sản xuất từ nguyên liệu chính là Malt đại mạch, hoa Houblon, nước, nấm men, nguyên liệu thay thế khác. Nó có hương vị ngọt nhẹ đặc trưng cho malt, hương thơm và vị đắng dễ chịu của hoa houblon, vì vậy mà người ta rất dể dàng phân biệt nó với các lọai đồ uống khác. Với lớp bọt mịn, bia có tác dụng giải khát rất nhanh. Trong bia có chứa nhiều chất dinh dưỡng như protein, vitamin, chất khoáng và rất tốt cho hệ tiêu hóa, giúp cho cơ thể khỏe mạnh nếu liều dùng thích hợp.Với những đặc tính của mình, bia đã trở thành một loại đồ uống hấp dẫn và được ưa chuộng. Trên thế giới sản lượng bia ngày càng tăng để phục vụ nhu cầu của khách hàng. Là sinh viên chuyên ngành công nghệ thực phẩm, với mong muốn nghiên cứu về công nghệ sản xuất bia, chúng em quyết định chọn đề tài Thiết kế hệ thống nồi đun sôi dịch đường với hoa houblon gia nhiệt kiểu vỏ áo. Em xin cảm ơn thầy Phan Vĩnh Hưng, cũng như các thầy cô trong trường đã truyền đạt kiến thức quý giá để chúng em có thể hoàn thành bài báo cáo này. Mặc dù chúng em đã nỗ lực cố gắng hoàn thành thật tốt, nhưng do thời gian và kiến thức có hạn nên vẫn còn nhiều sai sót mong thầy cô góp ý nhận xét. TP.HCM, Ngày 15 tháng 5 năm 2016
LỜI NHẬN XÉT CỦA GVHD     Chữ ký của giáo viên nhận xét
LỜI NHẬN XÉT CỦA CỦA HỘI ĐỒNG PHẢN BIỆN     Chữ ký của giáo viên nhận xét
MỤC LỤC LỜI MỞ ĐẦU ii LỜI NHẬN XÉT CỦA GVHD iii LỜI NHẬN XÉT CỦA CỦA HỘI ĐỒNG PHẢN BIỆN iv MỤC LỤC v CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN 1 1.1 Nguyên liệu sản xuất bia 1 1.1.1 Malt đại mạch. 1 Yêu cầu của malt trong sản xuất bia 1 1.1.2 Hoa houblon. 1 Thành phần hóa học 2 Các chỉ tiêu kỹ thuật của hoa 3 1.1.3 Nước 4 1.1.4. Nấm men 4 1.1.5 Thế liệu và phụ gia 4 1.1.5.1 Thế liệu 4 1.1.5.2 Phụ gia chất hỗ trợ kỹ thuật 4 1.2 Quy trình công nghệ sản xuất bia. 5 1.2.1 Sơ đồ quy trình công nghệ bia 5 1.2.2. Thuyết minh quy trình. 6 1.2.2.1. Nghiền 6 1.2.2.2. Nấu nguyên liệu 8 1.2.2.3. Lọc dịch đường 10 1.2.2.4. Nấu hoa houblon 11 1.2.2.5. Lắng trong và làm lạnh 12 1.2.2.6. Lên men chính. 12 1.2.2.7. Lên men phụ. 14 1.2.2.8. Lọc trong 15 1.2.2.9. Bão hòa CO2 16 1.2.2.10. Chiết chai 16
1.2.2.11. Thanh trùng. 16 1.2.2.12. Dán nhãn 17 1.3. Quá trình truyền nhiệt và thiết bị đun hoa houblon kiểu vỏ áo 18 1.3.1 Quá trình truyền nhiệt 18 1.3.2 Thiết bị đun hoa kiểu vỏ áo 18 CHƯƠNG 2: TÍNH KẾT CẤU CHO CÁC CHI TIẾT THIẾT BỊ 19 2.1. Chọn kích thước thiết bị thích hợp 19 2.2. Tính bề dày thân thiết bị 20 2.2.1.Tính bề dày lớp thép tiếp xúc với dịch đường (chịu áp suất ngoài). 20 2.2.2.Tính bề dày lớp thép vỏ áo (chịu áp suất trong) 22 2.3. Tính bề dày ống ngưng 24 2.4. Tính kết cấu nắp. 25 2.5.Tính bề dày đáy elip 27 2.5.1.Đáy chịu áp suất ngoài (lớp đáy thép elip tiếp xúc với dịch đường)27 2.5.2.Tính đáy elip chịu áp suất trong (lớp thép tiếp xúc với lớp bảo ôn) 29 2.6.Tính kết cấu chân đỡ thiết bị 31 2.7. Chọn ống dẫn 38 CHƯƠNG 3: TRUYỀN NHIỆT, CÁCH NHIỆT, CÂN BẰNG VẬT CHẤT VÀ NĂNG LƯỢNG 39 3.1.Truyền nhiệt của hơi qua thân trụ 39 3.2. Truyền nhiệt qua đáy elip 45 3.3. Nhiệt lượng, thời gian cần để đun dịch đường đến khi sôi 49 3.4. Tính bề dày lớp bảo ôn thân. 51 3.5. Tính bề dày bảo ôn đáy 56 3.6. Truyền nhiệt qua nắp 58 3.7. Truyền nhiệt qua ống ngưng 61 3.8. Cân bằng vật chất và năng lượng: 64 3.8.1.Tính nhiệt lượng và thời gian cần để đun nóng dịch đường đến sôi 64 3.8.2.Tính lượng hơi đốt cần cung cấp 64 3.8.3.Tính lượng nước bổ sung: 65 3.8.4.Tính lượng nước ngưng lớn nhất để chọn bẫy hơi: 65 3.8.4.1. Hơi ngưng tụ do truyền nhiệt của qua thân trụ 65
3.8.4.2. Hơi ngưng tụ do truyền nhiệt qua đáy elip 71 3.8.4.3. Nước ngưng do truyền nhiệt với thành phía bảo ôn 75 3.8.4.4. Chọn bẫy hơi phù hợp 75 TÀI LIỆU THAM KHẢO 77
CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN 1.1 Nguyên liệu sản xuất bia 1.1.1 Malt đại mạch. Malt đại mạch là nguyên liệu chính dùng để sản xuất bia. Là nguyên liệu chính cung cấp các chất cần thiết để tiến hành lên men, hệ enzyme phong phú chủ yếu là amylaza và proteaza, đồng thời góp phần tạo hương vị, tạo bọt cho sản phẩm. Vỏ malt có ý nghĩa quyết định đến quá trình lọc trong dịch thủy phân. Các thành phần của phôi, nội nhũ vừa là cơ chất chủ yếu (tinh bột, protein, các chất hòa tan, khoáng ) vừa là tác nhân xúc tác thiết yếu (các hydrolase) hay là những thành phần quan trọng trong môi trường chuyển hóa tạo thành sản phẩm. Yêu cầu của malt trong sản xuất bia Malt trong sản xuất bia phải sạch, có mùi thơm đặc trưng của malt, có vị ngọt, có màu vàng sáng đều. Không có mùi lạ, không được mốc và không hôi khói. Yêu cầu kích thước của malt phải đều. Kích thước malt đạt yêu cầu nếu như hạt malt trên sàn 2,8 mm và 2,5 mm chiếm 94%, hạt dưới sàn 2,2 mm không quá 0,5%. Khối lượng riêng của malt trong khoảng 520 ÷ 600 g/l. Độ ẩm không quá 6%. Độ chiết: 75 ÷ 82%. Thời gian đường hóa: 20 ÷ 35 phút, hoạt lực enzyme đạt 100 ÷ 300 đơn vị, hàm lượng tinh bột càng cao càng tốt nhưng hàm lượng protein nằm trong khoảng 9 ÷ 12% nếu cao hơn sẽ bị đục, rất khó bảo quản, nếu thấp hơn bia sẽ kém bọt, vị kém đậm đà. 1.1.2 Hoa houblon. Hoa houblon là nguyên liệu cơ bản quan trọng thứ hai sau malt, nó không thể thiếu trong sản xuất bia, hiện chưa có nguyên liệu nào có thể thay thế được. 1
Hoa houblon góp phần quan trọng tạo ra mùi vị đặc trưng và tăng độ bền sinh học của bia. Nó tạo cho bia vị đắng dịu, hương thơm rất đặc trưng, làm tăng khả năng tạo và giữ bọt, làm tăng độ bền keo và ổn định thành phần sinh học của bia. Thành phần hóa học của hoa gồm nhiều chất khác nhau, những chất có giá trị cho bia là nhựa đắng houblon, các chất tanin và tinh dầu thơm. Trong công nghệ sản xuất bia, người ta chỉ sử dụng hoa cái chưa thụ phấn. Trong cánh hoa và nhị hoa có chứa các hạt lupulin là nguồn gốc chính tạo ra chất đắng và tinh dầu thơm của hoa houblon. Hoa houblon được nhà máy sử dụng dưới 2 dạng: hoa viên và cao hoa. - Hoa viên: hoa houblon sau khi xử lý sơ bộ, được nghiền và ép thành các viên nhỏ, xếp vào các túi polyetylen hàn kín miệng để Hình: Hoa houblon tiện cho việc bảo quản cũng như vận chuyển. cái chưa thụ phấn - Cao hoa: trích ly các tinh chất trong hoa bằng các dung môi hữu cơ (toluen, benzen ), sau đó cô đặc để thu lấy chế phẩm ở dạng cao. Thành phần hóa học Nhựa hoa houblon là thành phần chính và quan trọng của hoa houblon, bao gồm nhựa cứng và nhựa mềm: nhựa mềm gồm có α-nhựa mềm và β-nhựa mềm, trong nhựa mềm gồm các dạng axít đắng là α, β, γ, δ-axít đắng. Vị đắng của bia chủ yếu là do α-axít đắng tạo nên, còn các dẫn xuất của β-axít đắng tạo nên vị đắng hài hoà, dễ chịu. Các chất tanin của hoa houblon là các polyphenol, dễ hoà tan trong nước, dễ bị oxy hoá nên nó bảo vệ nhựa houblon. Trong quá trình nấu bia, hầu hết tanin của hoa houblon liên kết với protein của malt, do đó hàm lượng polyphenol ở trong bia chủ yếu là của malt và chỉ khoảng 10 ÷ 20% là polyphenol của hoa houblon. 2
Tinh dầu hoa houblon là một hỗn hợp phức tạp của các hydratcacbon và nhiều hợp chất chứa oxy dạng tecpen. Tinh dầu houblon không hoà tan trong nước nhưng dễ bay theo hơi nước. Trong quá trình sản xuất khoảng 98% lượng tinh dầu bị bay hơi chỉ còn khoảng 2% tồn tại trong bia. tạo hương thơm cho bia. Trong quá trình bảo quản, tinh dầu sẽ mất dần do bay hơi và bị ôxy hoá. Do đó không dùng hoa cũ để sản xuất bia vì các sản phẩm chuyển hoá của tinh dầu nếu đưa vào bia sẽ làm giảm chất lượng của bia. Các chỉ tiêu kỹ thuật của hoa a. Tiêu chuẩn đối với cao hoa  Chỉ tiêu cảm quan: ‒ Cao hoa có dạng keo, màu vàng hổ phách. ‒ Mùi thơm đặc biệt, dễ bay hơi, dễ nhận mùi. ‒ Vị đắng rõ rệt.  Chỉ tiêu hóa học: ‒ Hàm lượng α- axit đắng: 30%. ‒ Tan hết và có thể tạo kết tủa lắng nhanh khi đun sôi với nước. Hoa thơm rõ rệt, vị đắng dịu. Hoa cao đóng trong các hộp kín, chắc chắn dễ mở, bao bì không làm ảnh hưởng đến chất lượng sản phẩm. Bảo quản hoa cao trong kho lạnh ở nhiệt độ 5 ÷ 10oC. b. Tiêu chuẩn đối với hoa viên  Chỉ tiêu cảm quan ‒ Hoa viên có màu xanh lá mạ. ‒ Mùi thơm đặc biệt, dễ bay hơi, dễ nhận mùi, vị đắng dịu. ‒ Hình dạng: viên đùn, không vỡ vụn.  Chỉ tiêu hóa học ‒ Loại viên có hàm lượng α- axit đắng 8%. ‒ Có khả năng tạo kết tủa lắng nhanh khi đun sôi với nước nha, làm trong nước nha, tạo mùi hoa thơm rõ rệt, vị đắng dịu. Hoa viên được đóng bao bì bền chắc, dễ mở, bao bì không làm ảnh hưởng đến chất lượng hoa. 3
1.1.3 Nước Nước là thành phần chủ yếu của sản phẩm: Nước tồn tại trong bia, không chỉ nhiều về số lượng (trung bình 88 ÷ 92% khối lượng), mà còn có vai trò đặc biệt quan trọng cho các thành phần khác phân tán và tồn tại. 1.1.4. Nấm men Nấm men thuộc nhóm cơ thể đơn bào. Nấm men trong công nghệ sản xuất bia thường là chủng thuộc giống Saccharomyces, gồm nấm men chìm và nấm men nổi: Nấm men nổi: tế bào nấm men mẹ và con sau khi nảy chồi thường dính lại với nhau tạo thành chuỗi tế bào nấm men. Hình dạng chủ yếu là hình cầu hoặc ovan kích thước 7 ÷ 10 micromet. Nấm men chìm: hầu hết các tế bào khi quan sát nảy chồi đứng riêng rẽ hoặc cặp đôi. Nấm men thường dùng để lên men hiện nay là loại nấm men chìm Saccharomyces carlbergensis 1.1.5 Thế liệu và phụ gia 1.1.5.1 Thế liệu Sử dụng nguyên liệu thay thế trong sản xuất bia nhằm mục đích giảm giá thành sản phẩm. Nguyên liệu thay thế có thể sử dụng là nguyên liệu giàu tinh bột hoặc giàu đường thay thế một phần malt. Gạo có chứa rất nhiều tinh bột, protein vừa phải, chất béo và xenlulo ở giới hạn thấp. Do đó gạo là nguyên liệu thay thế khá lý tưởng. Yêu cầu về gạo sử dụng trong sản xuất bia phải sạch, không tạp chất, không mối mọt và lượng amylopectin thấp. 1.1.5.2 Phụ gia chất hỗ trợ kỹ thuật a. Chế phẩm enzyme 4
Nếu trong quá trình sử dụng thế liệu tỉ lệ cao thì cần phải bổ sung chế phẩm enzyme. Enzyme thường sử dụng là Termamyl ( 훼 – amylase) giúp cho việc dịch hóa trong khi nấu dịch đường được dễ dàng. Termamyl là chế phẩm lỏng chịu được nhiệt độ cao và được sản xuất từ vi sinh vật Bacillus lichenifomis, hoạt động tốt ở nhiệt độ thích hợp là 90oC, pH = 6. b. Các loại hóa chất ‒ Sử dụng các loại hóa chất như: ‒ Caramel: tăng độ màu đẹp cho bia. ‒ Acid lactic, điều chỉnh pH cho quá trình nấu. ‒ Acid ascorbic: ức chế vi sinh vật làm biến chất bia. ‒ Acid sunfuric: cho vào lúc hồ hóa gạo, bổ sung H + điều chỉnh pH, xúc tác quá trình hồ hóa, nếu cho quá nhiều bia sẽ bị chua. ‒ ZnCl2 giúp nấm men khỏe. ‒ Dùng xút để rửa chai ‒ Chất trợ lọc: Diatomit. 1.2 Quy trình công nghệ sản xuất bia. 1.2.1 Sơ đồ quy trình công nghệ bia 5
1.2.2. Thuyết minh quy trình. 1.2.2.1. Nghiền a. Mục đích Nhằm để làm giảm kích thước hạt, phá vỡ cấu trúc tinh bột, làm cho nước xâm nhập vào nội nhũ nhanh hơn, thúc đẩy quá trình đường hoá, thuỷ phân tinh bột diễn ra nhanh và triệt để hơn. 6
b.Yêu cầu khi nghiền  Malt Vỏ malt giữ được càng nguyên càng tốt. Nếu giữ nguyên được vỏ malt thì sẽ ngăn chặn được việc chuyển các chất không có lợi từ vỏ vào dịch đường và bia. Mặt khác, vỏ malt càng nguyên càng tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình lọc, nâng cao vận tốc và hiệu suất lọc. Nội nhũ phải được nghiền nhỏ. Tuy nhiên, nếu tỷ lệ bột và tấm mịn, nhất là bột quá cao thì lọc dịch đường sẽ khó khăn và giảm hiệu suất thu hồi. Vì vậy, khi nghiền cần tạo tỷ lệ thích hợp giữa tấm thô, tấm mịn và bột phù hợp với từng loại thiết bị lọc.  Gạo Nghiền càng nhỏ càng tốt, khi đó khả năng tiếp xúc giữa cơ chất và enzyme càng cao, hiệu quả thuỷ phân tinh bột càng triệt để. c. Phương pháp thực hiện Malt được nghiền bằng thiết bị nghiền hai cặp trục và gạo được nghiền bằng thiết bị nghiền búa. Thiết bị nghiền trục (nghiền malt) Cấu tạo Máy nghiền trục (nghiền malt) Nguyên tắc hoạt động 7
Malt được đổ vào phễu và được nghiền sơ bộ ở cặp rulô thứ nhất. Khoảng cách giữa 2 trục nghiền của cặp rulô thứ nhất lớn hơn so với khoảng cách giữa 2 trục nghiền của cặp rulô thứ 2. Sau khi nghiền sơ bộ, bột malt được đưa vào rulô thứ 2 để nghiền tiếp. Thiết bị nghiền búa (nghiền gạo) Cấu tạo Máy nghiền búa (nghiền gạo) 1. Phễu nạp liệu 2. Búa 3. Lưới 4. Đĩa treo 5. Trục quay. Nguyên tắc hoạt động Nguyên liệu được đưa vào máy nghiền búa qua phễu nạp liệu (1). Gạo được nghiền nát nhờ vào lực va đập của búa nghiền (2) vào thành trong của máy nghiền búa. Búa được lắp trên đĩa treo số (4), các búa được treo cách đều nhau. Gạo sau khi được nghiền mịn sẽ đi qua lưới số (3) ra ngoài và được đưa vào bunke chứa. 1.2.2.2. Nấu nguyên liệu a. Mục đích 8
Chuyển các chất có trong nguyên liệu từ trạng thái không hoà tan sang trạng thái hoà tan nhờ tác động của các hệ enzyme thuỷ phân. b. Phương pháp thực hiện Thiết bị Cấu tạo: 1. Ống tháo hơi. 2. Cửa nạp liệu. 3. Cửa nạp hơi. 4. Áo hơi. 5. Cửa thoát hơi ngưng. 6. Cửa tháo liệu. 7. Cánh khuấy. 8. Cửa quan sát. Tiến hành nấu Nồi nấu vỏ áo Sau khi nghiền xong, nguyên liệu nên đem đi nấu ngay vì nếu để lâu bột sẽ bị chua, làm ảnh hưởng đến chất lượng của bán thành phẩm và thành phẩm sau này. Tiến hành nấu theo phương pháp kết hợp với nguyên liệu thay thế chiếm 45%. Tỷ lệ phối trộn nguyên liệu và nước nấu là: Malt : nước = 1 kg : 3 lít Gạo : nước = 1 kg : 4 lít. Nồi gạo: Gạo đã nghiền mịn với 10% bột malt lót (so với tổng lượng gạo) được đem vào phối trộn với nước ấm 37 oC theo đúng tỷ lệ trên. Bổ sung lượng chế phẩm enzyme Termamyl cần dùng vào. Khuấy trộn đều dịch bột trong vòng 10 phút. Sau khi khuấy trộn xong nhiệt độ của nồi nấu hạ xuống còn khoảng 35oC, bổ sung axit lactic để pH hạ xuống còn 5,6 và giảm độ nhớt của dịch. Nâng nhiệt độ của khối nấu lên 66 oC với tốc độ khoảng 10 oC/phút và giữ ở nhiệt độ này 30 phút để hồ hóa tinh bột. Sau đó nâng nhiệt độ khối nấu đến nhiệt độ sôi (khoảng 105 oC) trong 30 phút và giữ sôi 20 phút. Trong suốt quá 9
trình nấu gạo phải khuấy trộn liên tục để tránh cháy ở đáy nồi, vận tốc cánh khuấy khoảng 30÷40 vòng/phút. Nồi malt: Khi nồi gạo đã tiến hành nâng nhiệt đun sôi thì nồi malt cũng bắt đầu cho nước 37 oC vào. Thời gian hòa bột malt và nước trong 10 phút. Bổ o sung CaCl2, lượng và axit lactic vào. Nhiệt độ của khối dịch khoảng 35 C và pH là 5,6. Nâng nhiệt khối nấu lên 52 oC trong vòng 20 phút và giữ ở nhiệt độ này 30 phút để thực hiện quá trình đạm hóa. Hội cháo: Khi nồi gạo đun sôi xong thì quá trình đạm hóa ở nồi malt cũng vừa kết thúc. Tiến hành bơm cháo gạo sang nồi malt để hội cháo, thời gian bơm là 10 phút. Nhiệt độ toàn khối nấu lúc này đạt 63oC, giữ ở nhiệt độ 63oC/30 phút để tạo điều kiện cho enzim β-amylaza thuỷ phân tinh bột. Sau đó, nâng nhiệt độ khối nấu lên 73oC/10 phút và giữ ở nhiệt độ này 30 phút để enzim α-amylaza tiếp tục thuỷ phân tinh bột. Nâng nhiệt độ toàn khối dịch lên 78oC/5 phút rồi sau đó bơm dịch đi lọc. 1.2.2.3. Lọc dịch đường a. Mục đích Dịch đường hoá bao gồm các chất hoà tan và các chất không hoà tan nên cần phải lọc để tách các chất hoà tan ra khỏi các chất không hoà tan. b. Phương pháp thực hiện Lọc dịch đường có 2 giai đoạn: giai đoạn thứ nhất là lọc để tách dịch đường ra khỏi bã, giai đoạn 2: rửa bã để thu nốt phần chất hoà tan còn sót lại trong bã. Trước khi tiến hành lọc, thùng lọc cần được vệ sinh kỹ bằng nước. Cửa tháo bã và các van xả dịch phải đóng chặt. Bơm nước nóng 78˚C vào các ống dẫn dịch để đuổi không khí đồng thời bơm tới đầy khoảng không giữa hai đáy của thùng lọc. Dịch đường từ nồi đường hoá sau khi được trộn đều, được bơm một lần sang thùng lọc, đồng thời hệ thống cào bã hoạt động để dàn đều lớp bã trên mặt đáy giả. Sau khi hết dịch đường hệ thống cánh đảo bã được nâng lên cao. Dịch đường được để yên 20 phút để bã kết lắng tạo thành lớp lọc. Sau đó 10
mở van thu dịch đường, ban đầu dịch đường còn đục nên ta cho hồi lưu trở lại thùng lọc trong khoảng 15 phút đầu. Khi dịch đường bắt đầu trong thì khoá van hồi lưu, dịch đường được đưa ngay sang nồi nấu hoa. Nếu nồi hoa chưa sẵn sàng thì dịch đường được đưa sang nồi trung gian có vỏ bảo ôn chứa tạm. Lúc đầu tốc độ lọc nhanh, về sau tốc độ lọc chậm dần do màng lọc bị bít làm tăng trở lực khi đó cần ngừng quá trình lọc dùng hệ thống cào bã tạo lại lớp màng lọc. Dùng áp kế để kiểm tra tốc độ lọc. Thời gian lọc khoảng 90 phút. Sau đó tiến hành rửa bã. Tiến hành rửa bã gián chia làm 2 lần, nước rửa bã có nhiệt độ 78˚C. Sau khi thu hết dịch đường, khoá van xả dịch: Lần thứ nhất: cấp 60% lượng nước rửa bã. Lần thứ hai: cấp 40% lượng nước rửa bã. Cho cánh khuấy quay để làm tơi lớp bã giải phóng chất tan còn lưu trong bã vào dịch. Để yên 10 phút thì tháo dịch, dịch này cũng được bơm sang nồi hoa với dịch lọc trước đó. Kết thúc quá trình rửa bã hàm lượng đường trong bã còn 0,5 ÷ 1˚Bx. Thời gian rữa bã khoảng 90 ÷ 100 phút. 1.2.2.4. Nấu hoa houblon a. Mục đích Hòa tan và chuyển hóa chất đắng, thơm của hoa houblon để tạo hương vị đặc trưng cho dịch houblon hòa và bia sau này. Đồng thời loại trừ các hợp chất kém bền, tạo ra các sản phẩm làm tăng cường độ màu và hương thơm hấp dẫn, làm tăng nồng độ các chất hòa tan và thanh trùng dịch hoa houblon hóa, chuẩn bị cho quá trình lên men bia. b. Cách tiến hành Tiến hành: Dịch đường và nước rửa bã từ thiết bị lọc chuyển thẳng vào nồi houblon hóa. Khi nước rửa bã chảy vào nồi gần kết thúc thì bắt đầu nâng nhiệt đến sôi và cho toàn bộ lượng cao hoa vào nồi nhằm thu chất đắng. Giữ sôi 30 phút rồi tiếp tục cho 1/2 lượng hoa viên vào. Trước khi kết thúc quá trình houblon hóa khoảng 30 phút thì cho tiếp 1/3 lượng hoa viên còn lại nhằm tạo 11
hương và kết lắng protein. Việc bổ sung hoa chia làm hai lần nhằm mục đích tạo hương tốt hơn cho bia, bởi vì trong quá trìng đun hoa lượng tinh dầu thơm sẽ tổn hao 80-90%. Vì vậy việc bổ sung làm hai lần sẽ giảm tổn thất. Trong quá trình đun sôi thì chỉ số đầu tiên để kết thúc quá trình đun sôi là nồng độ dịch đường, những chỉ số khác là sự có mặt kết tủa của protein và độ trong của dịch đường, tổng thời gian đun sôi là 90 ÷ 120 phút. 1.2.2.5. Lắng trong và làm lạnh a.Mục đích Lắng và tách cặn để làm trong dịch đường. Hạ nhiệt độ của dịch đường đến nhiệt độ lên men. Bão hòa oxy cho dịch lên men. b. Phương pháp tiến hành. Dịch đường đựơc bơm ở độ cao 1/3 so với chiều cao dịch trong thùng và được bơm theo phương tiếp tuyến với thân thùng với vận tốc 12 ÷ 14m/s, tạo một sức đẩy mạnh, lực này tạo ra một xung lực theo phương tiếp tuyến với cột chất lỏng bên trong thùng và làm cho cả cột chất lỏng đó xoay tròn. Nhờ có lực hướng tâm lớn, cặn lắng bị hút vào tâm thùng và lắng xuống đáy.Cặn tập trung ở đáy thùng khi bơm hết dịch được xối nước xả bã ra ngoài. Thiết bị whirlpool có ưu điểm là đảm bảo vô trùng vì dịch đường khi đưa vào thiết bị cũng như ra khỏi thiết bị ở nhiệt độ rất cao (khoảng 90˚C) và thời gian lắng chỉ khoảng 20 phút. Để yên 20 phút rồi dịch đường trong được bơm sang thiết bị là lạnh nhanh, ở đây dịch được làm lạnh đến nhiệt độ lên men là 10˚C, thời gian làm lạnh không vượt quá 1 giờ. Sau khi làm lạnh xong dịch đường được chuyển vào thiết bị lên men, còn cặn ở đáy thùng được dội nước và cho xả ra ngoài. Làm lạnh có thể xuất hiện cặn lạnh. 1.2.2.6. Lên men chính. a. Mục đích 12
Quá trình lên men chính là quá trình chuyển hoá các chất đường và dextrin thấp phân tử trong dịch lên men thành C 2H5OH, CO2 và một số chất hữu cơ khác dưới tác dụng của nấm men: C6H12O6 2C2H5OH + 2CO2 + Q Đồng thời, còn tạo các sản phẩm phụ như: este, axit hữu cơ, rượu bậc cao, aldehit, glyxerin, hoà tan vào dịch lên men tạo thành bia non. b. Tiến hành. Chuẩn bị nấm men Men giống thường sử dụng được nuôi cấy từ chủng Saccharomyces carlsbergensis. Sau đó men giống được bảo quản ở nhiệt độ 5 oC trong tank bảo quản men giống. Thời gian trữ men không quá 1 ngày, sau đó sẽ được chuyển vào tank lên men. Mn sữa sẽ được thu hồi và tái sử dụng : khi kết thúc lên men chính, tiến hành hạ nhiệt độ xuống 5oC để thu hồi men sữa. Lượng men sữa thu được có màu trắng sữa được bảo quản trong tank bảo quản men giống và được tái sử dụng đến đời thứ 8 thì loại bỏ. Tiến hành lên men Với phương pháp lên men cổ điển, dịch đường sau khi làm lạnh được bổ sung không khí sạch (khoảng 8 mg O2/lít dịch đường) đã qua bình lọc bông gòn giữ bụi cơ học và thiết bị khử trùng bằng tia cực tím. Sau đó, cấy nấm men vào với lượng men khoảng 20×106 tế bào/1ml dịch lên men. Việc cấy nấm men vào thẳng ống dẫn dịch lên men có ưu điểm làm cho nấm men phân bố đều toàn khối dịch lên men ban đầu và tạo điều kiện cho chúng sinh trưởng nhanh hơn. Dịch lên men được bơm vào thùng lên men chính trong nhiều lần nhưng chỉ có lần đầu dịch lên men có hoà nấm men, còn những lần sau chỉ châm đầy nước, tạo thời gian cho nấm men hoạt động thích nghi với môi trường. Khi dịch lên men vào đầy thùng thì bắt đầu điều khiển quá trình lên men, theo dõi nhiệt độ, độ đường hằng ngày. Lên men chính được tiến hành trong thiết bị hình trụ bằng thép không gỉ, đáy và nắp hình chỏm cầu, hệ số chứa đầy là 0,8÷0,85. Nhiệt độ lên men chính là 10 oC, áp suất dư trong thiết bị lên men 13
chính là 0,2÷0,4 at. CO2 sinh ra trong quá trình lên men sẽ hoà tan vào bia non một phần. Độ hoà tan của CO2 vào bia sẽ tăng khi nhiệt độ giảm, do đó để đảm bảo lượng CO2 hoà tan trong bia nhiều thì nhiệt độ thời kỳ cuối của quá trình o lên men khoảng 5 C, hàm lượng CO 2 trong bia non phải đạt 0,2 %. Lên men chính được xem là kết thúc khi chất chiết trong dịch lên men giảm đi từ 0,15 ÷ 0,2%/ ngày đêm. Thời gian lên men chính là 9 ngày. 1.2.2.7. Lên men phụ. a. Mục đích. Tiếp tục lên men phần đường còn lại sau lên men chính, bão hoà CO2 cho bia và tăng cường mùi vị cho bia. Thực hiện quá trình chín của bia (hoàn thiện chất lượng bia). Đặc trưng của quá trình lên men phụ là lên men rất chậm với một lượng đường không đáng kể. Cùng một lúc quá trình lên men các chất đường có thể kết thúc song quá trình “chín” của bia vẫn tiếp tục. Quá trình tàng trữ chín và lên men phụ có một ý nghĩa rất lớn hình thành vị, bọt và quyết định độ bền của bia. Một trong những quá trình quan trọng xảy ra khi lên men phụ và tàng trữ bia là sự hòa tan CO2 vào trong bia. CO2 là thành phần chính của bia, giúp bia có khả năng tạo bọt tốt, đồng thời cũng là chất bảo quản ức chế sự phát triển của vi sinh vật. b. Tiến hành Quá trình lên men phụ được tiến hành trong các thùng kín đặt trong phòng lạnh từ 1 ÷ 2oC. Nhiệt độ lên men phụ khoảng 1oC áp suất dư 0,3 ÷ 0,7at. Trong quá trình lên men phụ cần theo dõi áp suất trong thiết bị lên men, mức độ trong của bia, nhiệt độ trong phân xưởng. Bia non được chuyển vào từ đáy thiết bị nhằm giảm sự tạo bọt và giảm mất CO2. Đầu tiên có thể cho bia chảy nhanh nhưng về sau do có sự tạo bọt nên cho bia chảy gián đoạn. Khi bia non đã đầy thùng bắt đầu thải không khí trên 14
bề mặt bia non. Để đảm bảo bia thành phẩm có chất lượng như nhau về màu sắc, mùi vị cũng như thành phần hóa học thì bia non từ một thùng lên men chính có thể chuyển vào nhiều thùng lên men phụ. Quá trình chuyển bia non vào thiết bị lên men phụ có thể tiến hành từ từ và kéo dài 1 ÷ 2 ngày đêm. Tuy nhiên sau 2 ngày đêm thì thùng lên men phụ cần phải chứa đầy bia non nếu không thì dễ bị nhiễm vi sinh vật và sự bão hòa CO 2 khó do sự bốc hơi của nó. Hệ số chứa đầy thùng lên men phụ vào khoảng 0,96 ÷ 0,98. Khi bia chứa đầy thùng thì đóng van điều chỉnh áp suất, tiến hành thải không khí trên bề mặt bia và nâng áp suất đạt theo yêu cầu . Quá trình nâng cao áp suất kéo dài 1-3 ngày kể từ lúc chuyển xong bia non vào. Nếu nâng áp suất quá nhanh thì không khí trên bề mặt bia non sẽ hòa tan vào bia và oxy trong không khí sẽ gây ảnh hưởng xấu đến chất lượng bia thành phẩm. Thời gian lên men phụ là 30 ngày. Sau khi lên men phụ bia được chuyển vào thùng chứa và đem đi lọc. 1.2.2.8. Lọc trong a. Mục đích Bia sau quá trình lên men dù đã qua quá trình tách cặn và xác men nhưng vẫn chứa nhiều nấm men dư thừa và các chất kết tủa khác có nguồn gốc từ quá trình nấu đường hóa và đun hoa hoặc tạo ra từ quá trình lên men. Để có được sản phẩm có độ trong nhất định, tăng tính ổn định và độ bền các thành phần, trạng thái phân tán của các thành phần, giá trị cảm quan và thời gian bảo quản cho bia thành phẩm thì lọc trong là bước đầu tiên của quá trình hoàn thiện sản phẩm. b. Cách tiến hành Bia được lọc bằng thiết bị lọc khung bản với chất trợ lọc là bột diatomit. Ðầu tiên, bột diatomit được trộn cùng với nước vô trùng theo một tỷ lệ nhất định và tạo thành một dung dịch huyền phù, sau đó dung dịch huyền phù được bơm vào máy lọc ép để tạo thành một lớp lọc diatomit trên vải lọc. Nếu bia đi ra còn đục thì phải bơm trở lại thùng phối liệu, bia trong được đưa vào 15
thùng chứa. Áp suất lọc của thiết bị là 1,2÷1,3 at. Nếu vượt quá 3 at thì lớp vải lọc có thể bị rách. 1.2.2.9. Bão hòa CO2 a. Mục đích Tạo điều kiện thuận lợi để hòa tan, nâng nồng độ CO2 có trong bia ở dạng bão hòa, nhằm bù vào lượng CO2 thất thoát trong các quá trình công nghệ, ngoài ra còn giúp ổn định thành phần, chất lượng của bia theo tiêu chuẩn và tăng giá trị cảm quan cho bia thành phẩm. b. Cách tiến hành Sau khi lọc thì hàm lượng CO2 bị giảm. Do đó để khôi phục lại sự bão hoà o CO2 trong bia thì sau khi lọc, bia được giữ trong thùng chứa ở nhiệt độ 0,5÷1 C dưới áp suất của CO 2 là 0,5 at và thời gian tối thiểu là 4 giờ. Hàm lượng CO 2 trong bia thành phẩm phải đạt ít nhất là 0,3% khối lượng. Nếu chưa đạt được hàm lượng CO2 này phải bổ sung CO2 cho bia. 1.2.2.10. Chiết chai Chai đưa vào rót phải có đủ tiêu chuẩn về độ kín, độ nguyên vẹn, về kích thước, độ sạch. Trước khi rót, chai được rửa và sát trùng kỹ bằng nước nóng 75oC và dung dịch NaOH 2% có bổ sung stabilon để làm chai bóng hơn, sau đó chai được làm nguội rồi rótbia vào. Bia rót trong điều kiện đẳng áp để tránh tổn thất CO2 và tránh trào bọt gây tổn thất sản phẩm. Dây chuyền chiết bia được cơ giới hoá hoàn toàn và bao gồm các công đoạn: rửa chai, chiết bia vào chai, đóng nắp chai, kiểm tra độ kín của chai thành phẩm, thanh trùng bia, hoàn thiện sản phẩm. 1.2.2.11. Thanh trùng. a. Mục đích 16
Tiêu diệt các vi sinh vật, vô hoạt các enzyme có trong bia, để ổn định thành phần, chất lượng, làm tăng độ bền sinh học và bảo quản bia. b. Phương pháp thanh trùng bia chai Chế độ nhiệt (thanh trùng Pasteur) có thể được thực hiện theo nhiều phương pháp khác nhau, dựa vào mức độ diệt trùng phân ra tiệt trùng (100 ÷ 120oC) và thanh trùng (60 ÷ 80oC), dựa vào thời điểm thường phân ra thanh trùng toàn khối bia ( trước khi chiết) và thanh trùng bia trong các bao bì ( sau khi chiết). Phổ biến là thanh trùng bia trong các bao bì.  Thanh trùng bia trước khi chiết Cả khối bia sau khi lọc được xử lý nhiệt đến nhiệt độ thanh trùng và thanh trùng bằng thiết bị trao đổi nhiệt (phổ biến là dạng tấm bản). Bia đã được thanh trùng có thể chiết nóng (60 ÷ 70 oC, áp lực làm việc khi chiết 7 ÷ 8 kg/cm2) hay chiết lạnh (nhiệt độ bằng nhiệt độ ban đầu của bia, áp lực làm việc khi chiết ≥ 1,5 kg/cm2) trong điều kiện vô trùng. Chiết lạnh, thiết bị trao đổi nhiệt có thêm các vùng trao đổi nhiệt cần thiết.  Thanh trùng sau khi chiết Các chai, lon, hộp bia được gia nhiệt đến nhiệt độ thanh trùng và thanh trùng bằng tưới hay ngâm nước nóng trong thiết bị làm việc liên tục kiểu băng chuyền (máy hấp) hay gián đoạn trong các ngăn buồng (tủ hấp). 1.2.2.12. Dán nhãn. Chai bia được thao tác qua các bộ phận của máy xì khô để thổi sạch nước bám trên thành và nút chai. Tiếp đó tiến hành dán nhãn và dán bịt giấy bạc ở đầu chai. Chai được xếp vào két bia rồi được chuyển vào kho hoặc đi tiêu thụ. 17
1.3. Quá trình truyền nhiệt và thiết bị đun hoa houblon kiểu vỏ áo 1.3.1 Quá trình truyền nhiệt Quá trình truyền nhiệt là quá trình truyền năng lượng nhiệt từ vị trí này đến vị trí khác trong cùng một pha lưu chất hoặc từ pha này sang pha khác thông qua bề mặt trao đổi nhiệt của thiết bị. Quá trình đun hoa houblon làm việc theo quá trình truyền nhiệt không ổn định, dịch đường cấp vào và đun đến sôi đến 100 độ C rồi giữ nhiệt 1 giờ, trong quá trình sôi hoa houblon được cho vào chiết chất đắng và hương thơm. 1.3.2 Thiết bị đun hoa kiểu vỏ áo a. Cấu tạo b. Nguyên lí hoạt động của nồi gia nhiệt vỏ áo sử dụng hơi nước bão hòa: Hơi nước bão hòa đi trong vỏ áo truyền nhiệt làm nóng dung dịch trong nồi, hơi nước trong vỏ mất nhiệt ngưng tụ đi ra qua ống bên dưới Ưu điểm của thiết bị nồi vỏ áo so với các thiết bị đun hoa khác: cấu tạo đơn giản, dễ chế tạo, dễ vệ sinh, sửa chữa. 18
CHƯƠNG 2: TÍNH KẾT CẤU CHO CÁC CHI TIẾT THIẾT BỊ 2.1. Chọn kích thước thiết bị thích hợp Chọn kích thước thân trụ trong: chiều cao thân trụ: Ht=1400mm; đường kính trong thân trụ: Dt=960mm 1400 Tỉ lệ 푡 = = 1,458 ( nằm trong khoảng 1,2-1,5 nên phù hợp) 푡 960 Đáy elip có đường kính trong bằng đường kính thân trụ D=960mm, chọn chiều cao gờ: h=25mm Độ sâu của đáy: Hđ=240mm (Đáy tiêu chuẩn Hđ=0,25.D) Nắp nón có đường kính đáy lớn D = 960mm, chiều cao gờ nón 40mm, đường kính đáy bé d=150mm ( bằng đường kính chọn của ống ngưng hơi), chọn chiều cao nón H=240mm góc ở đỉnh nón gần bằng 120o, góc hợp bởi mặt nghiêng của nón và mặt phẳng nằm ngang gần bằng 30o Thể tích thực của nồi là: 푡 =Vthân+Vnắp+Vđáy = . 0,962.(1,4+0,025+0,04)+ .0,24. 2 2 푡 4 3 (0,486 + 0,075 +0.486.0,075) 2 + . 0,482.0,24 3 3 푡 =1,24615(m ) Thể tích dịch đường là 10hl=1m3 1 Hệ số chứa đầy là : = =0,8025( trong khoảng 0,7-0,85 phù hợp) 푡 1,24615 1 ― 2 .0,482.0,24. 3 Chiều cao của mực chất lỏng trong nồi: 0,24 + = 1,4616 ( ) .0,962 4 Chọn chiều cao của đỉnh vỏ áo đến đáy nồi là 1,4 (m) ( chiều cao của mực chất lỏng cao hơn chiều cao của vỏ áo toàn bộ hơi trong vỏ áo đều trao đổi nhiệt với dịch đường) 19
Chiều cao của lớp vỏ áo hình trụ ( tính luôn gờ đáy elip): 1400-240=1160 (mm) 2.2. Tính bề dày thân thiết bị 2.2.1.Tính bề dày lớp thép tiếp xúc với dịch đường (chịu áp suất ngoài). Dựa vào công thức 5.14, trang 98, [3]. Bề dày tối thiểu của thân tiếp xúc với dịch đường chịu áp suất ngoài : 0,4 S’= 1,18.D. 푃푛 . 퐿 푡 Trong đó: D =960 mm: là đường kính thân (đường kính trong). 푃푛: áp suất ngoài tính toán: 2 푃푛 = 푃Đ ― 푃 = 3 ― 1 = 2 (at) = 0,1962 (N/mm ). 1at = 9,81.104 N/m2 = 0,0981 N/mm2. 푡: môđun đàn hồi của vật liệu thân ở nhiệt độ làm việc lấy ở 132,9 oC, đơn vị (N/mm2) Tra bảng 2-12, trang 34, [3] ta có: toC Thép austenit 20 2,05.105 400 1,82. 105 Dựa theo cách tính nội suy ta có: 132,9=1.98 .105 (N/mm2) L là chiều dài tính toán của thân (cách tính dựa vào trang 98, [3]) 1 1 L = H + t 3.( đá + 푛ắ ) = 1,4 + 3 . (0,24 + 0,24) = 1,56 (m) = 1560(mm) 20
0,4 S’= 1,18.960. 0,1962 . 1560 = 5,4564 (mm) 1,98.105 960 Bề dày thực của thân: Dựa vào công thức 5.9, trang 96, [3] ta có: S = S’ + C Trong đó: C = Ca + Cb +Cc + Co = 1 + 0,6 + 0,94= 2,54 (mm) Ca = 1 mm: hệ số bổ sung do ăn mòn hóa học (sử dụng cho 10 – 15 năm). Cb = 0 mm: hệ số bổ sung do bào mòn cơ học Cc = 0,6 mm: hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo (tra bảng XIII.9, trang 364, [2]). Co: hệ số quy tròn : 0,94 mm. S = 5,46 + 2,54= 8 (mm). Kiểm tra điều kiện (5.15), trang 99, [3]: 2.(푆 ― Ca) 퐿 1560 1,5. = 1,5. 2.(8 ― 1) = 0,181 = 1,625 2.(푆 ― Ca) 2.(8 ― 1) 푡 (Thỏa mãn điều kiện) Kiểm tra điều kiện (5.16), trang 99, [3] 퐿 1560 = = 1,625 푡 960 푡 3 5 3 2.(푆 ― ) 1.98 .10 2.(8 ― 1) 0,3. 푡 . = 0,3. . = 0,453 휎 231 푡 960 퐿 푡 3 2.(푆 ― ) > 0,3. 푡 . (Thỏa mãn điều kiện). 푡 휎 푡 Trong đó: 푡 ∗ 2 휎 = [휎] .푛 = 140.1,65 = 231 (N/mm ) (CT 1-3, trang 13,[3]) 21
2 푛 : hệ số an toàn khi áp suất dư trong thiết bị Pn= 0,1962 (N/mm ). 1560 960 960 (thỏa mãn điều kiện). 2.2.2.Tính bề dày lớp thép vỏ áo (chịu áp suất trong). Thân chịu áp suất trong là: 2 푃 = 푃 Đ ― 푃 = 3 ― 1 = 2 ( 푡) = 0,1962 ( ) Lấy áp suất tính toán bằng với áp suất làm việc, do đó: 2 푃푡 = 푃 = 0,1962( ) Nhiệt độ hơi trong vỏ áo là 132,9 oC (tra bảng I251, trang 315, [1] ở áp suất hơi đốt 3at) Nhiệt độ dùng tính toán: 푡푡푡 = 132,9 + 20 = 152,9 (℃).(thép có bọc cách nhiệt). Theo hình 1.2, trang 16, [3], ta có ứng suất cho phép tiêu chuẩn của vật liệu thép X18H10T ở 푡푡푡 là: 휎∗ = 138 / 2 Vì vỏ áo có bọc lớp cách nhiệt nên chọn: η = 0,95 (hệ số hiệu chỉnh) Ứng suất cho phép của vật liệu là: 휎 = η.휎∗ = 0,95.138 = 131,1 ( 2) 22
Xét: 휎.휑 131,1.0,95 = = 634,79 > 25 푃푡 0,1962 Khi đó theo công thức 5-3, trang 96, [3]: Bề dày tối thiểu của lớp thép vỏ áo được tính bằng: 푃. 푡 0,1962.1076 푆′ = = = 0,85 2.[휎].휑ℎ 2.131,1.0,95 Trong đó: 푆′: bề dày tối thiểu của lớp thép vỏ áo (mm) 푡: đường kính trong của vỏ áo được tính như sau: 푡 = 푡 표푛 푡ℎâ푛 푡. ị + 푆푡ℎâ푛.2 + 푆á표 ℎơ푖.2 = 960 + 8.2 + 50.2 = 1076 ( ) 휑ℎ = 0,95: hệ số bền mối hàn (tra bảng XIII8, trang 362, [2]) Bề dày thực S 푡 = 1076 ( ) 푆 푖푛 = 4 > 0,85 ( ) Chọn 푆′ = 푆 푖푛 = 4 ( ) (Theo bảng 5.1, trang 94, [3]) Theo công thức 1-10, trang 20 ta có hệ số bổ sung bề dày: = + + + 표 = 1 ( ): hệ số ăn mòn hóa học thiết bị làm việc trong 10-15 năm. = 0: vật liệu được xem là bền cơ học. = 0,4 ( ): hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo (tra bảng XIII.9, trang 364, [2]). 표 = 0,6 ( ) : hệ số quy tròn. Bề dày của lớp thép vỏ áo là: 푆 = 푆′ + = 4 + 2 = 6 ( ) Kiểm tra bề dày lớp thép của vỏ áo: 23
Áp dụng công thức 5-10, trang 97, [3]: 푆 ― 6 ― 1 = = 0,00284 0,1962 2(푡ℎỏ ã푛) Vậy bề dày của lớp thép vỏ áo là: 푆 = 6 ( ). 2.3. Tính bề dày ống ngưng Chọn đường kính trong ống ngưng là 15 cm, bề dày tối đa là 2 mm. Xác định bề dày tối thiểu của ống ngưng. Do áp suất bên trong lẫn bên ngoài ống ngưng bằng áp suất khí quyển nên ống ngưng không chịu áp suất trong hay ngoài, ta xét tác dụng của lực nén chiều trục do trọng lượng của ống ngưng gây ra cho đầu dưới của ống ngưng. Ta chọn ống ngưng có kích thước: đường kính trong 푡 = 150 mm, chiều cao H = 3 m, bề dày 훿 = 2 . Khi đó trọng lượng của ống ngưng là: P = m.g = 휌. . = 휌. . 2 ― 2 . . = 7,9.103. .(0,1542 ― 0,152 .3 4 2 1 4 .9,8 = 221,82 ( ) Ta kiểm tra lại độ bền bề dày đã chọn bằng công thức tính bề dày tối thiểu 5- 37, trang 104 , [3]. Ta xét lực tính toán bằng trọng lượng ống ngưng có kích thước: đường kính trong 푡 = 150 mm, chiều cao H = 3 m, bề dày 훿 = 2 . 푃 푆′ = . .[휎푛].휑 Trong đó: P = 221,82 ( ): áp suất tính toán. 24
D = 150 (mm): đường kính trong của ống ngưng. ∗ 2 o [휎푛] = [휎푛] = 143 ( ): ứng suất cho phép khi nén tại 100 C của thép X18H10T (Hình 1.2, trang 16, [3]). 휑: hệ số làm giảm ứng suất cho phép khi uốn dọc, chọn 휑 = 0,1 (dựa vào hình 5.3, trang 104, [3], ta chọn 휑 nhỏ nhất của thép X18H10T để có bề dày 푆′ lớn nhất). 221,82 푆′ = = 0,0329 ( ) < 2 ( ) .150.143.0,1 Vậy bề dày của ống ngưng bằng 2 (mm) là thỏa mãn (tính cho sử dụng 10- 15 năm). 2.4. Tính kết cấu nắp. Nắp có áp suất tuyệt đối trong và ngoài gần như là áp suất khí quyển nên ta xét lực nén chiều trục do trọng lượng của ống ngưng tác dụng lên nắp. Ta có lực tính toán nén đáy P = 221,82 (N) ( trọng lượng của ống ngưng) Chọn bề dày nắp là S = 2 (mm), = 1 ( ), 푆 ― = 1 ( ) Ta kiểm tra độ bền nén chiều trục của nắp: Ta có: 4.푃 푃푛 = 2 (suy ra từ công thức 6 ― 27, trang 133, [3]) . 푛 4.221,82 푃 = = 2,965.10―4 ( 2) = 296,49 ( 2) 푛 .9762 Áp dụng công thức 6 ― 28, trang 133, [3], ta có lực nén chiều trục cho phép. 푡 2 2 [푃] = .퐾 . .(푆 ― ) .cos 훼 Trong đó: 25
퐾 : phụ thuộc vào tỉ số (dựa vào công thức 5-33 đến 5-34, trang 103, 2.(푆 ― ) [3]. D được tính bằng công thức 6-30, trang, trang 133, [3]. 0,9. 푛 + 0,1. 푛1 0,9.976 + 0,1.154 = = = 1787,6 ( ) cos 훼 cos 60° 1787,6 = = 893,8 > 250 2.(푆 ― ) 2.1 퐾 = 푞 công thức 5-36, trang 103, [3]. Dựa vào bảng: 500 1000 2.(푆 ― ) 푞 0,118 0,08 Nội suy ta có giá trị 푞 ứng với = 893,8 là: 푞 = 0,08807 = 퐾 2.(푆 ― ) 푡 là mođun đàn hồi của vật liệu làm nắp ở nhiệt độ tính toán, tra bảng 2-12, trang 34, [3] tra tại nhiệt độ 100oC (cột thép austenit) nội suy ta có: 100 2,05.105 ― 1,82.105 = 2,05.105 ― .(100 ― 20) = 2,0016.105 380 ( 2) 훼 = 60° [푃] = .0,08807.2,0016.105.12.( cos 60)2 = 13845 ( ) > 221,82 ( ) (푡ℎ표ả ã푛) Kiểm tra áp suất ngoài cho phép: Dựa vào công thức 5-16, trang 99, [3] ta có: 26
퐿 푡 3 2.(푆 ― ) > 0,3. 푡 . 휎 퐿 240 = = 0,134258 1787,6 푡 3 2,0016.105 3 2.(푆 ― ) 2.1 ―3 0,3. 푡 . = 0,3. . = 9,524.10 휎 143.1,65 1787,6 Thỏa mãn điều kiện 5-16 Trong đó: 푡 ∗ 2 휎 = [휎] .푛 = 143.1,65 = 235,95 ( ): giới hạn chảy của vật liệu tính toán làm nắp ở nhiệt độ tính toán, 푛 = 1,65 (tra bảng 1-6, trang 14, [3]. L = 240 mm: là chiều cao nắp nón. Do vậy áp dụng công thức 5-19, trang 99, [3] tính áp suất ngoài cho phép [푃푛]: 2 푡 푆 ― 푆 ― [푃 ] = 0,649. 푡. . . ≥ 푃 푛 푛 퐿 푡 [푃푛] 2 1787,6 1 1 = 0,649.2,0016.105. . . = 7,1615.10―3( 240 1787,6 1787,6 2) 2 2 = 7161,5 ( ) > 푃푛 = 296,49 ( ) (푡ℎỏ ã푛) Vậy bề dày 푆 = 2 ( ) thõa mãn bền cho nắp. 2.5.Tính bề dày đáy elip 2.5.1.Đáy chịu áp suất ngoài (lớp đáy thép elip tiếp xúc với dịch đường) Đáy elip tiếp xúc với dịch đường làm việc ở áp suất tính toán là: 2 푡푡 = 푃Đ ― 푃 = 3 ― 1 = 2 (at) = 0,1962 N/mm . Chọn bề dày đáy bằng bề dày thân trụ chịu áp suất ngoài: 훿đá = 8 ( ). 27
Tỉ số bán kính cong ở mặt trong 푅푡 ở đỉnh đáy nắp với chiều dày S: 푅푡 960 = = 120 푆 8 Trong đó: 2 2 푡 960 푅푡 = = = 960 ( ) 4.ℎ푡 4.240 푆đá = 8 ( ). 0,15. 푡 0,15.1,98.105 푡 = = 183,67 .휎 0,7.231 Trong đó: 푡 là mođun đàn hồi của vật liệu làm đáy ở nhiệt độ tính toán tra bảng 2-12, trang 34, [3] tra tại nhiệt độ 132,9 oC (cột thép austenit) nội suy ta có: 132,9 2,05.105 ― 1,82.105 = 2,05.105 ― .(132,9 ― 20) = 1,98.105 380 ( 2) 푡 휎 = 푡 : là tỉ số giới hạn đàn hồi của vật liệu làm đáy với giới hạn chảy của nó ở 휎 nhiệt độ tính toán, đối với thép không gỉ x = 0,7. 푡 ∗ 2 휎 = [휎] .푛 = 140.1,65 = 231 ( ): giới hạn chảy của vật liệu ở 132,9 oC. Khi: 푡 푅푡 0,15. < 푡 푆 .휎 Thì áp suất ngoài cho phép [ 푛] được tính theo công thức 6-13, trang 127, [3]: 28
2.[휎푛].(푆 ― ) [ 푛] = 훽.푅푡 Trong đó: 2 [휎푛] = 140 ( ): ứng suất nén cho phép của vật liệu X18H10T ở 132,9 oC. 푡 푡 .(푆 ― ) + 5. .푅푡.휎 훽 = 푡 푡 .(푆 ― ) ― 6,7. .푅푡.(1 ― ).휎 1,98.105.7 + 5.0,7.960.231 = = 2,0132 1,98.105.7 ― 6,7.0,7.960.(1 ― 0,7).231 2.140.7 2) 2) [ 푛] = 2,0132.960 = 1,01414 ( > 푡푡 = 0,1962 ( (푡ℎỏ ã푛) Vây bề dày của đáy thép elip tiếp xúc với dịch đường là 8 (mm). 2.5.2.Tính đáy elip chịu áp suất trong (lớp thép tiếp xúc với lớp bảo ôn) Bề dày tối thiểu của thành nắp được xác định dựa vào công thức trang 126,[3]: [휎] .휑 ℎ Trong đó: = 0,1962 ( 2): áp suất tính toán trong thiết bị. [휎]:ứng suất cho phép khi kéo của vật liệu làm đáy. [휎] = [휎]∗.푛 = 138.0,95 = 131,1( 2) (có bọc cách nhiệt n=0,95) 휑ℎ = 0,95 : hệ số bền mối hàn, (tra bảng XIII8, trang 362, [2]) Khi: [휎] 131,1 .휑 = .0,95 = 634,79 > 25 ℎ 0,1962 29
Thì bề dày tối thiểu của lớp thép vỏ áo được tính bằng công thức 6-9 trang 126,[3]: .푅푡 푆′ = 2.[휎].휑ℎ Trong đó: 푆′: bề dày tối thiểu của lớp thép vỏ áo (mm) 2 2 푡 1076 푅푡 = = = 971,29 ( ) 4.ℎ푡 4.(240 + 8 + 50) 푡: đường kính trong của vỏ áo được tính như sau: 푡 = 푡 표푛 푡ℎâ푛 푡. ị + 푆푡ℎâ푛.2 + 푆푣ỏ á표.2 = 960 + 8.2 + 50.2 = 1076 ( ) 휑ℎ = 0,95: hệ số bền mối hàn (tra bảng XIII8, trang 362, [2]) 0,1962.971,29 푆′ = = 0,765 2.131,1.0,95 Dựa vào công thức 5-9, trang 96, [3]: 푆 = 푆′ + = + + + 표 = 1 + 0 + 0,12 + 1,115 = 2,235 ( ) = 1 ( ): hệ số ăn mòn hóa học thiết bị làm việc trong 10-15 năm. = 0: vật liệu được xem là bền cơ học. = 0,12 ( ): hệ số bổ sung do sai lệch khi chế tạo (tra bảng XIII.9, trang 364, [2]). 표 = 1,115 ( ) : hệ số quy tròn. Bề dày của lớp thép vỏ áo ở đáy là: 푆 = 푆′ + = 0,765 + 2,235 = 3 ( ) Kiểm tra bề dày lớp thép của vỏ áo đáy: Áp dụng công thức 6-10, trang 126, [3]: 30
푆 ― 3 ― 1 = = 1,859.10―3 0,1962 2(푡ℎỏ ã푛) Vậy bề dày của lớp thép vỏ áo đáy là: 푆 = 3 ( ). 2.6.Tính kết cấu chân đỡ thiết bị Được làm bằng thép CT3. Chọn số chân đỡ là 4, kiểu IV/436/sổ tay QTTB tập 2 - Khối lượng chân đỡ cần chịu: m = mtb + mdd - Tổng khối lượng thép làm thiết bị: mtb = mống ngưng +mđáy + mnắp + mthân + mvỏ áo+ m bảo ôn+ m inox bọc ngoài Trong đó: 3 Khối lượng riêng của thép không gỉ X18H10T là ρ 1 = 7900kg/m (Sổ tay tập 2, bảng XII.7, trang 313). 3 Khối lượng riêng của thép CT3 là ρ2 = 7850kg/m (Sổ tay tập 2, bảng XII.7, trang 313). Khối lượng riêng của lớp bông thủy tinh 32 kg/m3 ( dựa vào [7]) Khối lượng ống ngưng Ống được làm bằng thép không gỉ X18H10T. Chiều cao: H = 3000 (mm) 푡 = 150 ( ): đường kính trong ống ngưng 훿 = 2 ( ) 푛 = 150 + 2.2 = 154 ( ) Thể tích thép làm ống ngưng hình trụ 31
2 2 2 2 ―3 3 Vống ngưng= 4. .( 푛 ― 푡 ) = 4.3.(0,154 ― 0,15 ) = 2,865.10 ( ) Khối lượng thép làm ống ngưng ―3 mống ngưng = 휌1. ố푛 = 7900. 2,865.10 = 22,634 ( ). Khối lượng nắp nón Nắp hình nón được làm bằng thép không gỉ mã hiệu X18H10T 0 Nắp hình nón tiêu chuẩn có góc đỉnh 60 , có gờ cao hg =40 (mm) 푅푛 = 488 (mm): bán kính ngoài của đáy lớn nắp nón S= 2 (mm): độ dày bán kính trong của đáy lớn nắp nón là: 푅푡 = 486 ( ) 푛 = 77 (mm): bán kính ngoài của đáy nhỏ nắp nón. 푡 = 75 ( ): bán kính trong của đáy nhỏ nắp nón. ℎ = 240 ( ): chiều cao của nắp nón. Thể tích thép làm nắp nón là: 1 V = 2 2 2 2 + 2 n 3. .ℎ. (푅푛 + 푛 + 푅푛. 푛) ― (푅푡 + 푡 + 푅푡. 푡) 4 .ℎ = .0,24 3 . 2 2 2 2 (0,488 + 0,077 + 0,488.0,077) ― (0,486 + 0,075 + 0.486.0,075) + 4 (0,9762 ― 0,9722).0,04 = 1,094.10―3 -3 Khối lượng thép làm nắp hình nón là là m n =1,094.10 .7900 = 8,6426 (kg) Khối lượng thân thiết bị Thân hình trụ, được làm bằng thép không gỉ X18H10T Đường kính trong của thân Dt = 960 (mm) Độ dày là S = 8 (mm) Đường kính ngoài của thân là Dn = Dt+2.S= 960+2.8= 976 mm = 0,976 (m) 32
Chiều cao của thân là Ht =1400 (mm) Thể tích thép làm thân thiết bị hình trụ: 2 2 2 2 3 Vt = 4( 푛 ― 푡 ) 푡 = 4 (0,976 – 0,96 ).1,4= 0,034 (m ) Khối lượng thép làm thân trụ :mt = 휌푡. 푡= 7900. 0,034 = 268,6 (kg) Khối lượng đáy ellipse tiêu chuẩn Đáy ellipse được làm bằng thép không gỉ X18H10T Đáy ellipse tiêu chuẩn có: D t = 960 (mm): đường kính đáy trong S= 8 (mm): bề dày đáy Dn = 976 (mm) Ht = 240 (mm) Hn= 240 +8 = 248 (mm) h g = 25(mm): chiều cao của gờ Thể tích thép làm đáy thiết bị (có tính gờ): 2 2 2 2 Dn Dt Vđ = .ℎ . + . .( .H ― . ) 4 ờ 3. 2 푛 2 푡 2 = .0,025.(0,9762 ― 0,962) + . .(0,4882.0,248. ― 0,482.0,24) = 8,49. 4 3 10―3 ( 3) -3 Khối lượng thép làm đáy ellipse là: mđ = 8,49.10 .7900 = 67,071 (kg) Khối lượng của lớp thép vỏ áo ở thân và đáy  Khối lượng của lớp thép vỏ áo ở thân. Lớp thép vỏ áo có: Đường kính của lớp vỏ áo: 푣 = 976 + 50.2 = 1076 ( ) 훿 = 6 : bề dày của lớp vỏ thép = 1,135: chiều cao lớp vỏ áo ở thân trụ 33
2 Diện tích hình trụ: 푆푣 = . .ℎ = .1,076.1,135 = 3,837 ( ) Thể tích của lớp thép vỏ áo thân: ―3 3 푣 = 푆푣.훿 = 3,837.0,006 = 23,022.10 ( ) Khối lượng của lớp thép vỏ áo thân: ―3 푣 = 23,022.10 .7900 = 181,874 ( )  Khối lượng của lớp thép vỏ áo ở đáy dạng ellipse: Lớp thép vỏ áo ở đáy có bề dày: 훿 = 3 ( ) Đường kính trong vỏ thép đáy: 푡 = 976 + 50.2 = 1076( ) Đường kính ngoài vỏ thép đáy: 푛 = 1076 + 3.2 = 1082( ) Chiều cao lớp vỏ đáy trong: 푡 = 240 + 8 + 50 = 298 ( ) Chiều cao lớp vỏ đáy ngoài: 푛 = 240 + 8 + 50 + 3 = 301 ( ) Thể tích lớp vỏ đáy hình ellipse: 2 2 2 2 Dn Dt π.dgờ V’vỏ đáy = (H . ― H . ) + .h 3 n 2 t 2 4 gờ 2.π 2 2 .(1,0822 ― 1,0762) = . 0,301. 1,082 ― 0,298. 1,076 + .0,025 3 2 2 4 = 4,114.10―3 ( 3) Khối lượng của lớp thép vỏ áo dạng elip: ―3 đ푣 = 4,114.10 .7900 = 32,497( ) Khối lượng của lớp cách nhiệt bằng bông thủy tinh của thân và đá:y ( lưu ý bề dày lớp cách nhiệt được tính ở chương 3, mục 3.4 và 3.5)  Thể tích lớp cách nhiệt ở thân Lớp cách nhiệt dày S = 50 mm. 34
3 Khối lượng riêng của lớp bảo ôn bằng bông thủy tinh : ρ3= 32 kg/m (dựa vào [7]) Đường kính trong của lớp cách nhiệt: Dt= 960 + 8.2+50.2+6.2= 1088 (mm) Đường kính ngoài của lớp cách nhiệt là: Dn= Dt+2.S=1088+2.50=1188 (mm) Chiều cao của thân là H=1400mm Ở phần thân gần nắp không có vỏ áo: h= 234mm, lớp bảo ôn được gấp lại tạo bề dày 100mm Thể tích lớp cách nhiệt ở thân là: 2 2 .(1,1882 ― 1,0882) V = π.(dn ― dt ). H= . (1,4+0.234).= 0,292 m3 bảo ôn 4 4 Khối lượng của lớp cách nhiệt thân là: m bảo ôn =휌3.Vbảo ôn = 32.0,292 =9,344 (kg)  Thể tích lớp cách nhiệt ở đáy Đường kính đáy trong của lớp cách nhiệt là: Dt =960+8.2+50.2+3.2= 1082 (mm) Chiều cao của lớp đáy trong: Ht = 240+8+50+3= 301 (mm) Lớp cách nhiệt dày S =50 mm Đường kính ngoài của lớp cách nhiệt ở đáy là: Dn=Dt+2.S=1082+2.50=1182 (mm) Chiều cao của lớp đáy ngoài: Hn = Ht + 50 = 351 (mm) Lớp gờ có hgờ= 25 (mm) Thể tích lớp bông thủy tinh bảo ôn đáy là: 35
2 2 2 2 Dn Dt π.dgờ Vbảo ôn đáy = (H . ― H . ) + .h 3 n 2 t 2 4 gờ 2.π 2 2 .(1,1822 ― 1,0822) = . 0,351. 1,182 ― 0,301. 1,082 + .0,025 3 2 2 4 = 0,077 ( 3) Khối lượng của lớp bông thủy tinh làm lớp cách nhiệt đáy là: mbảo ôn = ρ3. Vbảo ôn đáy = 32.0,077= 2,464 (kg) Khối lượng lớp thép ngoài cùng ở thân và đáy  Thể tích lớp thép ngoài cùng làm thân thiết bị: Đường kính trong là Dt =1188 (mm) Độ dày 훿 = 1 ( ) Dn =1188+2.1 = 1188+2= 1190 (mm) Chiều cao của thân là H= 1400mm .( 2 ― 2 ) .(1,1902 ― 1,1882) V = 푛 푡 . H = .1,4 = 5,229.10-3(m3) inox 4 4 -3 Khối lượng inox làm thân là: minox= Vinox.ρ4= 5,229.10 .7900 = 41,30 (kg)  Thể tích inox làm đáy thiết bị Đường kính trong của lớp inox là Dt =1182 (mm) Độ dày 훿 = 1 ( ) Dn =1182+2. 훿 = 1182+1.2 = 1184 (mm) Chiều cao của đáy trong Ht = 351 (mm) Hn = 351+1=352 (mm) 2 V’ = 푛. 푛. - 푡. 푡.H ) inox 3 ( 2 2 Hn 2 2 t 2. 1,184 1,184 1,182 1,182 = ( 1,604.10-3 kg 3 2 . 2 .0,352 ― 2 . 2 .0,351) = -3 Khối lượng inox làm đáy là m’ inox=ρ4. V’inox= 7900. 1,48.10 = 12,67 kg (khối lượng phần gờ quá nhỏ ta có thể bỏ qua) Tổng khối lượng thép làm thiết bị: mtb = mống ngưng +mnắp + mthân + mđáy + mvỏ áo (đáy+thân)+ m bảo ôn(đáy + thân) +minox(đáy +thân) 36
=22,634+8,6426+268,6+67,071+(181,874+32,497)+(9,344+2,464) +(41,3+12,67 ) = 647,097 (kg) Khối lượng dịch đường 1000 (l ) ở 65oC chứa trong thân thiêt bị hình trụ: đ = .휌 = 1.1019,2 = 1019,2 ( ) 0 3 ρ2:khối lượng riêng dịch đường ở 65 C; kg/m Nội suy từ bảng: toC 휌 ( 3) 64 1019,8 66 1018,6 3 Ta có: 휌65℃ = 1019,2 ( ) V: thể tích dịch đường ,m3 Khối lượng tổng của thiết bị và dung dịch đường mà chân đỡ phải chịu là: m = mtb + mdd = 647,097 + 1019,2 = 1666,297 ( ) Tải trọng cho mỗi chân đỡ: .9,8 9,8.1665,319 푃 = = = 4082,43 ( ) = 0,408.10―4 ( ) 4 4 Tra trong bảng trang 437, [2], ta chọn chân đỡ có kích thước Tải trọng Bề Tải trọng cho L H B B1 B2 h s l d cho phép mặt đỡ phép trên bề trên một mặt đỡ q. F.104 chân G. 10―6 / 2 mm 2 10―4 1 811 0,32 210 300 150 180 245 160 14 75 23 Lý do không chọn chân đỡ có tải trọng cho phép trên một chân là 0,5.104 là vì có H=240mm, h=145mm khá thấp, không có không gian cho ống dẫn tháo ra dưới đáy. 37
2.7. Chọn ống dẫn Ống dẫn hơi: đường kính 34mm; bề dày 4mm. Ống dẫn dịch đường vào ra: đường kính 49mm; bề dày 4mm. Ống dẫn nước ngưng ra: đường kính 15mm; bề dày 1,5mm. 38
CHƯƠNG 3: TRUYỀN NHIỆT, CÁCH NHIỆT, CÂN BẰNG VẬT CHẤT VÀ NĂNG LƯỢNG Quá trình truyền nhiệt bao gồm: - Đun sôi dịch đường từ 65oC đến 105oC (quá trình truyền nhiệt không ổn định, 105oC là nhiệt độ sôi của dịch đường) - Giữ dịch sôi trong 1 giờ (nhiệt lượng cung cấp chỉ để bù cho tổn thất) Quá trình đun sôi là truyền nhiệt không ổn định, các giá trị nhiệt tải riêng, hệ số tỏa nhiệt, hệ số dẫn nhiệt thay đổi theo thời gian. Do đó rất phức tạp, để tính gần đúng và dễ dàng hơn ta đưa về bài toán truyền nhiệt ổn định ở nhiệt độ trung bình 85oC ( trung bình của 65oC và 105oC). Thể tích dịch cần đun đầu vào là 10 hl ở 65oC. Thời gian cho cả quá trình là 90-120 phút là thích hợp Thời gian đun: 30-60 phút 3.1.Truyền nhiệt của hơi qua thân trụ Nhiệt tải riêng phía hơi ngưng: Theo công thức V-101, trang 28, [2]: Ta có: 4 훼1 = 2,04. . .∆푡1 Trong đó: H = 1,16 m : chiều cao vỏ áo thân trụ. Tra bảng I.251, trang 315,[1] ta được: r = 2171.103 (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất hơi đốt 3at. 푡1 = 132,9 (℃) : nhiệt độ làm việc ở áp suất hơi 3 at. 푡푣1 = 130.68(℃): chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp. ∆푡1= 푡1 ― 푡푣1 = 132,9 ― 131,50678 = 1,3591 (℃) A: phụ thuộc vào màng nước ngưng: 39
푡 + 푡 132,9 + 131,5409 푡 = 1 푣1 = = 132,22045 (℃) 1 2 2 Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29, [2] ta có: o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 132,2204569 oC là: (194 ― 188) A = 188 + =191,666135 20 .(132,22045 ― 120) 3 4 2171.10 2 훼1 = 2,04 . 191,666135 . = 13394,08831( 푊 .độ) 1,16. 1,3591 2 Ta có: 푞1 = 훼1.∆푡1 =13394,08831 . 1,3591 = 18203,90543(W/m ) Nhiệt tải riêng qua vách: Vì quá trình truyền nhiệt cho dịch đường là không ổn định, ta xét quá trình truyền nhiệt ổn định tại thời điểm dịch đường có nhiệt độ trung bình là 85oC: 푡 + 푡 105 + 65 = 푠 đ = 푡2 2 = 2 85 (℃) 푡푠 = 105(℃): nhiệt độ sôi của dịch đường 푡 đ = 65 (℃): nhiệt độ ban đầu của dịch đường. Nhiệt trở của vách: 훿 = + 푣 푛 λ푡ℎé Trong đó: 2 푛 = 0,387 ( .độ 푊): nhiệt trở của màng nước ngưng, xem bảng V.I, trang 4,[2]. 훿 = 0,008 (m): bề dày của vách. 40
λ푡ℎé = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T, tra bảng XII.7, trang 313,[2]. ―3 ―3 8.10 . ―4 2.độ 푊) 푣 = 0.387.10 + 16.3 = 8.778 10 ( ∆ 푡푣 2 푞1 = 푞푣 = = 18203,90543(푊 ) (푞푣 nhiệt tải riêng qua vách). ∑ 푣 ∑ 훿 ∆푡푣 = 푞푣. 푣 = 푞푣 . 푛 + λ푡ℎé ―3 =18203,90543. 0,387.10―3 + 8.10 = 15,979388(oC) 16.3 Nhiệt độ vách của thân thiết bị tiếp xúc với dịch đường: ∆푡푣 = 푡푣1 ― 푡푣2 푡푣2 = 푡푣1 ― ∆푡푣 = 131,5409 ― ∆푡푣 = 115,561512 (℃) Nhiệt tải riêng phía dung dịch đường: Chênh lệch nhiệt độ giữa vách tiếp xúc với dịch đường và nhiệt độ của dịch đường: ∆푡2 = 푡푣2 ― 푡2=115,561512 ― 85 = 30,561512(℃) Nhiệt độ trung bình của màng dịch đường: 푡푣 + 푡2 115,561512 + 85 푡 = 2 = = 100,280756(℃) 2 2 2 Xét quá trình đối lưu tự nhiên của dung dịch đường ta có: Nu = C.(Pr.Gr)푛 (1) (Tra V.68 trang 23, [2]. 푙3.휌2.훽. .∆ Gr 푡2 = 휇2 휌.휇 Pr = λ Trong đó: l = 1,16 (m): chiều cao của lớp vỏ áo. Các giá trị 휌,훽,휇, 휌,λ tính tại nhiẹt độ trung bình của màng 푡 2 = 100,280756 .Ta xem như tại 100oC. 41
휌 = 996,6 ( 3): khối lượng riêng của dung dịch đường ở 100 oC. 훽: hệ số dãn nở thể tích của dung dịch đường ở 100 oC. g = 9,8 ( 2 푠): gia tốc trọng trường. 휇: ( .푠 2) độ nhớt của dịch đường ở 100oC o 휌: (퐽 .độ) (nhiệt dung riêng đẳng áp của dung dịch đường ở 100 C. λ: (푊 .độ) hệ số dẫn nhiệt của dung dịch đường ở 100oC. Tính hệ số dãn nở thể tích của dung dịch đường tại 100 oC: Tra bảng trang khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt, [4]. toC 휌( 3) (m3/kg) 98 998,1 1 998,1 100 996,6 1 996,1 Nội suy 99,999 996,60075 1 996,60075 Xét 1kg dịch đường sau thủy phân, áp dụng công thức I.67, trang 280, [1] ta tìm được hệ số giãn nở thể tích như sau: 1 1 ― 1 푡 ― 표 1 996,6 996,60075 훽 = . = . = 7,5256.10―4 표 푡푡 ― 푡표 1 100 ― 99,999 996,60075 o 푡: là thể tích của 1kg dịch đường ở 100 C o 표: là thể tích của 1kg dịch đường ở 99,999 C Tính độ nhớt dung dịch đường ở 100oC: Tra bảng trang khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt, [4]. 42
Khối lương riêng của dịch đường thủy phân từ malt toC 휌( 3) 64 1019,8 66 1018,6 o 3 Nội suy, khối lượng riêng của dung dịch đường ở 65 C: 휌65 = 1019,2 ( ) 1000 lít dd đường 65oC có : đườ푛 = 휌65. = 1019,2.1 = 1019,2 ( ) Khối lượng đường trong dịch đường 10 độ Brix là: đườ푛 = 10%.1019,2 = 101,92 푛ướ = 1019,2 ― 101,92 = 917,28 Xét dung dịch đường ở 100oC: 1019,2 = = = 1,0227 ( 3) đườ푛 휌 996,6 (Tra bảng trang khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt, [4]) 917,28 = = 0,9571 ( 3) 푛ướ 958,38 (Khối lượng riêng của nước ở 100oC tra bảng I.5, trang 11, [1]) 3 đườ푛 = 1,0227 ― 0,9571 = 0,0656( ) Nồng độ phần trăm của đường/ huyền phù theo thể tích: 0,0656 휑 = = 0,0641(%) 1,0227 Áp dụng công thức I.13, trang 85, [1]: 43
휇ℎ ―3 ―3 = 휇푛ướ .(1 + 2,5휑) = 0,284.10 .(1 + 2,5.0,0641) = 0,3295.10 ( .푠 2) Tính nhiệt dung riêng đẳng áp: Dựa vào công thức I.50, trang 153, [1] Nhiệt dung riêng của dung dịch đường ở 100,173966 oC là: 휌 = 4190 ― 2514 ― 7,542.푡 2 .0,1 = 4190 ― (2514 ― 7,542.100,280756).0,1 = 4014,231746( 퐽 .độ) Tính hệ số dẫn nhiệt của dung dịch đường: Hệ số dẫn nhiệt của dịch đường ở 100oC: 휌 λ = 3,58.10―8. .휌.3 = 3,58.10―8.4014,231746.996,6.3 996,6 휌 342 = 0,204568( 푊 .độ ) Tính các chuẩn số Pr, Gr, Nu: .휇 4014,231746.0,3295.10―3 휌 = Pr = λ 0,204568 = 6,465769 1,163.996,62.7,5256.10―4.9,8.30,561512 Gr = 0,00032952 = 3218451277247,87 .푃 = 3218451277247,87.6,465769 = 20809762496439,7 .푃 > 2.107 chế độ xoáy. Nu = 0,135( .푃 )0,33 = 0,135.(20809762496439,7)0,33 = 3352,446989 Ta có: 훼 .푙 .λ 3352,446989.0,204568 2 푊 2.độ) Nu = λ 훼2 = 푙 = 1,16 = 591,209807 ( 푊 2) 푞2 = 훼2. ∆푡2 = 591,209807. 30,561512 = 18068,265611 ( So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 44
푞1 ― 푞2 18203,905428 ― 18068,265611 .100% = = 0,750707% < 5% 푞1 18203,905428 o Thỏa mãn khi chọn: 푡푣1 = 131,5409 ( C) Hệ số truyền nhiệt K qua thân trụ: Giá trị K được tính thông qua hệ số cấp nhiệt: 1 퐾 = 푡 1 1 + ∑ 푣 + 훼1 훼2 Trong đó: 2 ∑ 푣: tổng nhiệt trở, m .độ/W. 2 훼1: 13394,088314W/m .độ. 2 훼2: 591,209807 W/m .độ. 1 퐾 = 푡 0,008 1 ―3 1 13394,088314 + 0,387.10 + 16,3 + 591,209807 = 378,228171 푊 2.độ 3.2. Truyền nhiệt qua đáy elip Ta có: 푡1 = 132,9 (℃) : nhiệt độ làm việc ở áp suất hơi 3 at. 푡푣1 = 131,8(℃): chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp. ∆푡1= 푡1 ― 푡푣1 = 132,9 ― 131,9 = 1,1 (℃) Nhiệt độ của màng nước ngưng: 푡 + 푡 132,9 + 131,9 푡 = 1 푣1 = = 132,35(℃) 1 2 2 A: phụ thuộc vào màng nước ngưng Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29, [2] ta có: 45
o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 131,405983 oC là: (194 ― 188) A = 188+ 20 .(132,35 ― 120) = 191,705 Ta xét quá trình truyền nhiệt do ngưng nước trong khe hẹp ngang như quá trình truyền nhiệt do ngưng nước trong ống ngang. Dựa vào công thức 1.564, trang 134, [5], ta có: 훼 = . .4 푙.∆푡 Trong đó: 2 3 4 휌 . .λ = 휇 2 3 Mà = 4 휌 .λ (đầu trang 29, [2]) = .4 9,8 휇 푙 = 50( ) = 0,05 ( ): bề dày của lớp hơi r = 2171.103 (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất hơi đốt 3at. Đối với ống nằm ngang (tấm ngang) thì: = 0,72 훼 = 0,72. .4 9,8. 4 푙.∆푡 3 4 2171.10 = 1,27391.191,705. = 19357,37531 (푊 2.độ) 0,05.1,1 Nhiệt lượng riêng phía màng ngưng: 2 푞1 = 훼1.∆푡1 = 19357,37531 . 1,1 = 21293,112841 (W/m ) 47
Tổng nhiệt trở của vách: 훿 ∑ = + 푣 푛 λ푡ℎé Trong đó: 2 푛 = 0,387 ( .độ 푊): nhiệt trở của màng nước ngưng, xem bảng V.I, trang 4,[2]. 훿 = 0,008 (m): bề dày của vách. λ푡ℎé = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T, tra bảng XII.7, trang 313,[2]. ―3 ∑ ―3 8.10 . ―4 2.độ 푊) 푣 = 0.387.10 + 16.3 = 8.778 10 ( ∆ 푡푣 2 푞1 = 푞푣 = = 21293,112841 (푊 ) (푞푣 nhiệt tải riêng qua vách). ∑ 푣 ∑ ―4 ∆푡푣 = 푞푣. 푣= 21293,112841 . 8.778.10 = 18,691094(℃) = 푡푣1 ― 푡푣2 Nhiệt độ vách của thân thiết bị tiếp xúc với dịch đường: 푡푣2 = 푡푣1 ― ∆푡푣 = 131,8 ― 18,691094 = 113,108906(℃) Chênh lệch nhiệt độ giữa vách tiếp xúc với dịch đường và nhiệt độ của dịch đường: ∆푡2 = 푡푣2 ― 푡2 = 113,108906 ― 85 = 28,108906(℃) Nhiệt độ trung bình của màng dịch đường: 푡푣 + 푡2 113,108906 + 85 푡 = 2 = = 99,054453(℃) 2 2 2 Xét quá trình đối lưu tự nhiên của dung dịch đường ta có: Nu = C.(Pr.Gr)푛 (1) (Tra V.68 trang 23, [2]. 푙3.휌2.훽. .∆ Gr 푡2 = 휇2 휌.휇 Pr = λ 48
Ta xem độ nhớt và hệ số dãn nở thể tích của dung dịch đường ở nhiệt độ o 99,054453 gần bằng với các giá trị này ở nhiệt độ 100 C, ta lấy 휇99,05 = 휇100 2 ―4 = 0,003295 ( .푠 ) ; 훽99,05 = 훽100 = 7,5256.10 (1 độ) Tính nhiệt dung riêng đẳng áp Dựa vào công thức I.50, trang 153, [1] Nhiệt dung riêng của dung dịch đường ở 87,710969oC là: 휌 = 4190 ― 2514 ― 7,542.푡 2 .0,1 = 4190 ― (2514 ― 7,542.99,054453).0,1 = 4013,306868( 퐽 .độ) Tính hệ số dẫn nhiệt của dung dịch đường Hệ số dẫn nhiệt của dịch đường: 휌 λ = 3,58.10―8. .휌.3 = 3,58.10―8.4013,306868.996,6 .3 996,6 휌 342 = 0,204726( 푊 .độ ) Tính các chuẩn số Pr, Gr, Nu .휇 ―3 휌 = 4013,306868.0,442.10 Pr = λ 0.204726 = 6,459290 0,053.996,62.7,5256.10―4.9,8.28,108906 Gr = (0.0003295)2 = 237056621,554747 .푃 = 237056621,554747.6,459290 = 1532752169,610310 .푃 > 2.107 chế độ xoáy. Nu = 0,135( .푃 )0,33 = 0,135.(1532752169,610310)0,33 = 145,057273 훼 .푙 Ta có: 2 Nu = λ .λ 145,057273.0.204726 (푊 2.độ) 훼2 = 푙 = 0,05 = 593,345171 Do bề mặt truyền nhiệt hướng lên phía trên nên giá trị 훼2 phải tăng thêm 30% so với giá trị tính theo công thức (dựa vào trang 23, [2]) ta có: 49
2 훼2′ = 훼2.1,3 = 593,345171.1,3 = 771,348722 (푊 .độ) 푊 2) 푞2 = 훼2. ∆푡2 = 771,348722. 28,108906 = 21681,768720( So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞2 ― 푞1 21293,112841 ― 21681,768720 .100% = = 1.792547% < 5% 푞2 21293,112841 o Thỏa mãn khi chọn: 푡푣1 = 131,8 ( C) Hệ số truyền nhiệt K cho quá trình: Giá trị K được tính thông qua hệ số cấp nhiệt: 1 퐾 = đ 1 1 + ∑ 푣 + 훼1 훼2 Trong đó: 2 ∑ 푣: tổng nhiệt trở, m .độ/W. 2 훼1: 19357,375310W/m .độ. 2 훼2: 771,348722 W/m .độ. 1 퐾 = đ 0,008 1 ―3 1 19357,375310 + 0,387.10 + 16,3 + 771,348722 = 449,564008 푊 2.độ 3.3. Nhiệt lượng, thời gian cần để đun dịch đường đến khi sôi Quá trình gia nhiệt bao gồm: đun sôi dịch đường (lên 105oC) và giữ sôi trong 1 tiếng Dựa vào quá trình truyền nhiệt không ổn định, công thức (13.1) đến (13.6), trang 162, [11], ta có nhiệt lượng của quá trình đun: 푄đ 푛 = . 휌.∆푡 = 1019,2.4002,707 .(105 ― 65) = 163182359 (푊) 50
Trong đó: (lượng nhập liệu là 1000lít dịch đường ở 65oC) Khối lượng riêng của dịch đường ở 65oC : 휌 = 1019,2( ) G: khối lượng dịch đường, G = 휌. = 1019,2.1 3 .1( 3) = 1019,2( ) 65 + 105 Ta xét tại nhiệt độ trung bình : 2 = 85 (℃) o 휌: nhiệt dung riêng của dung dịch đường ở 85 C: 휌 = 4190 ― (2514 ― 7,542.85).0,1 = 4002,707 ( 퐽 .độ) Thời gian 흉 để nhiệt lượng trao đổi: (Dựa vào quá trình truyền nhiệt không ổn định, công thức (13.1) đến (13.6), trang 162, [11]), ta có: 푄 = .퐹.∆푡푙표 .휏 =(Kt.Ft+Kđ.Fđ).∆푡푙표 .휏 Trong đó: Kt: hệ số dẫn nhiệt qua thân trụ, Kđ :hệ số dẫn nhiệt qua đáy, (W/m.độ). 2 Ft, Fđ: lần lượt là diện tích bề mặt truyền nhiệt ở thân trụ và đáy (m ) 2 Ft= .0.96.1,16 (m ) 2 Fđ= 1,000415 (m ) ( tính bằng tài liệu [8]) ∆푡푙표 : chênh lệch nhiệt độ trung bình cho cả quá trình 휏: (132,9 ― 65) ― (132,9 ― 105) ∆푡 = = 44,973667 (° ) 푙표 132,9 ― 65 푙푛 132,9 ― 105 푄: là nhiệt lượng cần đun nóng, 푄 = 163182359 (푊) 푄 휏 = (퐾 .퐹 + 퐾 .퐹 ).∆ = 푡 푡 đ đ 푡푙표 163182359 (378,228171.( .0.96.1,16) + 449,564008.1,000415).44,973667 = 2046,5 (푠) = 34,11 ≈ 35 ( ℎú푡) (thời gian phù hợp là 30-60 phút) 51
3.4. Tính bề dày lớp bảo ôn thân. Trong phần này chỉ tính tổn thất của phần thân có vỏ áo, phần thân không có vỏ áo (bọc cách nhiệt dày 100mm) xem như tổn thất nhiệt không đáng kể. Ta có hình vẽ: thép 푡 2 푡 1 Không khí Bảo Thép hơi ôn vỏ áo 푡1 훿3 = 1 훿2 훿1 = 6 Hình biểu diễn lớp bảo ôn cho thân. Hệ số cấp nhiệt phía hơi: 4 훼1 = 2.04. . .∆푡1 Trong đó: H = 1,16 m.: chiều cao vỏ áo chọn. Tra bảng I.251, trang 315,[1] ta được: r = 2171.103 (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất hơi đốt 3at là. o 푡1: nhiệt độ làm việc của hơi ở áp suất hơi 3 at là: 푡1 = 132,9 ( C) 푡 1: nhiệt độ thành phía hơi, chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp: 푡 1 = 132,8993 (℃) 푡 2: chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp: 푡 2 = 40 (℃) (dựa vào VI.67, trang 92, [2]), nhiệt độ bề mặt lớp cách nhiệt về phía không khí vào khoảng 40 ÷ 50 (oC)) 52
∆푡1 = 푡1 ― 푡 1 = 132,9 ― 132,8993 = 0,0007 A: phụ thuộc vào màng nước ngưng: 푡 + 푡 132,9 + 132,8993 푡 = 1 1 = = 132,89965 (℃) 1 2 2 Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29,[2] ta có: o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 132,89965 oC là: A =191,869895. Suy ra: 2171.103 0,25 훼 = 2.04.191,869895. = 89004,7027( 푊 2.độ) 1 1,16.0,0007 2 푞1 = 훼1. ∆푡1 = 89004,7027. 0,0007 = 62,303292(푊 ) Hệ số cấp nhiệt phía thành tiếp xúc với không khí (α2): 2 α2 = 9,3 + 0,058. tT2 = 9,3 + 0,058.40 = 11,62 ( 푊 .độ) Tra VI.67, trang 92, [2]. Trong đó: 훼2: hệ số cấp nhiệt từ bề ngoài của của lớp cách nhiệt đến không khí, (W/m2.độ) ∆푡2 = 푡 2 ― 푡 = 40 ― 34,6 = 5,4 Trong đó: Tra TCVN 4088- 1985 ta có: 푡 = 34,6 (℃): nhiệt độ của không khí trung bình ở thành phố Hồ Chí Minh, 53
2 푞2 = 훼2. ∆푡2 = 11,62 . 5,4 = 62,748( 푊 ) So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞2 ― 푞1 62,748 ― 62,303292 .100% = .100% = 0,708721% < 5% 푞2 62,748 Thỏa mãn khi chọn: 푡 1 = 132,8993 (℃), 푡 2 = 40 (℃) Bề dày của lớp bảo ôn Dựa vào công thức VI.66, trang 92, [2], ta có: λ ( 푡 ― 푡 ) 2 1 2 2 훼2.(푡 2 ― 푡 ) = .( 푡 1 ― 푡 2) = ( 푊 .độ) (1) 훿2 ∑ Trong đó : 훿 훿 훿 0,006 훿 0,001 ∑ = + 1 + 2 + 3 = 0,387.10―3 + + 2 + ( ∗ ) 푛 λ1 λ2 λ3 16,3 0,0346 16,3 ∑ : ( 2.độ 푊): tổng trở nhiệt. -3 2 푛= 0,387.10 (m .độ/W): nhiệt trở của màng nước ngưng, tra bảng V.I, trang 4,[2]. 훿1 = 0,006 (m): bề dày của lớp thép vỏ áo, λ1 = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép lớp vỏ áo. 훿2: bề dày lớp bảo ôn là bông thủy tinh, mm. 3 λ2: hệ số dẫn nhiệt của lớp bảo ôn là bông thủy tinh tỷ trọng 32 (kg/m ), λ2 = 0,0346 (푊 .độ), tra trang web [7]. 훿3 = 0,001 ( ): bề dày lớp thép cách nhiệt tiếp xúc với không khí. λ3 = 16,3(푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép tiếp xúc với không khí. Từ (1) suy ra 푡 ― 푡 푡 ― 푡 132,8993 ― 40 = 1 2 = 1 2 = = 1,480514 ( 2.độ 푊) 훼 .(푡 ― 푡 ) 62,748 2 2 푞2 Thế r vào phương trình (*) ta được: 훿2 = 51,199658 (mm). 54
Chọn bề dày lớp cách nhiệt bông thủy tinh là 50 mm, tính lại tổn thất nhiệt: thép 푡 2 푡 1 Không khí Bảo Thép hơi ôn vỏ áo 푡1 훿3 = 1 훿2 = 50 훿1 = 6 Chọn 푡 1 = 132,899271(℃) ∆푡1 = 푡1 ― 푡 1 = 132,9 ― 132,899271 = 0,000729 푡 + 푡 132,9 + 132,899271 푡 = 1 1 = = 132,899636(℃) 1 2 2 A: phụ thuộc vào màng nước ngưng, khi nhiệt độ 푡 1 = 132,899643 tra bảng o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dựa vào nội suy ta có: = 191,869891 Suy ra: 2171.103 0,25 훼 = 2.04.191,869891. = 88106,017844( 푊 2.độ) 1 1,16.0,000729 55
2 푞1 = 훼1. ∆푡1 = 88106,017844. 0,000729 = 64,229287(푊 ) Nhiệt trở của dịch đường khi bề dày lớp bảo ôn thân là 50 mm: 훿 훿 훿 0,006 0,050 0,001 ∑ = + 1 + 2 + 3 = 0,387.10―3 + + + 푛 λ1 λ2 λ3 16,3 0,0346 16,3 = 1,4459 ( 2.độ 푊) Xét truyền nhiệt ổn định ta có: ∆ 푞1 = 푞푣 = ∑ 푣 ∑ ∆ = 푞1. = 64,229287.1,445900 = 92,869126= 푡 1 ― 푡 2 푡 2 = 푡 1 ― ∆ = 132,899271 ― 92,869126 = 40,151499(℃) ∆푡2 = 푡 2 ― 푡 = 40,151499 ― 34,6 = 5,430145 Hệ số cấp nhiệt phía thành tiếp xúc với không khí (α2): 푊 2.độ) α2 = 9,3 + 0,058 . tT2 = 9,3 + 0,058.40,151499 = 11,621748 ( 2 푞2 = 훼2.∆푡2 = 11,621748.5,430145 = 63,107777 ( 푊 ) So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞1 ― 푞2 64,229287 ― 63,107777 .100% = .100% = 1,777134% < 5% 푞1 64,229287 Kết luận: 푡 1 = 132,899271(℃) , 푡 2 = 40.,30145 (℃). Nhiệt lượng tổn thất qua thân thiết bị và lớp cách nhiệt là: Qtt,thân=64,229287.(35.60+3600). .1,16. 1,19=1587679,291 (J) % tổn thất so với nhiệt lượng cần để đun sôi: 푄푡푡,푡ℎâ푛 1587679,291 .100% = .100%=0,973(%) 푄đ 푛 163182359 Lưu ý: phần thân gần nắp không có vỏ áo lớp cách nhiệt được gấp đôi lại tạo bề dày 100mm, tổn thất nhiệt xem như không đáng kể. 56
3.5. Tính bề dày bảo ôn đáy Chọn bề dày lớp cách nhiệt bông thủy tinh là 50 mm, tính tổn thất nhiệt. Chọn 푡 1 = 132,899522 (℃) o ∆푡1 = 푡1 ― 푡 1 = 132,9 ― 132,899522 = 0,000478 ( C) 푡 + 푡 132,9 + 132,899522 푡 = 1 1 = = 132,899761 (℃) 1 2 2 A: phụ thuộc vào màng nước ngưng, khi nhiệt độ 푡 1 = 132,899761 tra bảng o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dựa vào nội suy ta có: = 191,869928 Ta xét quá trình truyền nhiệt do ngưng nước trong khe hẹp ngang như quá trình truyền nhiệt do ngưng nước trong ống ngang. Dựa vào công thức 1.564, trang 134, [5], ta có: 훼 = . .4 푙.∆푡 Trong đó: 2 3 4 휌 . .λ = 휇 2 3 Mà = 4 휌 .λ = .4 9,8 휇 푙 = 50( ) = 0,05 ( ): bề dày của lớp hơi r = 2171.103 (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất hơi đốt 3at. Đối với tấm ngang (hoặc ống nằm ngang ) thì: = 0,72 훼 = 0,72. .4 9,8. 4 푙.∆푡 57
3 4 2171.10 = 1,27391.191,869928. = 134187,215185 (푊 2.độ) 0,05.0,000478 Nhiệt lượng riêng phía màng ngưng: 2 푞1 = 훼1.∆푡1 = 134187,215185 . 0,000478 = 64,141489 (W/m ) Nhiệt trở của dịch đường khi bề dày lớp bảo ôn đáy là 50 mm: 훿 훿 훿 0,003 0,050 0,001 ∑ = + 1 + 2 + 3 = 0,387.10―3 + + + 푛 λ1 λ2 λ3 16,3 0,0346 16,3 = 1,445719 ( 2.độ 푊) Xét truyền nhiệt ổn định ta có: ∆ 푞1 = 푞푣 = ∑ 푣 ∑ ∆ = 푞1. = 64,141489 .1,445719 = 92,730569= 푡 1 ― 푡 2 푡 2 = 푡 1 ― ∆ = 132,899522 ― 92,730569 = 40,168953(℃) ∆푡2 = 푡 2 ― 푡 = 40,168953 ― 34,6 = 5,568953(℃) Hệ số cấp nhiệt phía thành tiếp xúc bảo ôn (α2): 푊 2.độ) α2 = 9,3 + 0,058 . tT2 = 9,3 + 0,058.40,168953 = 11,629799( 2 푞2 = 훼2.∆푡2 = 11,629799.5,568953 = 64,765804 ( 푊 ) So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞2 ― 푞1 64,765804 ― 64,141489 .100% = .100% = 0,963958 % < 5% 푞2 64,765804 Kết luận: 푡 1 = 132,899522(℃) , 푡 2 = 40,168953(℃). Bề mặt truyền nhiệt ta xét là một nửa diện tích ellipsoid có: D=1190 ( ), H= 240 + 8 + 50 + 3 + 50 + 1 = 352 ( ). Dùng website tính toán online [8] ta có diện tích bề mặt truyền nhiệt là 1,65228 (m2) 58
Tổn thất nhiệt qua lớp bảo ôn ở đáy là: Qtt,đáy=64,765804.(35.60+3600).1,65228 =609964,083 (J) % tồn thất so với nhiệt lượng cần để đun sôi: 푄 482039,15 푡푡,đá .100% = .100% =0,3738% 푄đ 푛 163182359 3.6. Truyền nhiệt qua nắp Ta xét nhiệt độ của hơi truyền qua nắp là 푡1 = 100 (℃) Chọn nhiệt độ của thành nắp là: 푡푣1 = 99,9897(℃) chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp. ∆푡1= 푡1 ― 푡푣1 = 100 ―99,9897 = 0,0103(℃) A: phụ thuộc vào nhiệt độ của màng nước ngưng: 푡 + 푡 100 + 99,9897 푡 = 1 푣1 = = 99,99485 (℃) 1 2 2 Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29, [2] ta có: o 푡 1 ( C) A 80 169 100 179 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 99,99575 oC là: = 178,997425 Hệ số cấp nhiệt trường hợp bề mặt ngưng tụ nghiêng một góc so với mặt phẳng ngang, dựa vào công thức 1.558, trang 132, [5] ta có: 4 훼1′ = 훼1. sin(90° ― 훼) Trong đó: 4 훼1 = 2,04. . 푙.∆푡1 = 2257.103 (퐽 ): ẩn nhiệt ngưng tụ tra phụ lục, trang 192, [6]. 59
훼=60o l được tính theo hình biểu diễn nắp như sau: l 154 mm H=240 mm 30o a 976 mm 976 ― 154 = = 411 ( ) 2 푙 = 4112 + 2402 = 475,94 ( ) = 0,47594 ( ) 3 훼 = 2,04.178,997425.4 2257.10 = 53488,75419 (푊 2.độ) 1 0,47594.0,0103 4 sin(30표) = 0,84 2 훼1′ = 53488,75419 .0,84 = 44930,553522 (푊 .độ) ′ 2 푞1 = 훼1 .∆푡1 =44930,553522. 0,0103 = 462,784701 (W/m ) Nhiệt trở của vách: 훿 = + 푣 푛 λ푡ℎé Trong đó: 2 푛 = 0,387 ( .độ 푊): nhiệt trở của màng nước ngưng, xem bảng V.I, trang 4,[2]. 훿 = 0,002 (m): bề dày của vách. λ푡ℎé = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T, tra bảng XII.7, trang 313,[2]. 60
―3 ―3 2.10 2.độ 푊) 푣 = 0.387.10 + 16.3 = 0,0005097( ∆ 푡푣 2 푞1 = 푞푣 = = 462,784701 (푊 ) (푞푣 nhiệt tải riêng qua vách). ∑ 푣 ∑ ∆푡푣 = 푞푣. 푣 = 462,784701.0,0005097 = 0,235881(℃) = 푡푣1 ― 푡푣2 푡푣2 = 푡푣1 ― ∆푡푣 = 99,9897 ― 0,235881 = 99,753819 (℃) Chênh lệch nhiệt độ giữa vách với không khí: ∆푡2 = 푡푣2 ― 푡2=99,753819 – 34,6 = 65,153819(℃) Hệ số cấp nhiệt khi không khí chuyển động tự do đối với nắp thiết bị được tính dựa vào công thức V.73, trang 23, [2] ta có: 4 4 2 훼2 = 2,5. ∆푡2 = 2,5. 65,153819 = 7,102725 ( 푊 .độ) 2 푞2 = 훼2.∆푡2 = 7,102725. 65,153819 = 462,769659 (W/m ) So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞1 ― 푞2 462,784701 ― 462,769659 .100% = = 3,25% < 5% 푞1 462,784701 o Thỏa mãn khi chọn: 푡푣1 = 99,9897 ( C) Bề mặt truyền nhiệt của nắp (diện tích xung quanh hình nón cụt): F= 0,976 + 0,154 .0,47594 =0,8448(m2) 2 2 Tổn thất nhiệt qua nắp là: Qtt,nắp=462,784701.(35.60+3600).0,8448=2228474,938 (J) % tồn thất so với nhiệt lượng cần để đun sôi: 푄 2228474,938 푡푡,푛ắ .100% = .100% =1,366% 푄đ 푛 163182359 3.7. Truyền nhiệt qua ống ngưng Ta xét nhiệt độ và độ ẩm trung bình của TP.Hồ Chí Minh lần lượt là : 34,6 oC và 74%, [9].Ta xét: 61
Đầu dưới ống ngưng là hơi nước bão hòa 100%, Đầu trên của ống ngưng ta cho là không khí ẩm 50oC độ ẩm là 75%, tra đồ thị I-d của không khí ẩm, sách kỹ thuật nhiệt [6] ta có: dung ẩm là 66 g hơi nước/1000g không khí khô. Tỉ số khối lượng không khí khô trên không khí ẩm: = + 20 0 = = 0 đầ ướ푖 0 + 100 1000 = = 0,9381 đầ 푡 ê푛 1000 + 66 Xét trung bình cho cả ống: đầ ướ푖 + đầ 푡 ê푛 0 + 0,9381 469 = = = 0,469 = 2 2 1000 Tỉ lệ khối lượng không khí khô / khối lượng hơi nước: 469 = = 0,883 ℎơ푖 푛ướ 1000 ― 469 Tra đồ thị V.22, trang 32, [2] ta có hệ số hiệu chỉnh 휀 = 0,5: ′ 훼1 = 0,5훼1 Trong đó: ′ 훼1: hệ số cấp nhiệt của hơi trong ống khi có không khí không ngưng. 훼1: hệ số cấp nhiệt của hơi bão hòa nguyên chất trong ống. Hệ số cấp nhiệt 휶 phía hơi ngưng: Theo công thức V-101, trang 28, [2]: Ta có: 4 훼1 = 2,04. . .∆푡1 62
Trong đó: H = 3 m : chiều cao ống ngưng. Ta xét ống ngưng có nhiệt độ hơi ở đầu dưới ống 100oC, đầu trên của ống là: 50oC, ta xem như cả quá trình ngưng tụ hơi tại nhiệt độ trung bình: 100 + 50 cho toàn bộ ống. . 2 = 75 (℃) 푡1 = 75 (℃) r = 2331.103: (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất riêng phần của nhiệt độ 75oC, tra phụ lục trang 192, [6]. 푡푣1: chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp. Chọn nhiệt độ vách ống: 푡푣1 = 74,98628 (℃) ∆푡1= 푡1 ― 푡푣1 = 75 ― 74,98628 = 0,01372 (℃) Nhiệt độ của màng nước ngưng: 푡 + 푡 75 + 74,98628 푡 = 1 푣1 = = 74,99314(℃) 1 2 2 A: phụ thuộc vào màng nước ngưng: Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29, [2] ta có: 63
o 푡 1 ( C) A 60 155 80 169 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 74,99314oC là: A = 165,495198 3 훼 = 2,04.165,495198 .4 2331.10 = 29287,49929 (푊 2.độ) 1 3.0,01372 ′ 2 훼1 = 0,5훼1 = 0,5.29287,49929 = 14643,749646(푊 .độ) 2 푞1 = 훼1.∆푡1 =14643,749646 . 0,01372 = 200,9122451 (W/m ) Tổng trở nhiệt của vách: 훿 0,002 ∑ = + 1 = 0,387.10―3 + = 0,00051 ( 2.độ 푊) 푣 푛 λ1 16,3 Trong đó: -3 2 푛= 0,387.10 (m .độ/W): nhiệt trở của màng nước ngưng, tra bảng V.I, trang 4,[2]. 훿1 = 0,002(m): bề dày của lớp thép ống ngưng λ1 = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép lớp thép ống ngưng. Xét truyền nhiệt ổn định ta có: ∆푡푣 푞1 = 푞푣 = ∑ 푣 ∑ ∆푡푣= 푞1. 푣 = 200,9122451.0,00051 = 0,102465 = 푡푣1 ― 푡푣2 Nhiệt độ vách ống ngưng tiếp xúc với dịch đường: 푡푣2 = 푡푣1 ― ∆푡푣 = 74,98628 ― 0,102465 = 74,883815 (℃) Chênh lệch nhiệt độ giữa vách tiếp xúc với dịch đường và nhiệt độ của dịch đường: 64
∆푡2 = 푡푣2 ― 푡2 = 74,883815 ― 34,6 = 40,283815 (℃) Hệ số cấp nhiệt của không khí tự do: Dựa vào công thức V.75, trang 24, [2], ta có: 4 4 2 훼2 = 1,98. ∆푡2 = 1,98. 40,283815 = 4,988246 ( 푊 .độ) 2 푞2 = 훼2.∆푡2 = 4,988246 . 40,283815 = 200,945579 (W/m ) So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞2 ― 푞1 200,94557 ― 200,9122451 .100% = .100% = 0,01659 % 푞2 200,945579 < 5%(푡ℎỏ ã푛) Kết luận: 푡푣1 = 74,98628 (℃) Tổn thất nhiệt qua ống ngưng là: Qtt,ống ngưng =200,94557.(35.60+3600).( .0,15.3)=1619256,609 (J) % tổn thất so với nhiệt lượng cần để đun sôi: 푄 1619256,609 tt,ống ngưng .100% = .100% =0,9923% 푄đ 푛 163182359 3.8. Cân bằng vật chất và năng lượng: 3.8.1.Tính nhiệt lượng và thời gian cần để đun nóng dịch đường đến sôi (Đã tính ở trang 49 Đồ án) 3.8.2.Tính lượng hơi đốt cần cung cấp 푄푡ổ푛 =푄đ 푛+푄푡ổ푛 푡ℎấ푡 푄푡ổ푛 푡ℎấ푡=푄푡푡,푛ắ +푄푡푡,ố푛 푛 ư푛 +푄푡푡,푡ℎâ푛+푄푡푡,đá 푄 =(1,366+0,9923+0,973+0,3738). đ 푛 100 푄 = 3,7051. đ 푛 (phù hợp vì tổn thất ra môi trường không quá 4%) 100 =0,037051. 푄đ 푛 푄푡ổ푛 = 푄đ 푛+0,026639. 푄đ 푛=1,037051. 푄đ 푛=1,026639. 163182359 65
=169228428,6 (J) Lượng hơi đốt cần cung cấp: 푄 169228428,6 W= 푡ổ푛 = =77,95 (kg) 2171.103 r=2171.103 (J/kg) 3.8.3.Tính lượng nước bổ sung: Giả sử trong quá trình giữa nhiệt, có 10% lượng nước trong dịch bay hơi lên ống ngưng, 95% hơi trong ống ngưng ngưng tụ về nồi, 5% tổn thất ra ngoài (điều giả sử này có thể tính toán qua thực nghiệm) Khi đó lượng nước cần bổ sung thêm là: 1000.0,1.0,05=5 (lít) 3.8.4.Tính lượng nước ngưng lớn nhất để chọn bẫy hơi: 3.8.4.1. Hơi ngưng tụ do truyền nhiệt của qua thân trụ Nhiệt tải riêng phía hơi ngưng: Theo công thức V-101, trang 28, [2]: Ta có: 4 훼1 = 2,04. . .∆푡1 Trong đó: H = 1,16 m : chiều cao vỏ áo thân trụ. Tra bảng I.251, trang 315,[1] ta được: r = 2171.103 (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất hơi đốt 3at. 푡1 = 132,9 (℃) : nhiệt độ làm việc ở áp suất hơi 3 at. 푡푣1 = 130,73 (℃): chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp. ∆푡1= 푡1 ― 푡푣1 = 132,9 ― 130,73 = 2,17 (℃) A: phụ thuộc vào màng nước ngưng: 푡 + 푡 132,9 + 130,73 푡 = 1 푣1 = = 131,815(℃) 1 2 2 66
Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29, [2] ta có: o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 132,2204569 oC là: (194 ― 188) A = 188 + = 191,5445 20 .(131,815 ― 120) 3 4 2171.10 2 훼1 = 2,04 . 191,5445. = 11907,90548( 푊 .độ) 1,16. 2,17 2 Ta có: 푞1 = 훼1.∆푡1 =11907,90548. 2,17 = 25840,154889 (W/m ) Nhiệt tải riêng qua vách: Ta xét quá trình truyền nhiệt cho dịch đường ở 65oC 푡2 = 65 (℃) Nhiệt trở của vách: 훿 = + 푣 푛 λ푡ℎé Trong đó: 2 푛 = 0,387 ( .độ 푊): nhiệt trở của màng nước ngưng, xem bảng V.I, trang 4,[2]. 훿 = 0,008 (m): bề dày của vách. λ푡ℎé = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T, tra bảng XII.7, trang 313,[2]. ―3 ―3 8.10 . ―4 2.độ 푊) 푣 = 0.387.10 + 16.3 = 8.778 10 ( ∆ 푡푣 2 푞1 = 푞푣 = = 25840,154889 (푊 ) (푞푣 nhiệt tải riêng qua vách). ∑ 푣 67
∑ 훿 ∆푡푣 = 푞푣. 푣 = 푞푣 . 푛 + λ푡ℎé ―3 =25840,15489 . 0,387.10―3 + 8.10 = 22,682488 (oC) 16.3 Nhiệt độ vách của thân thiết bị tiếp xúc với dịch đường: ∆푡푣 = 푡푣1 ― 푡푣2 푡푣2 = 푡푣1 ― ∆푡푣 = 130,73 ― 22,682488 = 108,047512(℃) Nhiệt tải riêng phía dung dịch đường: Chênh lệch nhiệt độ giữa vách tiếp xúc với dịch đường và nhiệt độ của dịch đường: ∆푡2 = 푡푣2 ― 푡2 =108,047512 ― 65 = 43,047512(℃) Nhiệt độ trung bình của màng dịch đường: 푡푣 + 푡2 108,047512 + 65 푡 = 2 = = 86,523756(℃) 2 2 2 Xét quá trình đối lưu tự nhiên của dung dịch đường ta có: Nu = C.(Pr.Gr)푛 (1) (Tra V.68 trang 23, [2]. 푙3.휌2.훽. .∆ Gr 푡2 = 휇2 휌.휇 Pr = λ Trong đó: l = 1,16 (m): chiều cao của lớp vỏ áo. Các giá trị 휌,훽,휇, 휌,λ tính tại nhiệt độ trung bình của màng o 푡 2 = 86,523756. Ta tính gần đúng các giá trị này, xem như tại 85 C. 휌 = 1007,05 ( 3): khối lượng riêng của dung dịch đường ở 85 oC, nội suy từ bảng tra [4] 68
toC 휌 ( 3) 84 1007,7 86 1006,4 훽: hệ số dãn nở thể tích của dung dịch đường ở 85 oC. g = 9,8 ( 2 푠): gia tốc trọng trường. 휇: ( .푠 2) độ nhớt của dịch đường ở 85oC o 휌: (퐽 .độ) (nhiệt dung riêng đẳng áp của dung dịch đường ở 85 C. λ: (푊 .độ) hệ số dẫn nhiệt của dung dịch đường ở 85oC. Tính hệ số dãn nở thể tích của dung dịch đường tại 85 oC: Tra bảng trang khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt, [4]. toC 휌( 3) (m3/kg) 84 1007,7 1 1007,7 86 1006,4 1 1006,4 Nội suy 84,999 1007,05065 1 1007,05065 Xét 1kg dịch đường sau thủy phân, áp dụng công thức I.67, trang 280, [1] ta tìm được hệ số giãn nở thể tích như sau: 1 1 ― 1 푡 ― 표 1 1007,05 1007,05065 훽 = . = . = 6,4545.10―4 표 푡푡 ― 푡표 1 85 ― 84,999 1007,05065 69
o 푡: là thể tích của 1kg dịch đường ở 85 C o 표: là thể tích của 1kg dịch đường ở 84,999 C Tính độ nhớt dung dịch đường ở 85oC: Tra bảng trang khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt, [4]. Khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt toC 휌( 3) 64 1019,8 66 1018,6 Nội suy, khối lượng riêng của dung dịch đường ở 65oC: 3 휌65 = 1019,2 ( ) 1000 lít dd đường 65oC có : đườ푛 = 휌65. = 1019,2.1 = 1019,2 ( ) Khối lượng đường trong dịch đường 10 độ Brix là: đườ푛 = 10%.1019,2 = 101,92 푛ướ = 1019,2 ― 101,92 = 917,28 Xét dung dịch đường ở 85oC: 1019,2 = = = 1,0121 ( 3) đườ푛 휌 1007,05 (Tra bảng trang khối lượng riêng của dịch đường thủy phân từ malt, [4]) 917,28 = = 0,947 ( 3) 푛ướ 968,65 (Khối lượng riêng của nước ở 85oC tra bảng I.5, trang 11, [1]) 3 đườ푛 = 1,0121 ― 0,947 = 0,0651( ) Nồng độ phần trăm của đường/ huyền phù theo thể tích: 70
0,0651 휑 = = 0,0643(%) 1,0121 Áp dụng công thức I.13, trang 85, [1]: 휇ℎ ―3 ―3 = 휇푛ướ .(1 + 2,5휌) = 0,3355.10 .(1 + 2,5.0,0643) = 0,38943.10 ( .푠 2) Tính nhiệt dung riêng đẳng áp: Dựa vào công thức I.50, trang 153, [1] Nhiệt dung riêng của dung dịch đường ở 86,523756 oC là: 휌 = 4190 ― 2514 ― 7,542.푡 2 .0,1 = 4190 ― (2514 ― 7,542.86,523756 ).0,1 = 4003,856217( 퐽 .độ) Tính hệ số dẫn nhiệt của dung dịch đường: Hệ số dẫn nhiệt của dịch đường ở 85oC: 휌 λ = 3,58.10―8. .휌.3 = 3,58.10―8.4003,856217.1007,05.3 1007,05 휌 342 = 0,206897( 푊 .độ ) Tính các chuẩn số Pr, Gr, Nu: .휇 4003,856217.0,38943.10―3 휌 = Pr = λ 0,206897 = 7,536222 1,163.1007,052.6,4545.10―4.9,8.43,047512 Gr = 0,2068972 = 2842195598788,26 .푃 = 2842195598788,26 . 7,536222 = 21419416999891.3 .푃 > 2.107 chế độ xoáy. Nu = 0,135( .푃 )0,33 = 0,135.(21419416999891,3)0,33 = 3384,544991 Ta có: 훼 .푙 .λ 3384,544991.0.206897 2 푊 2.độ) Nu = λ 훼2 = 푙 = 1,16 = 603,665694( 71
푊 2) 푞2 = 훼2. ∆푡2 = 603,665694. 43,047512 = 25986,30621 ( So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞2 ― 푞1 25986,30621 ― 25840,15489 .100% = = 0,562417% < 5% 푞2 25986,30621 o Thỏa mãn khi chọn: 푡푣1 = 130,73( C) Lượng nước ngưng theo thời gian do truyền nhiệt qua thân trụ trong là: 푞2.퐹 25986,30621. (0,96. 1,16. ) 푤 = = = 0,041876 ( ) 2171.103 푠 = 150,7536 ( ) ℎ 3.8.4.2. Hơi ngưng tụ do truyền nhiệt qua đáy elip Ta có: 푡1 = 132,9 (℃) : nhiệt độ làm việc ở áp suất hơi 3 at. 푡푣1 = 131,1 (℃): chọn theo phương pháp lặp để tính q phù hợp. ∆푡1= 푡1 ― 푡푣1 = 132,9 ― 131,1 = 1,8 (℃) Nhiệt độ của màng nước ngưng: 푡 + 푡 132,9 + 131,1 푡 = 1 푣1 = = 132 (℃) 1 2 2 A: phụ thuộc vào màng nước ngưng Dựa vào 푡 1 ta tra bảng trang 29, [2] ta có: o 푡 1 ( C) A 120 188 140 194 Dùng nội suy ta tính được A ở nhiệt độ 132 oC là: 72
(194 ― 188) A = 188+ 20 .(132 ― 120) = 191,6 Ta xét quá trình truyền nhiệt do ngưng nước trong khe hẹp ngang như quá trình truyền nhiệt do ngưng nước trong ống ngang. Dựa vào công thức 1.564, trang 134, [5], ta có: 훼 = . .4 푙.∆푡 Trong đó: 2 3 4 휌 . .λ = 휇 2 3 Mà = 4 휌 .λ = .4 9,8 휇 푙 = 50( ) = 0,05 ( ): bề dày của lớp hơi r = 2171.103 (J/kg): ẩn nhiệt ngưng tụ ở áp suất hơi đốt 3at. Đối với ống nằm ngang thì: = 0,72 훼 = 0,72. .4 9,8. 4 푙.∆푡 3 4 2171.10 = 1,27391.191,6. = 17105,61055 (푊 2.độ) 0,05.1,8 Nhiệt lượng riêng phía màng ngưng: 2 푞1 = 훼1.∆푡1 = 17105,61055 . 1,8 = 30790.09899 (W/m ) Tổng nhiệt trở của vách: 훿 ∑ = + 푣 푛 λ푡ℎé Trong đó: 2 푛 = 0,387 ( .độ 푊): nhiệt trở của màng nước ngưng, xem bảng V.I, trang 4,[2]. 훿 = 0,008 (m): bề dày của vách. 73
λ푡ℎé = 16,3 (푊 .độ): hệ số dẫn nhiệt của thép X18H10T, tra bảng XII.7, trang 313,[2]. ―3 ∑ ―3 8.10 . ―4 2.độ 푊) 푣 = 0.387.10 + 16.3 = 8.778 10 ( ∆ 푡푣 2 푞1 = 푞푣 = = 30790,09899 (푊 ) (푞푣 nhiệt tải riêng qua vách). ∑ 푣 ∑ ―4 ∆푡푣 = 푞푣. 푣=30790,09899 . 8.778.10 = 27,027549(℃) = 푡푣1 ― 푡푣2 Nhiệt độ vách của thân thiết bị tiếp xúc với dịch đường: 푡푣2 = 푡푣1 ― ∆푡푣 = 131,1 ― 27,027549 = 104,072451(℃) Chênh lệch nhiệt độ giữa vách tiếp xúc với dịch đường và nhiệt độ của dịch đường: ∆푡2 = 푡푣2 ― 푡2 = 104,072451 ― 65 = 39,072451(℃) Nhiệt độ trung bình của màng dịch đường: 푡푣 + 푡2 104,072451 + 65 푡 = 2 = = 84,536226(℃) 2 2 2 Xét quá trình đối lưu tự nhiên của dung dịch đường ta có: Nu = C.(Pr.Gr)푛 (1) (Tra V.68 trang 23, [2]. 푙3.휌2.훽. .∆ Gr 푡2 = 휇2 휌.휇 Pr = λ Ta xem độ nhớt và hệ số dãn nở thể tích của dung dịch đường ở nhiệt độ o 84,536226 gần bằng với các giá trị này ở nhiệt độ 85 C, ta lấy 휇84,53 = 휇85 ―3 2 ―4 = 0,38943.10 ( .푠 ) ; 훽84,53 = 훽85 = 6,4545.10 (1 độ) Tính nhiệt dung riêng đẳng áp Dựa vào công thức I.50, trang 153, [1] Nhiệt dung riêng của dung dịch đường ở 84,536226 C là: 휌 = 4190 ― 2514 ― 7,542.푡 2 .0,1 74
= 4190 ― (2514 ― 7,542.84,536226 ).0,1 = 4002,357222( 퐽 .độ) Tính hệ số dẫn nhiệt của dung dịch đường Hệ số dẫn nhiệt của dịch đường: 휌 λ = 3,58.10―8. .휌.3 = 3,58.10―8.4002,357222.1007,05.3 1007,05 휌 342 = 0,20682( 푊 .độ ) Tính các chuẩn số Pr, Gr, Nu .휇 4002,357222.0,38943.10―3 휌 = Pr = λ 0,20682 = 7,536205 0,053.1007,052.6,4545.10―4.9,8.39,072451 Gr = (0,38943.10―3)2 = 206591575.36 .푃 = 206591575.36.7,536205 = 1556916463.19 .푃 > 2.107 chế độ xoáy. Nu = 0,135( .푃 )0,33 = 0,135.(1556916463.19)0,33 = 145,807989 훼 .푙 Ta có: 2 Nu = λ .λ 145,807989.0,20682 (푊 2.độ) 훼2 = 푙 = 0,05 = 603,1201657 Do bề mặt truyền nhiệt hướng lên phía trên nên giá trị 훼2 phải tăng thêm 30% so với giá trị tính theo công thức (dựa vào trang 23, [2]) ta có: 2 훼2′ = 훼2.1,3 = 603,1201657.1,3 = 784,056215 (푊 .độ) 푊 2) 푞2 = 훼2. ∆푡2 = 784,056215. 39,072451 = 30634,99804( So sánh sai số giữa 푞1 và 푞2 ta có: 푞1 ― 푞2 30790,09899 ― 30634,99804 .100% = = 0.506287% < 5% 푞1 30790,09899 o Thỏa mãn khi chọn: 푡푣1 = 131,1 ( C) Lượng nước ngưng theo thời gian do truyền nhiệt qua đáy elip là: 푞1.퐹 30790,09899. 1,000415 푤 = = = 0,014119 ( ) 2171.103 푠 75
= 50,8284 ( ) ℎ 3.8.4.3. Nước ngưng do truyền nhiệt với thành phía bảo ôn Lượng nước ngưng theo thời gian phía thành vỏ áo (tiếp xúc bảo ôn): 푞.퐹 푞푡ℎâ푛.퐹푡ℎâ푛 + 푞đá .퐹đá 푤 = = 2171.103 (62,748.1,076. .1,16 + 64,765804.1,3115) = 2171.103 = 1,52459.10―4 = 0,5489 ( ) 푠 ℎ Trong đó: 푊 푞 = 푞 = 62,748 ( 푡 푛 55 Đồ á푛) 푡ℎâ푛 2 2 푊 푞 = 푞 = 64,765804 (푡 푛 57 Đồ á푛) đá 2 2 2 퐹đá = 1,3115( ): 푖ệ푛 푡í ℎ ặ푡 푡 표푛 đá 푒푙푖 푣ỏ 푣á표 0,96 + 0,008.2 + 0,05.2 (푡í푛ℎ ằ푛 [8], ó í ℎ 푡ℎướ 푙à = = 1 2 2 = 0,538 ( ); 3 = 0,24 + 0,008 + 0,05 = 0,298 ( ) Thể tích nước ngưng lớn nhất : 0,5489 + 50,8284 + 150,7536 =202,1309 (kg/h) 3.8.4.4. Chọn bẫy hơi phù hợp Chọn bẫy phao hơi tự động có các thông số kĩ thuật như sau: Tên: Bẫy hơi phao tự động [10] - Loại: Phao tự do. - Model: J3X-21 - Kích cỡ: 15mm, 20mm, 25mm - Kết nối: nối ren trong NPT/BSPT/PT - Dãy áp lực làm việc: 0.1 ~ 21 Kgf/cm2 (0.1~21 bar) 76
- Nhiệt độ làm việc tối đa: 220oC - Công suất xã max: 710 kg/h >202,1309 kg/h( thỏa mãn) - Ứng dụng: cho thiết bị trao đổi nhiệt cỡ trung và nhỏ, đường ống dẫn hơi steam, - Vật liệu: Thân: Gang, Phao & Lỗ xã : Inox 316L 77
TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất, tập 1 – NXB Khoa học và Kỹ thuật. [2] Sổ tay quá trình và thiết bị công nghệ hóa chất, tập 2 – NXB Khoa học và Kỹ thuật. [3] Hồ Lê Viên – Tính toán, thiết kế các chi tiết thiết bị hóa chất và dầu khí - NXB Khoa học và Kỹ thuật [4] Phan Vĩnh Hưng - Giáo trình Thực hành công nghệ sản xuất bia, xuất bản năm 2014, Bảng khối lượng riêng của dịch đường sau thủy phân malt [5] Phạm Văn Bôn, Nguyễn Đình Thọ - Quá trình và Thiết bị công nghệ hóa học và thực phẩm tập 5 – Quá trình và Thiết bị truyền nhiệt - Quyển 1: Truyền Nhiệt Ổn Định - NXB Đại học Quốc gia TP.HCM. [6 ] Giáo trình Kỹ thuật nhiệt trường Đại học Công nghiệp thực phẩm TP.HCM, xuất bản năm 2014, phụ lục. [7]. trang web bông thủy tinh cách nhiệt thuy-tinh-cach-nhiet-chong-chay.html [8]. Trang web tính toán online diện tích bề mặt đáy elip [9] TCVN 4088-1985 [10] Thông số bẫy hơi khopnoi.com/products/7758/b%E1%BA%ABy-h%C6%A1i-phao- t%E1%BB%B1-do-(free-float-steam-trap)-j3x-21.html [11] Phạm Văn Bôn, Nguyễn Đình Thọ - Quá trình và Thiết bị công nghệ hóa học và thực phẩm tập 5 – Quá trình và Thiết bị truyền nhiệt - Quyển 2: Truyền Nhiệt Không Ổn Định - NXB Đại học Quốc gia TP.HCM. 78