asignación # 4: diseño de una torre de destilación multicomponentes

NITROBENCENO

GRUPO # 2

ASIGNACIÓN # 4

ALBIN F. AGUIRRE CARVAJAL

NATALIA GONZALEZ

JONATHAN OSPINO P.

SARA M. TABORDA

Profesores:

JAIRO ANTONIO CUBILLOS

JUAN PABLO HERNANDEZ

HEBERTO TAPÍAS

UNIVERSIDAD DE ANTIOQUIA FACULTAD DE INGENIERIA

DEPARTAMENTO DE ING. QUIMICA DISEÑO I

2 Grupo 2: Nitrobenceno

CONTENIDO

PARTE I: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO OPERACIONAL DE UNA TORRE DE DESTILACION MULTICOMPONENTES

1. ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO OPERACIONAL DE UNA TORRE DE

DESTILACIÓN MULTICOMPONENTES 1.1 ESPECIFICACION DE LA ALIMENTACIÓN 1.2 ESPECIFICACION DE LA SEPARACION DE LOS COMPONENTES CLAVES 1.3 ESTIMACION DE LA SEPARACION DE LOS COMPONENTES NO-CLAVES 1.4 DETERMINACION DE LA PRESION DE LA COLUMNA 1.5 FLASH ADIABATICO DE LA ALIMENTACION A LA PRESION DE LA COLUMNA 1.6 CALCULO DEL NUMERO MINIMO DE ETAPAS TEORICAS 1.7 CALCULO DE LA SEPARACION DE LOS COMPONENTES NO-CLAVES 1.8 MEMORIAS DE LA ULTIMA ITERACION 1.9 CALCULO DE LA RELACION DE REFLUJO MINIMO 1.10 CALCULO DEL NUMERO DE ETAPAS TEORICAS A LA TASA DE REFLUJO

OPTIMO 1.11 LOCALIZACION DEL PLATO DE LA ALIMENTACION 1.12 CORRECCION DE LA PRESION EN EL PLATO DE ALIMENTACION 1.13 CALCULO DE LAS CARGAS CALORICAS EN EL CONDENSADOR Y REHERVIDOR 1.14 SELECCIÓN DEL TIPO DE REHERVIDOR

2 SELECCIÓN DEL TIPO DE TORRE 3 SELECCIÓN DEL TIPO DE PLATO 4 DISEÑO DE PLATOS PERFORADOS 5 EFICIENCIA DE PLATO 6 REFERENCIAS

PARTE II: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO MECÁNICO DE UNA TORRE DE DESTILACION DE PLATOS.

CONDICIONES DE DISEÑO Temperatura de diseño Presión de diseño

SELECCIÓN DEL MATERIAL CALCLULO DE LOS ESPESORES DEL CILINDRO Y LAS TAPAS

Espesor Selección del tipo de tapas

DISEÑO DE LAS BOQUILLAS Boquilla de entrada de la alimentación

Selección y especificación de las bridas de l casco Determinación del diámetro y el espesor Longitud saliente y distancia de penetración de la boquilla en el recipiente


Espesor de la pared de la boquilla Verificación de la necesidad de refuerzos Selección de las bridas

Boquilla del reflujo en el tope

Selección y especificación de las bridas de l casco Determinación del diámetro y el espesor Longitud saliente y distancia de penetración de la boquilla en el recipiente Espesor de la pared de la boquilla Verificación de la necesidad de refuerzos Selección de las bridas

Boquilla de vapor en el tope Selección y especificación de las bridas de l casco Determinación del diámetro y el espesor Longitud saliente y distancia de penetración de la boquilla en el recipiente Espesor de la pared de la boquilla Verificación de la necesidad de refuerzos Selección de las bridas

Boquilla de entrada de líquido en el fondo (Producto)


Boquilla de vapor en el fondo


Boquilla de liquido en el fondo (Rehervidor)


DISEÑO DE LOS REGISTROS DE INSPECCION LOCALIZACIÓN DE LAS BOQUILLAS ANILLOS Y VIGAS DE SOPORTE VOLUMEN Y PESO DE LA TORRE CALCULO DE LA ALTURA TOTAL DE LA TORRE DISPOSITIVOS DE SUJECION O APOYO PRUEBAS REALIZADAS A LA TORRE REFERENCIAS HOJA DE ESPECIFICACION


PARTE I:

ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL

DISEÑO OPERACIONAL DE UNA

TORRE DE DESTILACION

MULTICOMPONENTES


1. ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO OPERACIONAL DE UNA TORRE DE DESTILACIÓN MULTICOMPONENTES

Para las operaciones involucradas en el diseño operacional se va a usar el método de Fenske-Underwood-Gilliland (FUG) y/o una de sus variantes [1]. Este método aunque sólo es aproximado, se utiliza mucho en la práctica con fines tales como el diseño preliminar, estudios paramétricos para establecer las condiciones óptimas de diseño, así como para estudios de secuencias óptimas de separación en la síntesis de procesos. Un esquema del algoritmo a seguir se muestra en la Fig. 1.

Fig. 1. Algoritmo para el cálculo aproximado de una destilación multicomponentes.

1.1 ESPECIFICACIÓN DE LA ALIMENTACIÓN Se tiene una mezcla con las composiciones que se muestran en la Tabla 1, la cual se va a llevar a una torre de destilación (T1) con el objetivo de purificar el nitrobenceno crudo obtenido en las etapas anteriores del proceso y recuperar benceno para recircularlo a un mezclador mezclador (M4), tal como se muestra en la Fig. 2.


Fig. 2. Diagrama de proceso para la producción de nitrobenceno.


Tabla 1. Especificación de la alimentación. T=215.45 ºC y P=37.5 psia.

Peso molecular Componente Ni, kgmol/h Fi, kg/h

78 Benceno 90.2520 682.6639

18 Agua 17.6600 57.3971

123 Nitrobenceno 88.2896 10859.6160

184 Dinitrofenol 0.0029 0.5427

--- TOTAL 196.2045 11600.2197

NOTA: En vista de que no se encontraron parámetros termodinámicos para el dinitrofenol y que éste es el componente más pesado, se va a suponer que éste sale por los fondos. Por lo cual se redefinirá la alimentación, tal como se muestra en la Tabla 2.

Tabla 2. Especificación de la alimentación. T=215.45 ºC y P=37.5 psia.

Peso molecular Componente Ni, kgmol/h Fi, kg/h

78 Benceno 90.2520 682.6639

18 Agua 17.6600 57.3971

123 Nitrobenceno 88.2896 10859.6160

--- TOTAL 196.2016 11599.6770

1.2 ESPECIFICACIÓN DE LA SEPARACIÓN DE LOS COMPONENTES CLAVES Selección de los componentes claves Para la selección de los componentes claves, se hizo un flash para determinar las volatilidades relativas de los componentes, así:

1) Se determinaron las temperaturas de burbuja y de rocío de la corriente de alimentación a la torre (ver Tabla 3).

2) Se seleccionó una temperatura que estuviera en el rango definido por las temperaturas de burbuja y rocío.

3) Se hizo un flash y se calcularon las volatilidades de los componentes, tomando como referencia el nitrobenceno. (ver Tabla 4)

Tabla 3. Temperaturas de burbuja y rocío de la alimentación

Temperatura de burbuja (K) 372.66

Temperatura de rocio (K) 492.84

Tabla 4. Flash adiabático de la alimentación a 488.45 K y 37.5 psia.

Componente zi yi xi Ki α i,ref ORDEN Componentes

Claves

Benceno 0.4600 0.4983 0.0722 6.9017 15.8219 Agua

Agua 0.0900 0.0985 0.0037 26.6267 61.0412 Benceno LK

Nitrobenceno 0.4500 0.4031 0.9241 0.4362 1.0000 Nitrobenceno HK


Especificación de la separación de los componentes claves Clave ligero (Benceno): 98 % de la alimentacion por el destilado.

98.0:lk

lklklk FD Flujo del componente clave ligero en el destilado.

Donde

ligeroclavecomponentedelseparaciondeGradolk ______:

lklklk DFB , Flujo del componente clave ligero por los fondos.

Clave pesado (nitrobenceno): 98 % de la alimentacion por los fondos

98.0:hk

hkhkhk FB , Flujo del componente clave pesado en el residuo o fondos

Donde

pesadoclavecomponentedelseparaciondeGradohk ______:

hkhkhk BFD , Flujo del componente clave pesado en el destilado.

Los resultados se muestran en la Tabla 5.

Tabla 5. Especificación de la separación de los componentes claves.

Componentes claves Alimentación

(kmol/h) Destilado (kmol/h)

Fondos (kmol/h)

Benceno (LK) 90.2520 88.4470 1.8050*

Nitrobenceno (HK) 88.2896 1.7658* 86.5238

*Se calcularon por medio de un balance global de materia

Este grado de separación se define con el objetivo de obtener la pureza que requiere el nitrobenceno. 1.3 ESTIMACIÓN DE LA SEPARACIÓN DE LOS COMPONENTES NO-CLAVES Como vemos en el diagrama representado en la Fig. 1, el balance de masa en una torre de destilación por el método aproximado FUG (o alguna de sus variantes), es un proceso iterativo. Por razones de espacio, mostraremos la primera estimación de la separación de los componentes no-claves. Posteriormente solo se usaran los valores obtenidos en la última iteración. Para realizar una primera aproximación de la separación de los componentes no-claves a través de la torre, se emplea la ecuación de Hengstebeck-Geddes [2]:

bab

di

i

i

log*log


El primer paso consiste en hallar los coeficientes de distribución (ki) y la volatilidad relativa de todos los componentes (αi,ref), a las condiciones de entrada:

i

ii

x

yk

; hk

i

k

k

El segundo paso consiste en calcular los flujos de salida de los componentes no-claves con la ecuación de Hengstebeck-Geddes:

El factor “b” se determina aplicando la ecuación anterior al compuesto clave pesado, puesto que el logaritmo de su volatilidad es cero y de esta forma la ecuación queda en términos de variables conocidas.

Ahora se determinara el factor “a” aplicando la ecuación de Hengstebeck-Geddes al componente clave ligero.

Usando los valores de las columnas 3 y 4 de la Tabla 5 se obtienen los valores de a y b, los cuales se muestran en la Tabla 6.

Tabla 6. Parámetros a y b de la ecuación de Hengstebeck-Geddes.

a b

2.8187 -1.6902

Una vez calculados los parámetros a y b, se procede a estimar los flujos de salida de los componentes no-claves, usando la ecuación de Hengstebeck-Geddes junto a la de balance de masa, así:

Los resultados obtenidos en la primera aproximación, se muestran en la Tabla 7.

Tabla 7. Estimación de la separación de los componentes no-claves por Hengstebeck-Geddes.

DESTILADO

(di) FONDOS

(bi)

Componente Ni, kgmol/h Ni, kgmol/h

Agua 17.6520 8.0130E-03

Benceno (LK) 88.4470* 1.8050*

Nitrobenceno (HK) 1.7658* 86.5238*

TOTAL 107.8647 88.3368

*Estos valores se adicionaron a la tabla pues provienen de la especificación de los componentes claves, dada en la Tabla 5


1.4 DETERMINACIÓN DE LA PRESIÓN DE LA COLUMNA Y EL TIPO DE CONDENSADOR Para determinar la presión y el tipo de condensador se siguió el algoritmo representado en la Fig. 3

Fig. 3. Algoritmo para el cálculo de la presión de la torre.

Realizando un flash isotérmico al destilado en pro II a una temperatura de 120 ºF y en su punto de burbuja se estimó la presión de burbuja (ver Tabla 8).

Tabla 8. Presión en el condensador y tipo de condensador

Presión de burbuja destilado(psia) 12.71

Presión en el destilado corregida (psia) 30

Tipo de condensador Total

Asumiendo una caída de presión en el condensador de 5 psi, y de 5 psi en la columna; y considerando que la alimentación se encuentra justamente en la mitad de la torre se tiene que: Pcolumna = PD + 7.5psia PFondos = PD +10 psia El perfil de presiones a lo largo de la torre se muestra en la Tabla 9.

Tabla 9. Perfil de presiones a lo largo de la torre

Presión en el destilado, PD (psia) 30

Presión en el tope de la torre, PT (psia) 35

Presión en los fondos de la torre, PB (psia) 40

Presión de la columna, PC (psia) 37.5


Se verifica que la temperatura de burbuja de los fondos, TB, no supere la menor de las temperaturas de descomposición de las sustancias presentes en la mezcla, tal como se muestra en la Tabla 10. La Tabla 11 muestra tanto los coeficientes de distribución como las volatilidades en los fondos.

Tabla 10. Temperatura de burbuja de los fondos

Componente T critica (ºC)

Agua 374

Benceno (LK) 289

Nitrobenceno (HK) 446

Dinitrofenol -

TB (ºC) 247.54

Tabla 11. Volatilidades a la temperatura de burbuja de los fondos

Componente Ki [α i,ref]1

Agua 31.2030 38.7074

Benceno(LK) 10.1765 12.6239

Nitrobenceno (HK) 0.8061 1.0000

1.5 FLASH ADIABÁTICO DE LA ALIMENTACIÓN A LA PRESIÓN DE LA TORRE Se aplica un flash adiabático al flujo de entrada de la torre, a la presión que se determinó PAlimentación= 37.5 psia (presión de la columna) para el alimento; esto se hizo con el fin de verificar que el orden de volatilidades no hubiese cambiado. Los resultados del flash adiabático de la alimentación a la presión de la torre se muestran en la Tabla 12.

Tabla 12. Flash adiabático de la alimentación a la presión de la torre.

Componente Ni, kgmol/h

yi xi Ki α i,ref VAPOR LIQUID

Agua 17.5947 0.0653 0.0985 0.0037 26.6267 61.0412

Benceno (LK) 88.9762 1.2758 0.4983 0.0722 6.9017 15.8219

Nitrobenceno (HK) 71.9725 16.3171 0.4031 0.9241 0.4362 1.0000

TOTAL 178.5434 17.6582 1.0000 1.0000 --- ---

Luego, la fracción de líquido en la alimentación, q es igual a 0.09. Como se puede ver en la Tabla 13, el orden de volatilidades no ha cambiado.

Tabla 13. Orden de volatilidades a 488.45 K y 37.5 psia.

Componente α i,ref ORDEN Componentes

Claves

Agua 61.0412 Agua

Benceno (LK) 15.8219 Benceno LK

Nitrobenceno (HK) 1.0000 Nitrobenceno HK


1.6 CÁLCULO DEL NÚMERO MÍNIMO DE ETAPAS TEÓRICAS Para el número mínimo de etapas teóricas se hace necesario analizar que tanto varían las volatilidades relativas de los componentes a lo largo de la torre. Para ello se calculan las volatilidades relativas de los componentes tanto en el tope como en el fondo de la torre. Esto con el fin de mirar la variabilidad de las volatilidades y ver si se debe usar las ecuaciones de Fenske o de Winn [3] (ver Tabla 14).

Tabla 14. Ecuación de Fenske vs. ecuación de Winn

Ecuación Condición

Ecuación de Fenske

Con:

i: clave ligero j: clave pesado

Cuando la volatilidad relativa es constante o se mantiene aproximadamente constante a lo largo de la torre.

Ecuación de Winn

Con: i: clave ligero j:clave pesado 1: Fondos de la torre N+1: Tope de la torre

Cuando la volatilidad varía apreciablemente a lo largo de la torre, la ecuación de Winn es más exacta si se cumple la condición:

donde ζi,j y φi,j son constantes empíricas que han de determinarse para el intervalo de presión y temperatura adecuado.

Antes de seguir, es necesario calcular las volatilidades en el tope de la torre. Para ello se calcula la temperatura de rocío en el tope a la presión del tope, considerando las composiciones y flujos del destilado. La Tabla 15 muestra la temperatura de rocío en el tope, al igual que las volatilidades en éste.


Tabla 15. Temperatura y volatilidades relativas en el tope

Componente Ki [α i,ref]N+1

Agua 20.2597 555.1638

Benceno (LK) 1.5115 41.4194


T (K) 401.55

En la Tabla 16 se puede observar la variabilidad de las volatilidades a lo largo de la torre, como una comparación entre las volatilidades de los componenentes en los topes y en los fondos.

Tabla 16. Volatilidades en el tope y en los fondos

Componente [α i,ref]N+1 [α i,ref]1 % Desviación*

Agua 555.1638 38.7074 93.03

Benceno (LK) 41.4194 12.6239 69.52

Nitrobenceno (HK) 1.0000 1.0000 0.00

*Los valores se calcularon con respecto a las volatilidades en el tope

Como se puede ver en la Tabla 16, el porcentaje de desviación del componente clave ligero (LK) es mayor al 20%, por lo cual se debe usar la ecuación de Winn. Parámetros de la ecuación de Winn Los parámetros de la ecuación de Winn se calcularon tomando los coeficientes de distribución de los componentes a lo largo de la torre, considerando los valores en el tope, la alimentación y los fondos, tal como se describió en la Tabla 14. Para calcular los parámetros de la ecuación de Winn, se trabajó con la forma linealizada de esta ecuación, es decir:

Los resultados se muestran en las Fig. 4 y 5, y en la Tabla 17.

Fig. 4. Log KAGUA vs Log KHK. Fig. 5. Log KLK vs Log KHK


Tabla 17. Parámetros de la ecuación de Winn

Componente

ζi,HK φi,HK

Agua 32.9079 0.2647

Benceno (LK) 11.7274 0.6257

Luego, con los parámetros de la ecuación de Winn para el clave ligero y las fracciones molares de los componentes clave ligero (LK) y clave pesado (HK) se obtienen el número mínimo de etapas teóricas. Los resultados se muestran en la Tabla 18.

Tabla 18. Número mínimo de etapas teóricas

Componente X i,N+1 X i, 1

Agua 0.1636 0.0001

Benceno (LK) 0.8200 2.043E-02


TOTAL 1.0000 1.0000

Nmin 2.5397

1.7 CÁLCULO DE LA SEPARACIÓN DE LOS COMPONENTES NO-CLAVES Una vez se calculados los parámetros de la ecuación de Winn para los componentes no claves, se recalculan los flujos de los componentes no-claves, por medio de la ecuación de Winn:

Donde,

Los resultados se obtienen por medio de ensayo y error: (1) Se supone un valor de B (ó D), (2) el otro valor D (ó B) se obtiene por el balance de masa global en la torre, (3) Se calculan los flujos bi y di.


(Para cálculos más exactos se recomienda calcular el menor entre bi y di , mientras que el otro valor se obtiene mediante un balance global de materia [4]), (4) Se recalcula el valor de B (ó D), y (5) se compara éste con el valor supuesto, esto se hace hasta que el valor calculado no varíe apreciablemente con respecto al supuesto. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 19.

Tabla 19. Flujos de los componentes no-claves recalculados por el método de Winn.


DESTILADO FONDOS

Agua 17.6558 0.0042

Benceno (LK) 88.4470 1.8050


TOTAL 107.8686 88.3330

Una vez calculados los valores, éstos se deben comparar con los valores estimados en el numeral 1.3, si el porcentaje de desviación es muy alto se deben repetir los pasos del 1.4 al 1.7 con los últimos flujos calculados (ver Tablas 20 y 21).

Tabla 20. Comparación de los flujos de los componentes no-claves de los numerales 1.3 y 1.7


DESTILADO FONDOS DESTILADO * FONDOS *

Agua 17.6520 0.0080 17.6558 0.0042

Benceno (LK) 88.4470 1.8050 88.4470 1.8050

Nitrobenceno (HK) 1.7658 86.5238 1.7658 86.5238

TOTAL 107.8647 88.3368 107.8686 88.3330

*Valores recalculados

Tabla 21. Porcentajes de desviación de los valores recalculados con respecto a los supuestos

Componente % Desviación

DESTILADO FONDOS

Agua 0.0218 47.9196

Como vemos los porcentajes de desviación son muy altos, por lo cual se hace necesario volver a repetir los cálculos desde el numeral 1.4. Los resultados de la última iteración se muestran en el siguiente numeral.

1.8 MEMORIAS DE LA ÚLTIMA ITERACIÓN Las Tablas 22 a 33 resumen los resultados obtenidos en la última iteración.


Tabla 22. Estimación de la separación de los componentes no-claves.


DESTILADO FONDOS

Agua 17.6558 0.0042

Benceno (LK) 88.4470 1.8050


TOTAL 107.8686 88.3330

Tabla 23. Presión en el condensador y tipo de condensador

Presión de burbuja destilado(psia) 12.71

Presión en el destilado corregida (psia) 30

Tipo de condensador Total

Tabla 24. Perfil de presiones a lo largo de la torre

Presión en el destilado, PD (psia) 30

Presión en el tope de la torre, PT (psia) 35

Presión en los fondos de la torre, PB (psia) 40

Presión de la columna, PC (psia) 37.5

Tabla 25. Temperatura de burbuja de los fondos

Componente T critica (ºC)

Agua 374

Benceno (LK)

289

Nitrobenceno (HK) 446

Dinitrofenol -

TB (ºC) 247.62

Tabla 26. Volatilidades a la temperatura de burbuja de los fondos

Componente [α i,ref]1

Agua 38.6678

Benceno (LK) 12.6032

Nitrobenceno (HK) 1.0000

Tabla 27. Flash adiabático de la alimentación a la presión de la torre.


yi xi Ki α i,ref VAPOR LIQUID

Agua 17.5947 0.0653 0.0985 0.0037 26.6267 61.0412

Benceno (LK) 88.9762 1.2758 0.4983 0.0722 6.9017 15.8219

Nitrobenceno (HK) 71.9725 16.3171 0.4031 0.9241 0.4362 1.0000

TOTAL 178.5434 17.6582 1.0000 1.0000 --- ---

Luego, la fracción de líquido en la alimentación, q es igual a 0.09.


Tabla 28. Temperatura y volatilidades relativas en el tope

Componente [α i,ref]N+1

Agua 555.0402

Benceno (LK) 41.4194

Nitrobenceno (HK) 1.0000

T (K) 401.55

Tabla 29. Volatilidades en el tope y en los fondos

Componente [α i,ref]N+1 [α i,ref]1 % Desviación*

Agua 555.0402 38.6678 93.03

Benceno (LK) 41.4194 12.6032 69.57

Nitrobenceno (HK) 1.0000 1.0000 0.00

*Los valores se calcularon con respecto a las volatilidades en el tope

Tabla 30. Número mínimo de etapas teóricas

Componente X i,N+1 X i, 1

Agua 0.1637 4.72E-05

Benceno (LK) 0.8200 2.043E-02


TOTAL 1.0000 1.0000

Nmin 2.5397

Tabla 31. Flujos de los componentes no-claves recalculados por el método de Winn.


DESTILADO FONDOS

Agua 17.6558 0.0042

Benceno (LK) 88.4470 1.8050


TOTAL 107.8686 88.3330

Tabla 32. Comparación de los flujos de los componentes no-claves de los numerales 1.3 y 1.7


DESTILADO FONDOS DESTILADO * FONDOS *

Agua 17.6558 0.0042 17.6558 0.0042

Benceno (LK) 88.4470 1.8050 88.4470 1.8050

Nitrobenceno (HK) 1.7658 86.5238 1.7658 86.5238

TOTAL 107.8686 88.3330 107.8686 88.3330

*Valores recalculados


Tabla 33. Porcentajes de desviación de los valores recalculados con respecto a los supuestos

Componente % Desviación

DESTILADO FONDOS

Agua 0.0000 0.0042

Como se puede ver los porcentajes de desviación son muy bajos, por lo cual se da por concluido el balance de masa. 1.9 CÁLCULO DE LA RELACIÓN DE REFLUJO MÍNIMO Para el cálculo de la relación de reflujo mínimo se usa la ecuación de Underwood. Inicialmente es necesario identificar el tipo de separación que se presenta. Shiras, Hanson y Gibson [5], clasificaron los sistemas multicomponentes atendiendo a que tengan uno (Clase 1) o dos (Clase 2) puntos de contacto. Para las separaciones de los sistemas de clase 1, todos los componentes de la alimentación se distribuyen entre ambos productos de cabeza y cola. En este caso el único punto de contacto está comprendido en la etapa de alimentación como se muestra en la Fig. 6c.

Fig. 6. Localización de las zonas de punto de contacto para reflujo mínimo. (a) Sistema binario. (b) Sistema binario: ondiciones de no idealidad con un punto de tangencia. (c) Sistema multicomponente: todos los componentes distribuidos (Clase 1). (d) Sistema multicomponente: no distribución de todos los LLK y HHK (Clase 2). (e) Sistema multicomponente: Distribución de todos los LLK pero no de todos los HHK (Clase 2).

Para las separaciones de la Clase 2, uno o más de los componentes solamente aparecen en uno de los productos (ver Fig. 6d. y e). En nuestro caso se obtuvo una separación Clase 1, pues todos los componentes se distribuyen, por lo cual, la relación de reflujo mínimo interno está dada por:


Y la relación de reflujo mínimo externo se obtiene a partir de la relación de reflujo mínima interna y por un balance de energía alrededor de la sección de rectificación (ver Fig. 7).

Fig. 7. Zona del punto de contacto

Los resultados se muestran en la Tabla 34.

Tabla 34.Relación de reflujo mínimo

(L∞)min (kmol/h) 80.5528

HV∞ (kJ/kmol) 66852.7552

HL∞ (kJ/kmol) 44101.1151

Hv (kJ/kmol) 47132.9952

HL (kJ/kmol) 21144.4383

(Rmin)externo 1.4125

Los valores de HL∞ , HV∞ se obtuvieron haciendo un flash a la alimentación, mientras que los valores de HL y HV, se obtuvieron haciendo un flash a la temperatura de burbuja del destilado y a la temperatura de rocío en el tope de la torre. 1.10 CÁLCULO DEL NÚMERO DE ETAPAS TEÓRICAS A LA TASA DE REFLUJO ÓPTIMO Para alcanzar una separación especificada entre dos componentes claves, tanto la relación de reflujo como el número de etapas teóricas tienen que ser superiores a sus valores mínimos, razón por la cual se procede inicialmente al cálculo de la relación de reflujo óptimo.


Relación de reflujo óptimo

Para el calculo de la relación de reflujo optimo se va a usar la correlación de Van Winkle [10], la cual se muestra en la Fig. 8, Donde se entra con la abscisa:

55,0

Fhk

lk

Blk

hk

Dhk

lk

x

x

x

x

x

xLog

y, la volatilidad relativa (α) del componente ligero con respecto al clave pesado a la temperatura promedio de la torre o a las condiciones de la alimentación.

Fig. 8. Correlación gráfica de Van Winkle para el cálculo de la relación de reflujo óptimo.

En el caso de que alguna de las dos coordenadas de entrada por fuera del rango mostrado en la Fig. 8, se puede usar el conjunto de ecuaciones siguiente [9]:


Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 35.

Tabla 35. Cálculo de la relación de reflujo óptimo

Xo 3.4635

Yo 0.9587

Ro/Rm 1.2017

Ro 1.6975

Número de etapas teóricas a la relación de reflujo óptimo Para el cálculo del número de etapas teóricas se han planteado varias correlaciones. Entre ellas, la correlación de Gilliland [6] y la correlacion de Erbar and Maddox [7]. La correlación de mayor éxito y más sencilla es la desarrollada por Gilliland [6], ligeramente modificada después por Robinson y Gilliland. La correlación se muestra en la Fig. 9, donde las tres series de puntos de datos, que están basados en cálculos exactos, son los puntos originales de Gilliland y los puntos para sistemas multicomponentes de Brown y Martin, y de Van Winkle y Todd. Los 61 puntos experimentales cubren los siguientes intervalos de condiciones: 1. Número de componentes: 2- 11 2. q: 0.28 - 1.42 3. Presión: Vacío hasta 600 psig 4. α: 1.11- 4.05 5. Rmin: 0.53 - 9.09 6. Nmin: 3.4 - 60.3

Fig. 9. Correlación de Gilliland

La línea que pasa a través de los puntos de la Fig. 9 representa la ecuación de Molokanov, asi:

Donde,


La Tabla 36 muestra los resultados del cálculo del número de etapas teóricas a la relación reflujo óptimo.

Tabla 36. Cálculos del número de etapas teóricas.

X 0.1056

Y 0.5480

N 6.8309

1.11 LOCALIZACIÓN DEL PLATO DE LA ALIMENTACIÓN Una aproximación razonablemente buena de la localización de la etapa óptima de alimentación puede obtenerse utilizando la ecuación empírica de Kirkbride [10].

Donde, NR corresponde a las etapas en la zona de rectificación y NS, las etapas de la zona de

adelgazamiento. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 37.

Tabla 37. Localización del plato de la alimentación

Nr/Ns 0.9640

Ns 3.4780

Nr 3.3529

1.12. CORRECCIÓN DE LA PRESIÓN EN EL PLATO DE ALIMENTACIÓN Se hace necesario corregir la presión de la alimentación, pues inicialmente se había supuesto que ésta entraba en el punto medio de la torre. La corrección está dada por:

Al comparar este último valor con el supuesto inicialmente, se obtiene un porcentaje de desviación del 0.1221%, por lo cual no se hace necesario volver a hacerle un flash a la alimentación.


1.13. CÁLCULO DE LAS CARGAS CALORICAS EN EL CONDENSADOR Y REHERVIDOR Carga calórica en el condensador

Balance global de energía en el condensador (ver Fig. 10): Como se trata de un condensador total, HL0=HD.

Además, G1=L0+D=D(Ro + 1)

G1HG1=L0HL0+ DHD+QC G1HG1=G1HD +QC

Luego, QC = G1 (HG1 - HD)

Fig. 10. Balance de energía en el condensador

Tabla 38. Resultados del balance de energía en el condensador.

D (kgmol/h) 107.8686

L0 (kgmol/h) 183.1054

G1 (kgmol/h) 290.9740

HD=HL0 (kJ/kgmol) 9098.7291

H1 (kJ/kgmol) 47132.9952

QC (kJ/h) 11066981.34

Carga calórica en el rehervidor Balance global de energía en la torre (ver Fig. 11): Suponiendo flujo molares constantes a lo largo de cada una de las secciones de la torre, se tiene que: Flujos molares en la sección de rectificación:

G=G1 L=L0 Flujos molares en la sección de agotamiento:

G’=G – (1-q)F L’=L´+qF

Luego, QB+FHF=DHD+BHB+QC

QB =DHD+BHB+QC - FHF

Fig. 11. Balance global de energía en la torre.


Tabla 39. Resultados del balance global de energía en la torre

F (kgmol/h) 196.2016

D (kgmol/h) 107.8686

B (kgmol/h) 88.3330

HF (kJ/kgmol) 64805.10759

HD (kJ/kgmol) 9098.7291

HB (kJ/kgmol) 53314.488

QC (kJ/h) 11066981.34

QB (kJ/h) 4043012.809

Tabla 40. Flujos molares en la sección de agotamiento

L’ (kgmol/h) 200.7636

G’ (kgmol/h) 112.4306

L’B (kgmol/h) 112.4306

Estado termodinámico del flujo que regresa del rehervidor a la torre Para el fluido que regresa a la torre, el balance de energía en el rehervidor está dado como:

QB = L’B (H’G -HB) Luego, H’G = (QB/L’B)+HB = 89274.5607 kJ/kgmol

A la presión de los fondos se calculan las entalpias en el punto de burbuja y en el punto de rocío. Obteniéndose los valores 53321.1803 kJ/kgmol y 95966.7021 kJ/kgmol. Como se puede ver el fluido que regresa a la torre es una mezcla liquido-vapor, por lo cual se necesitaría un rehervidor parcial.

1.14 SELECCIÓN DEL TIPO DE REHERVIDOR [11]

Lo que se desea es un rehervidor que proporcione un equilibrio liquido-vapor,

para que trabaje con iguales proporciones y asi no ingrese mayor cantidad de vapor en la torre, o solo vapor, y además que sea económico.

Para la torre de destilación se escoge un rehervidor horizontal de paso continuo. Se selecciona este rehervidor por que tiene la ventaja de que se trabaja como plato

teórico, posee menor caída de presión, no se incrusta con facilidad, es de menor altura en el faldón comparado con el vertical, además la tubería es sencilla y

compacta, posee gran facilidad de mantenimiento y es de bajo costo.

El rehervidor elegido, es un rehervidor parcial


2. SELECCIÓN DEL TIPO DE TORRE

Para escoger el tipo de torre se emplean los siguientes criterios de selección y se reporta a continuación la lista de criterios evaluados y su respectivo resultado [12, 13]

Diámetro: Para diámetros menores a 0.6m se usan torres empacadas y para diámetros mayores a 4 m se usan torres de platos, entre este intervalo se pueden usar ambas torres. Estimación del diámetro de la torre: Método de Brown-Souder [14] El principal factor que determina el diámetro de la columna es el flujo de vapor. La velocidad del vapor debe ser menor que aquella que pudiese causar un arrastre excesivo de liquido o una alta caída de presión. El siguiente método, conocido como el método de Brown-Souder, puede ser usado para estimar el diámetro de la columna, así:

1) Inicialmente se calcula el parámetro B20, con la siguiente ecuación:

Donde: Ts = espaciado entre platos, (in)* B20=parámetro considerando una tensión superficial de 20 dinas/cm * Para la selección del espaciado entre platos, se tuvo en cuenta la Tabla 6.1 del libro de Treybal [15], la cual relaciona valores recomendados del espaciado entre platos con diámetros de columna recomendados.

2) Se hace la corrección de este parámetro por tensión superficial, por:

Donde: σ = tensión superficial del líquido (dinas/cm)

3) Se calcula el flux másico de vapor, usando la siguiente ecuación:

Donde: ρL = densidad del líquido (lb/ft3) ρG = densidad del vapor (lb/ft3) G’ = flux másico del vapor (lb/h.ft2)

4) Se calcula el área de sección transversal de la columna, y con ella su diámetro, así:


Donde: G = flujo másico del vapor (lb/h) G’ = flux másico del vapor (lb/h.ft2) D = diámetro de la columna (ft)** ** Se debe corroborar que el diámetro calculado cumpla con las dimensiones generales recomendadas para las torres de platos para el respectivo espaciado entre platos [15]

La Tablas 41 y 42 resumen los cálculos y resultados de usar el método de Brown-Souder para estimar los diámetros de la secciones de enriquecimiento y agotamiento de la torre.

Tabla 41. Datos usados en la estimación del diámetro. Obtenidos con el software PRO II.

TOPE FONDO

Condiciones T= 263.12 °F P= 35 psi T= 477.446 °F P= 40 psi

Propiedad liquido vapor liquido vapor

densidad (lb/ft^3) 57.262 0.3114 57.262 0.3114

σ (dinas/cm) 22.7969

22.7969

PM 97.8569 69.0128 122.1888 113.6218

Tabla 42. Resultados del cálculo de diámetros

Tope Fondo

TS (in) 24 24

B20 196.29 196.29

Bσ 201.4998 201.4998

G’ (lb/h ft^2) 2,783.2800 2,783.2800

G (lb/h) 44,270.4145 28,162.8125

A (ft^2) 15.9058 10.1186

D (ft) 4.5002 3.5893

D (m) 1.3717 1.0940

Con los diámetros obtenidos por el método de Brown-Souder se realiza una aproximación al diámetro real de la torre y se hace una elección del tipo de torre que se debe diseñar; torre de platos o torre empacada. El diámetro de la torre por el método de Brown-Souder dio un diámetro aproximado de 1.3717m para el tope y 1.0940m para el fondo de la torre. Al no ser un criterio decisivo se recurre a otros criterios que se mencionan a continuación.

Relación liquido/gas: Cuando se tienen relaciones de líquido-vapor pequeñas lo más recomendable es trabajar con torres de platos. En nuestro caso:


Dicha relación tanto en el tope como en el fondo, no es tan grande, por lo tanto es conveniente emplear una torre de platos según este criterio.

Sistemas espumantes: Se recomienda utilizar torres empacadas cuando se trabaja con sistemas espumosos. Un sistema tiende a formar espumas cuando su tensión superficial es baja y se encuentra entre 1 y 20 dinas/cm, tomando como referencia la tensión superficial del agua, dado que la tensión superficial para el tope y el fondo son mayores a 20 dinas/cm (ver Tabla 43), se utilizara torre de platos.

Tabla 43. Tensión superficial del liquido en el fondo y tope de la torre

Tope Fondo

σ (dinas/cm) 22.7969 22.7969

Limpieza: La torre de platos presenta mayor facilidad para realizar operaciones de mantenimiento y limpieza, por eso este tipo de torre es la más aconsejable para el diseño.

Corrosión: Se trabajara con acero austenítico 316L con lo que las permeancias por corrosión son

menores de 2 mpy, por lo que la columna de platos es una buena opción. Caída de Presión: ya que la torre no opera con vacio, se puede usar torre de platos. Costos: Debido a que la torre cuenta con un diámetro que está entre 0.6 m y 4 m utilizar una

torre de platos no resulta costos. Por los criterios anteriores la mejor selección es una torre de platos 3. SELECCIÓN DEL TIPO DE PLATO [16] Los principales factores a considerar cuando se compara el desempeño de platos de capucha, válvula y perforados son los costos, capacidad, rango de operación, eficiencia y caída de presión. Costos: Los platos de capucha son apreciablemente más costosos que los platos perforados y de válvula. El costo dependerá del material de construcción que se use; para el acero “mild steel”, los costos relativos en el orden capucha: válvula: perforado, son 3.0: 1.5: 1.0. Capacidad: en general, el ranking de capacidades está dado como: perforados, válvula y capucha. Rango de operación: es el factor más importante. Por rango de operación ha de entenderse los rangos de flujos de vapor y liquido sobre los cuales el plato operará satisfactoriamente (rango de operación estable). Los platos de capucha pueden operar eficientemente a flujos de vapor muy bajos. Los platos perforados mantienen el líquido por medio del vapor que cruza por los orificios del plato, por lo cual no pueden operar a flujos de vapor muy bajos, pero con un buen diseño, éstos platos pueden ser diseñados para dar un rango de operación satisfactorio, típicamente de 50 al 120% de la capacidad del diseño. Los platos de válvula son más flexibles en cuanto al rango de operación que los platos de perforados y a un costo menor que los platos de capucha. Eficiencia: La eficiencia de Murphree de los tres tipos de platos será virtualmente la misma cuando éstos operen sobre su rango de flujos de diseño, por lo cual no se puede establecer ninguna diferencia entre ellos.


Caída de presión: Puede ser un factor importante a la hora de diseñar columnas sometidas a vacío. La caída de presión dependerá del diseño detallado del plato, pero en general, los platos perforados dan la menor caída de presión, siendo seguidos por los de válvula, y finalmente, los de capucha, dando la mayor caída de presión. Resumen: los platos perforados son los más baratos y son satisfactorios para la mayoría de las aplicaciones. Los platos de válvula se deberían considerar si la razón entre flujos máximos y mínimos de operación (“turndown”) no se puede ser cubierto usando platos perforados. Los platos de capucha se deberían usar sólo si se van a manipular flujos de vapor muy bajos. Por lo visto, los platos perforados son los mejores en la mayoría de los casos, razón por la cual se va a trabajar con platos perforados. 4. DISEÑO DE PLATOS PERFORADOS [17,18]

Cálculo del diámetro riguroso de la torre

Una vez tomada la decisión acerca del tipo de torre a utilizar, debemos implementar la utilización de un cálculo riguroso del diámetro, de igual manera los cálculos siguientes se deben efectuar hasta cierto punto para la sección de enriquecimiento y agotamiento por separado para luego tomar algunas decisiones prácticas acerca de este parámetro; el procedimiento empleado es el siguiente:

1. Especificar las condiciones de operación en el plato: a. Flujo del vapor b. Flujo del líquido c. Composición del vapor d. Composición del líquido e. Temperatura f. Presión

2. Especificar tamaño y distribución de los orificios:

a. Diámetro del orificio (do): se recomienda 4.5 ó 6.0 mm (máximo) b. Distribución triangular con separación entre centros (p’): 2.5-5.0 do

3. Definir porcentaje de inundación en la operación:

a. Líquidos que no forman espuma: 80-85 % b. Líquidos que forman espuma: < 75%

4. Suponga espaciamiento entre platos mínimo (t). Como éste es función del diámetro,

utilizamos la tabla 6.1 del libro de Treybal para su escogencia.

5. Calcular la relación Ao/Aa: 2

'907.0

p

do

A

A

a

o

Donde: Ao: Área orificio Aa: Área activa p’: Separación de orificios entre centro y centro


6. Calcular el diámetro de la torre:

a. Calcular la constante de inundación

01173.00744.0 t 015.00304.0 t

02.0

5.002.0

'

'

1log

L

G

F

G

LC

Si Ao/Aa < 0.1: Multiplicar α y β por (5Ao/Aa+0.5).. Si (L’/G’)(ρG/ ρL )0.5 está entre 0.01 y 0.1, asigne a toda la expresión el valor de 0.1. Donde: L’: Flujo másico superficial del líquido G’: Flujo másico superficial del gas σ : Tensión superficial , en N/m

b. Calcule la velocidad en la inundación:

5.0

G

GLFF CV

c. Calcule la velocidad de operación:

100

% FVinundaciónV

d. Calcular el área neta de flujo de gas en la torre de la torre:

V

qAAA G

dtn

Donde: An: Área neta d flujo del gas At: Área seccional transversal de la torre Ad: Área seccional de un vertedero qG: Flujo volumétrico del gas

e. Calcule el área seccional de la torre

Asuma longitud del derramadero:

8.06.0:

T

WD

WF


Donde: W: Longitud del derramadero, 60-80% del diámetro de la torre. DT: Diámetro de la torre.

Obtenga Ad/At: Fracción del área ocupada por un vertedero (Nos guiamos por los valores reportados en la tabla 6.1 del libro de Treybal, donde se encuentran estos en función de FW)

Área seccional de la torre:

t

d

nt

A

A

AA

1

f. Diámetro de la torre

5.04

AtDT

Se recomienda redondear el valor a una cifra práctica. Una vez concluidos los cálculos hasta esta instancia, debemos decidir si la torre se fabricará para operar con un único diámetro o con un diámetro para la sección de enriquecimiento y otro para la sección de agotamiento. Los resultados del cálculo de los diámetros de ambas secciones de la torre se resumen en la Tabla 44, al igual que los parámetros que se utilizaron para ello.


Tabla 44. Cálculo de diámetros para la secciones de enriquecimiento y agotamiento.

Sección TOPE FONDOS

1. Condiciones de operación en el plato

L(kg/h) 17918.1259 24531.06221 G(kg/h) 20080.9283 12774.56797 PM (L) 97.8569 122.1888 PM (G) 69.0128 113.6218 T(K)

P (psi) 35 40

2. Tamaño y distribución de orificio

do (mm) 5 5 p' (mm) 20 20

3. Porcentaje de inundación

% de inundación 82 82

4. Espaciamiento mín. entre platos

t (in) 24 24

5. Relación Ao/Aa

Ao/Aa 0.0567 0.0567

6. Diámetro de la torre

Constante de inundación

α 0.0447 0.0447 β 0.0263 0.0263 (L’/G’) 0.8923 1.9203 ρL (kg/m3) 917.2587 917.2587 ρG (kg/m3) 4.9882 4.9882 (L’/G’)(ρG/ρL )0.5 0.1000 0.1416 σ (N/m) 0.0228 0.0228 CF 0.0729 0.0659

Velocidad en la inundación

VF (m/s) 0.9855 0.8917 V (m/s) 0.8081 0.7312 qG (m3/s) 1.1182 0.7114 An (m2) 1.3837 0.9729 FW 0.7 0.7 Ad/At (Tabla 6.1 Treybal) 0.0881 0.0881

Tabla 44. (Continuación)

Área seccional de la torre

At (m2) 1.5174 1.0668 Diámetro de la torre

Dt (m) 1.3900 1.1655

Como el porcentaje de desviación del menor diámetro con respecto al mayor diámetro es menor del 20%, en este caso, 19.26%, los cálculos posteriores deberán realizarse con un solo diámetro para toda la torre, pero es necesario tratar cada una de las secciones por separado con el fin de establecer sus respectivas caídas de presión y demás parámetros que sea necesario corroborar.


Aspectos mecánicos del plato Se continúa con el algoritmo anterior:

7. Calcule la longitud del derramadero:

WT FDW

8. Calcule el área seccional de un vertedero:

t

dTd

A

ADA

4

2

9. Calcule el área activa:

Wdta AAAA 2

Donde AW es el área utilizada por soportes del plato más área de zona de desprendimiento, mas área de zona de distribución.

a. Despréciela para pequeños diámetros b. Defínala para diámetros mayores c. Puede alcanzar hasta el 20% de At. Normalmente 15% para soportes y anillos

únicamente.

10. Cheque el flujo de líquido sobre el plato

q / W < 0.032 m3/s m (Longitud del derramadero) Donde q es el flujo del líquido, en m3/s.

11. Calcule la cresta del líquido sobre el derramadero: h1.

a. Asuma :

Weff = W. Válido para W / DT aprox. 0.7 Donde Weff es la longitud efectiva del derramadero, en m.

b. Calcule h1:

3/23/2

1 666.0

Weff

W

W

qh

c. Calcule Weff / W:


2

1

5.0222

21

W

D

D

h

W

D

W

D

Weff

W T

T

TT

d. Repita los cálculos b y c hasta que no haya diferencia del valor Weff/W entre dos cálculos consecutivos

12. Chequee la profundidad del líquido sobre el plato:

h1 + hW > 50 mm h1 + hW < 100 mm

Donde hW es la altura del derramadero.

13. Calcule la caída d presión en seco. hD:

2

14

25.140.02

n

o

on

oo

Go

cD

A

A

d

fl

A

AC

v

gh

Donde: Co: Coeficiente del orificio L: Espesor del plato F: Factor de fricción de Fanning En el rango de 0.2 < l/do< 2.0:

25.0

09.1

l

doCo

14. Calcule la caída de presión resultante que genera el líquido sobre el plato (hL):

z

qVhh GaWL 225.1725.0101.6

5.03

a

Ga

T

A

QV

WDz

,

2

Donde: z: Ancho de flujo promedio. Va: Velocidad del gas basada en Aa.

15. Calcule la caída de presión residual:

gd

gh

oL

cR

6


Donde: σ: Tensión superficial. gc: Factor de conversión. g: Aceleración de la gravedad.

16. Calcule la pérdida de presión en la entrada del líquido (h2):

2

22

3

daA

q

gh

Donde Ada s el área menor entre la sección transversal del vertedero y el área libre entre el vertedero y el plato del fondo.

17. Calcule el retroceso del líquido en el vertedero (h3):

23 hhhhh RLD

18. Chequee el nivel del líquido en el vertedero:

2/31 thhhW

Si no se cumple hay que redefinir el espaciamiento entre platos y repetir el algoritmo de cálculo desde el paso 6.

19. Calcule la velocidad mínima a través de los orificios:

724.0

8.2

3

293.0379.02

'3

20229.0

do

zoa

oGoG

G

c

GoW

p

dA

d

l

dgcg

V

Donde z es el recorrido del líquido sobre el plato.

20. Chequee la velocidad en los orificios:

Vo>VoW Los resultados de los cálculos se muestran en la Tabla 45.

Tabla 45. Resultados de los cálculos

ASPECTO EVALUADO TOPE FONDO

Longitud del derramadero: W (m) 0.9730 0.9730

Área seccional de un vertedero Ad (m2) 0.1337 0.1337

Area utilizada por soportes del plato: Aw (m2) 0.2276 0.2276

Cálculo del área activa: Aa (m2) 1.0225 1.0225

Chequeo de q/w (m3/s m) 0.0056 (SI!!) 0.0076 (SI!!)

Cresta del líquido sobre el derramadero: h1 (m) 0.0216 0.0269

(Weff / W) 0.9525 0.9403


Tabla 45 (Continuación)

ASPECTO EVALUADO TOPE FONDO

Altura del derramadero: hw (m) 50 50

Profundidad líquido sobre plato: h1 + hw (mm) 71.6357 76.9063

Espesor plato, l (mm) 5 5

Coeficiente del orificio, Co 1.3779 1.3779

V0 (m/s) 19.2928 12.2732

Numero de Reynolds: Re 46267.47 23729.13

Factor de Fanning, f 0.0054 0.0065

Caída presión seco, hD (m) 0.2006 0.0789

Ancho de flujo promedio: z (m) 1.1815 1.1815

Velocidad del gas: Va (m/s) 1.0937 0.6957

Caída de presión resultante: hL (m) 0.0189 0.0316

Caída de presión residual: hR (m) 0.0030 0.0030

Area menor entre sección transversal y vertedero: Ada (m2) 0.1337 0.1337

Pérdida de presión en entrada del líquido: h2 (m) 0.0003 0.0005

Retroceso del líquido en el vertedero: h3 (m) 0.2228 0.1140

Chequeo de nivel de líquido 0.2944 (SI!!) 0.1909 (SI!!)

Cálculo de la velocidad mínima a través de orificios: V0w (m/s) 1.1660 1.1068

Chequeo de V0>V0w SI!! SI!!

Recorrido del líquido: Z (m) 0.9926 0.9926

Número de orificios Se va a diseñar un plato perforado, con un arreglo en forma de malla triangular. Al circunscribir los orificios en el triángulo, cada triangulo toma la mitad del diámetro de un orificio:

a

o

A 1/2 orificio× = Total de orificios

A 1 triángulo

El área activa (Aa) fue calculada anteriormente en las especificaciones mecánicas. El área de orificio (A0) se halla de la siguiente forma:

th = P ×sen(60°)

o tA = 1/2 P × h

PT

60°


Tabla 46. Número de orificios

ASPECTO EVALUADO TOPE

Espaciamiento entre centros del agujero: Pt (mm) 20

Área activa: Aa (m2) 1.0225

Altura del triángulo: h (m) 17.3205

Área que contiene un orificio: Ao (m) 1.73E-04

Número total de orificios 2952

Requerimientos mecánicos para platos [19]

Fig. 13. Disposición de las partes mecánicas de un plato perforado.

a. Materiales de construcción Para los materiales de construcción se tuvo en cuenta la compatibilidad química de diversos materiales con las sustancias a manejar. Según los datos de corrosión de las sustancias, uno de los materiales que más las soporta y que además es más económico que otros materiales es el acero inoxidable 316, por tanto este será el elegido para la construcción de los platos. [20]

Tabla 47. Corrosión de las sustancias con el acero inoxidable 316L

Componente mpy

Agua <2

Benceno <2

Nitrobenceno <2

Dinitrofenol <2


Los equipos se diseñan para un tiempo de vida útil de aproximadamente de 10 a 15 años, sin embargo debido a que la corrosión de las sustancias es muy poca y que además van a existir mecanismos de inspección, se considerara que el tiempo de vida útil será de 10 años, así se evita sobre-diseñar los platos. Se selecciona una velocidad de corrosión de 2 mpy debido a que es igual para todos los componentes que ingresan a la torre. El sobre-espesor para corrosión generada por los componentes se calcula de la siguiente manera:

b. Espesores

La Tabla 48 muestra algunos de los espesores mínimos recomendados para las partes de los platos.

Tabla 48. Espesores mínimos recomendados Gage Inch

Varillas de soporte principales 7 0.1793

Varillas de soporte secundarias

No ferrosos y aleaciones 12 0.1046 Acero al carbón 10 0.1345

Construcción general

No ferrosos y aleaciones 14 0.0747 Acero al carbón 10 0.1345

Barras del vertedero

Aleaciones - 3/16 – 1/4 Acero al carbón (servicio no corrosivo) - 1/4

Acero al carbón (servicio general) - 1/4* – 3/8

*Más la permeancia a la corrosión

c. Anillos de soporte Un anillo es soldado circunferencialmente alrededor de la camisa, el cual usualmente se usa para sostener el plato y, frecuentemente, las varillas de soporte del plato (Ver Fig. 13). Se recomienda que el anillo no se extienda hasta el área del vertedero, pues éste reduciría el área efectiva del vertedero, a menos que el área del vertedero sea demasiado grande. Los diseños de los anillos de soporte, espesores y anchos, varían de un fabricante a otro. El ancho del anillo aumenta con el diámetro y normalmente está entre 1 1/2 y 3 1/2 in. El espesor de los anillos de soporte debe incluir una permeancia a la corrosión por un solo lado. d. Varillas de soporte Las varillas de soporte previenen las deformaciones permanentes del plato por deflexión debido a cargas mayores a los requerimientos especificados y/o servicio de soporte personal. Para diámetros de columna grandes (>10 a 12 ft), se requieren varias varillas de soporte principales, las cuales también sostienen las varillas de soporte secundarias. Para diámetros de columna menores (<10 a 12 ft), se pueden omitir las varillas de soporte principales, por lo cual


los platos quedarían completamente soportados por los anillos de soporte y por las varillas de soporte secundarias. En columnas grandes (>10 a 12 ft), se recomienda instalar las varillas de soporte principales paralelas al flujo del liquido, y las secundarias, normales a éste. e. Sujetadores de platos, vertederos y varillas de soporte Los platos pueden ser clavados o atornillados a los soporte. Normalmente, éstos cubren entre 3/4 y 1 in sobre el soporte. De la misma manera, los paneles de los vertederos pueden ser clavados o atornillados a las barras de soporte verticales del vertedero. Las varillas de soporte principales, generalmente son atornilladas a unos brackets, los cuales a su vez están soldados a la camisa de la torre. Se recomienda usar tornillos de 3/8 in de diámetro para los soportes. f. Manways Un manway es un orificio que permite a trabajadores hacer mantenimiento e inspección a la torre, permitiéndole al trabajador moverse de un plato a otro. Los manways deben ser lo suficientemente grandes como para que un obrero pueda escalar por los platos en caso de emergencia, pero no pueden ser muy grandes que no se puedan sacar por los manholes, además de hacerse más pesados para el obrero que necesita levantarlos dentro de la torre. Por conveniencia se usan rectangulares. El mínimo tamaño recomendado es de 12 por 16 in. Algunos sugieren que deben ser de por lo menos 16 por 20 in ó incluso mayores. Su peso no debe exceder las 65 lb y deben ser removibles tanto por encima como por debajo. Otro autor recomienda que sean de mínimo 18 por 24 in. Se recomienda que éstos estén parcialmente alineados para que permitan que entre la luz fácilmente y además permitirle al obrero el poder estar de pie; no se recomienda que estén completamente alineados pues se aumenta la distancia que un obrero puede llegar a caer y causarse daño.

g. Claridad del vertedero Algunos autores recomiendan trabajar con una claridad para el vertedero igual a 0.7 veces la altura de la cresta. En nuestro caso este valor sería de 35 mm. Ver Fig. 14a y 14b..

Fig. 14a Detalles del plato


Fig. 14b. Detalles del plato

5. EFICIENCIA DE PLATO Con el fin de determinar el número de platos reales es necesario calcular la eficiencia global de plato tanto para los platos de la zona de enriquecimiento como para los de la zona de agotamiento. La eficiencia de los platos es la aproximación fraccionaria a la etapa de equilibrio que se obtiene con un plato real. Es indudable que se necesita una medida de la aproximación al equilibrio de todo el vapor y del líquido del plato; sin embargo como las condiciones en varias zonas del plato pueden diferir, se empezara considerando la eficiencia local, o puntual, de la transferencia de masa en un punto particular de la superficie del plato, con esta se estimara la eficiencia de murphree, la cual se corrige por el daño hecho por el arrastre; después se calculara la eficiencia global del plato y finalmente se estima el número de etapas reales que requiere la torre para llevar a cabo la separación. Para encontrar la eficiencia global se siguen los siguientes pasos:

1. Especificación de las condiciones mecánicas sobre los platos, deducidas en la parte inmediatamente anterior; además de las propiedades fisicoquímicas de las sustancias enunciadas también anteriormente.


Tabla 49. Datos del tope de la torre

Tope Valores

Flujo del liquido (Kmol/h) 183,1054

Flujo del gas (kmol/h) 290,9740

hL (m) 0,0189

z (m) 1,1815

Z (m) 0,9927

q (m^3/s) 0,0054

viscosidad (miu) (pa-s) 1,04E-05

Rho gas(Kg/m3) 4,9882

Rho liquido (Kg/m3) 917,2513

Va (m/s) 1,0937

Mbenceno (g/mol) 78

Mnitrobenceno (g/mol) 123

Temperatura (K) 401,55

Presión (Absoluta) Atm 2,3810

VA (cm^3/mol) -20,2

VB (cm^3/mol) -3,55

hw (m) 0,05

NR (Calculadas por Gilliland) 3,3529

m=Ki(LK) 1,5115

Tabla 50. Datos de los fondos de la torre

Fondos Valores

Flujo del liquido (Kmol/h) 200,7636

Flujo del gas (kmol/h) 112,4306

hL (m) 0,0238

z (m) 1,1815

Z (m) 0,9927

q (m^3/s) 0,0074

viscosidad (miu) (pa-s) 1,29E-05

Rho gas(Kg/m3) 4,9882

Rho liquido (Kg/m3) 917,2587

Va (m/s) 1,0937

Mbenceno (g/mol) 78

Mnitrobenceno (g/mol) 123

Temperatura (K) 520,62

Presión (Absoluta) Atm 2,7211

VA (cm^3/mol) -20,2

VB (cm^3/mol) -3,55

hw (m) 0,05

Ns (Calculadas por Gilliland) 3,4780

m=Ki(LK) 10,17647059


2. CÁLCULO DE LAS UNIDADES DE TRANSFERENCIA Unidades de transferencia para el gas: Se utiliza una ecuación empírica en unidades del sistema internacional, que representa bien una primera aproximación del número de unidades de transferencia de masa de la fase gaseosa.

5.0

5.0/6.104238.075.4776.0

G

GaW

tGSc

ZqVhN

Unidades de transferencia para el líquido: Se utiliza una ecuación empírica en unidades del sistema internacional, que representa bien una primera aproximación del número de unidades de transferencia de masa de la fase líquida.

. .( . . )0 5 0 540000 0 213 0 15 tL ABL a G LN D V

Donde:

q

ZzhL

L

Número de Schmidt

Ahora se puede calcular el número de Schmidt, que es la razón adimensional entre la difusividad de momento lineal molecular μ/p y la difusividad de masa molecular DAB, mediante la ecuación:

G

ABG

ScD

Evaluado a las condiciones de la fase gaseosa Calculo de difusividades: Las correlaciones utilizadas para la estimación de difusividades tanto para la fase líquida como para la gaseosa son para sistemas binarios, lo cual introduce un error en los cálculos, pero dicho error no es tan significativo, puesto que la transferencia de masa de una fase a otra se da en gran parte por convección y no tanto por difusión.


Difusividades de la fase gaseosa [21] La difusión molecular puede definirse como la transferencia, transporte o desplazamiento de moléculas de manera individual a través de un fluido por medio de los desplazamientos por trayectoria al azar y desórdenes de las moléculas debido a su energía térmica. La difusividad, o coeficiente de difusión, es una propiedad del sistema que depende de la temperatura, presión y de la naturaleza de los componentes; para hallarla se examinaron varias expresiones de las reportadas en la literatura basadas principalmente en la teoría cinética de los gases cuando no se cuenta con datos experimentales, la de Wilke-Lee una modificación de la ofrecida por Hirschfelder-Bird-Spotz, Chapman-Enskog modificada por Reid-Sherwood muy recomendada para P<20atm, la de Fuller et al. Luego de evaluar los resultados obtenidos y los rangos, condiciones y recomendaciones de cada uno, se decidió aplicar el método semiempírico de Fuller y sus colaboradores Schettler y Giddingst, la cual se obtuvo armonizando muchos experimentales y adicionando los volúmenes atómicos para cada molécula de gas, esta correlación se puede aplicar a mezclas de gases no polares o una combinación polar-no polar; proporciona estimaciones confiables y es de fácil aplicación por no utilizar las fuerzas intermolecular de atracción y repulsión.

BA

BA

AB

VVP

TD

21001.0

2

31

31

47

Donde: T: Temperatura en tope y fondos en K P: Presión en tope y fondos en atm Mi: Masa molar de los componentes A y B υ: Volumen de difusión atómico Para la estimación del volumen de difusión atómica de las sustancias se debe sumar los volúmenes atómicos de cada átomo perteneciente a una molécula dada.

Tabla 51. Volúmenes de difusión atómico.

Elemento o sustancia Volumen de difusión atómico

C 16,5

H 1,98

O 5,48

N 5,69

Aromático -20.2

C6H6 -20,2

C6H6NO2 -3,55

Reemplazando todas las variables de la ecuación anterior se obtiene:


Tabla 52. Estimación de la Difusividad del Gas

TOPE FONDO

Peso molecular de A, (g /mol) 78 78

Peso molecular de B, (g / mol) 123 123 Temperatura absoluta, (K) 401,55 520,62

Presión absoluta, (bar) 2.41 2.76

DAB 1,21292E-05 1,67189E-05

Difusividad del líquido: La difusión molecular para los líquidos tiene la misma definición básica que para los gases, sin embargo, la difusividad varía apreciablemente con la concentración y como no existen teorías estructurales sobre este caso, las ecuaciones no alcanzarán la misma exactitud que puede alcanzar las expresiones planteadas para el cálculo de difusividad molecular de los gases. Para hallar este parámetro se examinaron varias expresiones reportadas en la literatura, entre las cuales se encuentran ecuaciones para soluciones diluidas de no electrolitos, poco alejadas de la idealidad y con disolventes de viscosidad baja (<100 cp) para este caso se recomienda la correlación empírica de Wilke y Chang. La Correlación de Scheibel es una corrección de la expresión de Wilke y se recomienda para evitar la incertidumbre generada con el factor de asociación para un disolvente por falta de experimentación, entre otras. Haciendo un análisis exhaustivo se seleccionaron las expresiones que más se ajustaban a las condiciones del sistema (Temperatura, presión, naturaleza de la mezcla), estas se enuncian a continuación: Ecuación de Sitaraman; King o Reddy-Doraiswamy Ecuación de Reedy-Doraiswamy Calcular la relación (VB/VA), donde A es el Soluto (en menor cantidad) y B es el Solvente (en mayor cantidad).

Si (VB/VA) < o = a 1,5 utilizar Sitaraman; King o Reddy-Doraiswamy

Si (VB/VA) > a 1,5 utilizar Reedy-Doraiswamy

Tabla 53. Volúmenes moleculares

VOLUMENES Valor

VA (cm^3/mol) -20,2

VB (cm^3/mol) -3,55

VB/VA 0,175742574

8 1 2

1 3 1 3

10 10 BAB

bA bB B

M TD

V V


8 1 2

1 3 1 3

10 10 ABA

bA bB A

M TD

V V

Para las cuales se debe cumplir que:

1.5bB

bA

V

V

Luego se calcula la difusividad de la mezcla binaria con la ecuación:

1

L BA A AB B A AB B

AB

D D D x D

Donde: Vb,i: Volumen molal del líquido puro a su temperatura de ebullición normal Mi: Masa molar de los componentes A y B μi: Viscosidad de los solventes en cP µµi,j: Viscosidad de la solución en Cp

Tabla 54. Difusividad en la fase líquida.

Tope Fondo

DL 1,79018E-07 1,87121E-07

3. CÁCULO DEL NÚMERO DE UNIDADES GLOBALES DE TRANSFERENCIA DE MASA EN LA FASE GASEOSA

El número de unidades globales de transferencia de masa es función de las unidades de transferencia masa del gas NtG y del líquido NtL. En la expresión, se representan al lado derecho las resistencias a la transferencia de masa del gas y del líquido, ya determinadas anteriormente.

tLtGtOG NL

mG

NN

111

Donde: m: Coeficiente de distribución hallado para las condiciones de tope y fondos en las corrientes L y G del plato 1 y el plato n+1. L y G: Son las velocidades superficiales de la masa molar líquida para el líquido y el gas respectivamente.

xym


Tabla 55. Coeficientes de distribución del clave ligero.

Tope Fondo

m 1,5115 10,1765

Tabla 56. Estimación del número de etapas de transferencia

ASPECTO EVALUADO TOPE FONDOS

Cálculo de θL 4,0870 3,7632

Número de Schmidt 0,17189 1,55E-01

Difusividad del gas: DAB = DG (m2/s) 1,21292E-05 1,67189E-05

Difusividad del líquido: DL (m2/s) 1,79018E-07 1,87121E-07

Cálculo de NtL 46,3621 43,6462

Cálculo de NtG 2,3998 3,0662

Cálculo de NtOG 2,134403554 2,189564787

4. CÁLCULO DE LA EFICIENCIA PUNTUAL Representa una medida total a la transferencia de masa a las dos fases, haciendo referencia a las composiciones locales del gas de un plato a otro. La eficiencia local o puntual del plato en la fase gaseosa, EOG, representa el cambio en la concentración del gas que ocurre realmente como una fracción de la que ocurriría cuando se establezca el equilibrio, es una medida de la resistencia total a la transferencia de masa para las dos fases en un punto particular de la superficie del plato, esta se determina mediante la siguiente expresión:

tOGN

OG eE 1

Tabla 57. Eficiencia local del plato

Tope Fondo

EOG 0,8817 0,8880

5. CÁLCULO DE LA EFICIENCIA DEL PLATO DE MURPHREE La eficiencia del plato de Murphree es la aproximación fraccionaria de una corriente saliente real con la corriente saliente como si se estableciera el equilibrio termodinámico; para estimar su valor se utiliza la relación entre ésta y la eficiencia local del plato, EOG, asumiendo que todo el gas que entra al plato está mezclado uniformemente y se alimenta también en forma uniforme en la sección transversal del plato completo, el contacto mecánico del gas y el líquido es uniforme en todos los puntos, la uniformidad en la concentración del gas saliente y la eficiencia de Murphree como tal depende de la uniformidad del líquido sobre el plato.


El líquido en el plato puede encontrarse perfectamente mezclado o en flujo tapón sin mezclado como casos extremos, sin embargo, es más probable que describa caso intermedio de mezclado donde el transporte de soluto sucede mediante el proceso de mezclado (difusividad de remolino). Mediante la siguiente expresión se puede estimar la eficiencia del plato de Murphree [22]:

)](/1[

1

]/)(1)[(

1)(

eee

P

OG

MG

P

e

PP

e

E

E e

Esta eficiencia hace referencia a las composiciones totales entre plato y plato. Donde:

:Pe Número de Péclet para el mezclado del líquido

LEDZPe 2

η: Relación entre el volumen vacío y el volumen del lecho

1

41

2

5.0

e

OGe

LP

EGmP

m: coeficiente de distribución para el componente clave ligero EoG: eficiencia puntual del plato en la fase gaseosa. G: velocidad superficial de la masa molar del gas (kgmol/m2 h) L: velocidad superficial de la masa molar del líquido (kgmol/m2 h) De: difusividad del remolino del retromezclado (m2/s) θL: tiempo que el líquido permanece sobre el plato (s) Z: longitud que recorre el líquido sobre el plato (m) Todas las variables son previamente conocidas, solo se deben estimar η y Pe. Difusividad de Remolino de Retromezclado Este fenómeno se presenta en tubos circulares con regímenes de flujo turbulento, 50,000<Re<350,000 se estima por la siguiente ecuación:

2

3 1800,067,3

0171,01093,3

WaE hZ

qVD

Donde: Z: longitud que recorre el líquido sobre el plato (m)


Tabla 58.Eficiencias de Murphree

Tope Fondo

De 0,00267 0,00349

Pe 90,2255 74,9809

n 2,0703 4,7589

EMG 2,8855 20,3596

6. CÁLCULO DE LA EFICIENCIA DEL PLATO DE MURPHREE CORREGIDA POR ARRASTRE

Se requiere realizar una corrección de la eficiencia de Murphree para el posible daño debido al fenómeno del arrastre que representa una forma de mezclado perfecto, que actúa para destruir los cambios de concentración producidos por los platos. Para el cálculo de esta nueva eficiencia es necesario conocer el arrastre sobre un plato perforado; esta propiedad es función directa de las cantidades

L

G

G

L

'

'

y FV

V

calculadas anteriormente para una inundación del 85%. Utilizando la grafica 6.17 del libro “Operaciones de transferencia de masa” de Robert Treybal se estima el arrastre (E).

Tabla 59. Factores de arrastre

Tope Fondos

E 0,0500 0,0300

])1(/[1 EEE

EE

MG

MG

MGE

Tabla 60. Eficiencias de Murphree corregidas por arrastre

Tope Fondos

EMGE 2,5051 12,4930

7. CÁLCULO DE LA EFICIENCIA GLOBAL DE PLATO Los métodos para calcular la eficiencia de Murphree del plato, corregida para el arrastre para platos perforados se analizo en el numeral anterior, ahora se estimara la eficiencia del plato mediante la eficiencia de Murphree corregida por arrastre utilizando la siguiente expresión:

)/1log(

)]1/1(1log[

A

AEE MGE

o


Donde: A: factor de Absorción El factor de absorción es la relación entre la pendiente de la línea de operación y la de la curva en el equilibrio, L/mG, hallado por simple reemplazo de los términos previamente conocidos.

Tabla 61. Eficiencia global de plato

Tope Fondo

A 0,4163 0,1755

Eo 1,7195 2,3498

La expresión anterior se puede aplicar asumiendo que la eficiencia es constante en todos los platos, y en condiciones tales que la línea de operación y la curva de equilibrio son rectas (Ley de Henry, operación isotérmica, soluciones diluidas). Se utilizo la expresión anterior para tener una primera estimación de la eficiencia, lo cual genera errores ya que las condiciones para las cuales se plantearon la expresión generalmente son difíciles que se cumplan. En terreno se debe llevar a cabo pruebas piloto que permitan determinar la eficiencia real de los platos.

8. DETERMINACIÓN DEL NÚMERO DE PLATOS REALES

realesplatos

idealesplatosEo

Un resumen de los resultados de los cálculos anteriores se muestran a continuación:

Tabla 62. Tabla resumen de parámetros estimados


Cálculo de DE 0,00267 0,00349

Cálculo de θL 4,0870 3,7632

Número de Schmidt 0,17189 1,55E-01

Difusividad del gas: DAB = DG (m2/s) 1,21292E-05 1,67189E-05

Difusividad del líquido: DAB = DL (m2/s) 1,79018E-07 1,87121E-07

Cálculo de NtL 46,3621 43,6462

Cálculo de NtG 2,3998 3,0662

Cálculo de NtOG 2,134403554 2,189564787

Lectura de arrastre fraccionario: E 0,0500 0,0300

Coeficiente de distribución: m =y/x 1,5115 10,1765




Cálculo de NtOG 2,134403554 2,189564787

Calculo de eficiencia puntual: EOG 0,8817 0,8880

Número de Peclet: Pe 90,2255 74,9809

n 2,0703 4,7589

Cálculo de la eficiencia Murphree: EMG 2,8855 20,3596

Considerando Arrastre: EMGE 2,5051 12,4930

Calculo de eficiencia global de plato: Eo 1,7195 2,3498

Como la eficiencia global de los platos dio mayor que la unidad, se deduce que los platos están sobre diseñados. Estas eficiencias globales de plato posiblemente dieron mayor a la unidad por que la separación del nitrobenceno de los demás componentes es fácil, dado que las volatilidades relativas de los componentes clave ligero y clave pesado están muy alejadas la una respecto a la otra.

Tabla 63. Volatilidades relativas de los compuestos claves.

Volatilidad del compuesto clave ligero a las condiciones de la alimentación: 15.8219

Volatilidad relativa del compuesto clave pesado a las condiciones de la alimentación : 1.0

De lo anterior se concluye que para este proceso se requieren menos etapas que las etapas teóricas, pero si más etapas que las etapas mínimas.

Tabla 64. Etapas de la torre.

Etapas a reflujo total 2.5397

Etapas teóricas 6.8309

Etapas Reales 4 Corrección de los platos de alimentación Una vez calculado el numero de etapas reales, se corrigen los platos reales, teniendo en cuenta la relación NR/NS calculada usando la ecuación de Kirkbride (Ver numeral 1.11).

Tabla 65. Distribución de etapas en la torre.

Platos reales por encima de la alimentación: NR 2

Platos reales por debajo de la alimentación: Ns 2

Número de platos totales: N 4


6. REFERENCIAS

[1] HENLEY E., SEADER J. Operaciones de separación por etapas de equilibrio en ingeniería química. Editorial Reverté S. A. España. 1990. Pág. 469 [2] SINNOT R. K. Coulson & Richardson’s Chemical engineering. Vol. 6. Chemical engineering design. Cuarta edición. Elsevier. 2005. Pág. 526 Ecuación de Hengstebeck-Geddes --- COULSON Y RICHARDSON (p543 del pdf) [3] HENLEY E., SEADER J. Óp. Cit. Pág. 475-478. [4] Íbid. Pág. 481-482. [5] Íbid. Pág. 483-489. [6] Íbid. Pág. 494-496 [7]BRANAN C. Rules of thumb for chemical engineers. A manual of quick, accurate solutions to everyday process engineering problems. Cuarta edición. Elsevier Inc. 2005. Pág. 62-63. [8] VAN WINKLE M., Todd W.G., “Optimum fractionation Design by Graphical Methods”, Chemical Engienering, September 20, 1987. [9] SILLA H. Chemical process engineering. Design and economics. Marcel Dekker Inc. New york. 2003. Cap. 6. Tabla 6.27. [10] HENLEY E., SEADER J. Óp. Cit. Pág. 499.. [11] BRANAN. Carl R. Soluciones prácticas para el ingeniero químico. Segunda edición. Editorial McGRAW-HILL. Mexico. 2000. [12] TAPIAS G. H. et al. Métodos y algoritmos de diseño en Ingeniería química. Editorial Universidad de Antioquia. Medellin. Colombia. 2005. Pág. 70 [13] TREYBAL R. Operaciones de transferencia de masa. Editorial McGraw-Hill/Interamericana de México S.A. México. 1988. Pág. 237 [14] LÓPEZ, F. Castells, F.F., “Diseño de platos perforados para columnas de destilación” Parte II, Ingeniería Química, Septiembre 1984. Pág. 99-109 [15] TREYBAL R. Óp. Cit. Pág. 183 [16] TOWLER G., SINNOT R. Chemical engineering design. Principles, practice and economics of plant and process design. Elsevier Inc. 2008. Pág. 712 [17] TAPIAS G. H. et al. Óp. Cit. 73 [18] TOWLER G., SINNOT R. Óp. Cit. Pág. 719. [19] KISTER H. Distillation operation. McGraw-Hill Inc. Pág. 191. [20] base de datos Knovel búsqueda de datos de corrosión, disponible online en: http://www.knovel.com (COR. SUR) [21] Skelland, H P, Diffusional mass transfer. John Wiley, 1974. pag:30-120 [22] TREYBAL, R, E. Óp. Cit. Pág. 205.

http://www.knovel.com/


PARTE II:

ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL

DISEÑO MECÁNICO DE UNA TORRE

DE DESTILACION DE PLATOS.


2. DISEÑO MECÁNICO

2.1. Condiciones de operación

Inicialmente se requieren conocer las condiciones de diseño [1]:

Se sabe que la columna opera a diferentes condiciones, es decir la temperatura y la presión son variables a lo largo de toda la torre, por lo tanto se debe elegir las peores condiciones para diseñar pensando en el peor de los casos. El factor de seguridad (Norma UG-24) recomendado según el código ASME para generar las tablas de esfuerzos máximos permisibles de 1.2

Temperatura de diseño

La temperatura máxima en el diseño de un recipiente a presión interna no debe ser menor que la temperatura promedio de la pared del recipiente [2]. Se evaluaran las diferentes temperaturas en el tope, fondo y alimentación de la torre, es necesario añadir 50°F o un 25 % a la temperatura máxima de operación, se escogerá la mayor de ambas opciones como la condición de diseño.

Tabla 1. Temperaturas de diseño

T fondo (°F) T tope(°F) T alimentación (°F)

T (°F) 477.47 263.12 215.45

T (°F) + 50 (°F) 527.47 313.12 265.45

T (°F)*1.25% 596.8375 328.9 269.3125

Por tanto la temperatura de diseño de la torre será igual a la temperatura del fondo mas el 25%, debido a que es la más alta de las temperaturas calculadas.

Presión de diseño

Para establecer la presión de diseño existen varios aspectos. Se debe tomar en cuenta las cargas que actúan sobre el recipiente como presión interna, peso del recipiente, equipos soportados por este (internos del equipo) etc. En el caso más sencillo cuando el factor controlante del diseño es la presión interna se añade a la presión interna máxima que se espera dentro del equipo el valor que resulte mayor del 10% de la misma o 30 psi [3].


Tabla 2. Presión de diseño

P tope (psi) P fondo (psi)

P (psi) 35 40

P (psi) +30 psi 65 70

1.1* P(psi) 38.5 44

La presión mayor será que hay en el fondo de la torre. Sin embargo para calcular la presión de diseño hay que tener en cuenta la presión de diseño y la presión hidrostática del fluido.

La presión hidrostática se calcula a las peores condiciones, es decir, como si toda la torre estuviera inundada de la mezcla de alimentación a la temperatura de diseño de la torre.

Donde:

ρ=densidad de fluido= 515.0915 Kg/m^3 (de Pro II)

g= gravedad= 9.8 m/sg^2

H= altura de la torre= 5.95108 m

Esta altura tiene en cuenta la altura de las tapas, las cuales se seleccionan y dimensionan mas adelante.

2.2. Selección del material de la torre y los internos.

Según los datos de corrosión de las sustancias, uno de los materiales que mas las soporta y que además es más económico que otros materiales es el acero inoxidable 316, por tanto este será el elegido para la construcción de la torre de platos [5]

Tabla 3. Corrosión de las sustancias con el acero inoxidable 316L

Componente mpy

Agua <2

Benceno <2

Nitrobenceno <2

Dinitrofenol <2


Los equipos se diseñan para un tiempo de vida útil de aproximadamente de 10 a 15 anos, sin embargo debido a que la corrosión de las sustancias es muy poco y que además van a existir mecanismos de inspección se considerara que el tiempo de vida útil será de 10 anos, así se evita sobre diseñar la torre.

Se selecciona una velocidad de corrosión de 2 mpy debido a que es igual para todos los componentes que ingresan a la torre.

El sobreespesor para corrosión generada por los componentes se calcula de la siguiente manera:

2.3. Calculo de los espesores del cilindro y de las tapas

Para determinar los espesores del cuerpo de la torre es necesario determinar el esfuerzo (S) y la eficiencia de junta (E). El esfuerzo máximo que soporta el material es leído de la tabla 1A de la sección II del ASME para materiales ferrosos a la temperatura de diseño [6].

Para la eficiencia de junta se tendrá en cuenta: Se usara un tipo de junta (1) a tope, hecha por doble cordón de soldadura o por otro medio con el que se obtenga la misma calidad de metal de soldadura depositada sobre las superficies interior y exterior de la pieza. Para soldar el segundo lado de una junta a tope de doble cordón, las impurezas de la soldadura del primer lado deben separarse por rebabeo, a esmeril o por fusión. Las juntas a tope deberán estar libres de socavaciones, traslapes y lomos y valles bruscos. Para asegurarse de que se llenen completamente de soldadura las ranuras, el metal de soldadura debe acumularse como refuerzo. El espesor del refuerzo debe ser de 1/8 in debido a que el espesor de la placa está entre ½ y 1 in [7]

La eficiencia de la junta dependerá del tipo de soldadura y el grado de exanimación que se le dé a esta. Para soldadura con arco o gas la eficiencia de junta se lee de la tabla UW-12. [8]

Para equipos de servicio con sustancias peligrosas, las juntas soldadas a tope deberán radiografiarse totalmente [9]

Las condiciones de operación para la torre son:

Tabla 4. Condiciones de operación para la torre

Condición Medida

Presión (psi) 74.4337 D, diámetro (in) 54.7243 R, radio (in) 27.3621 S, esfuerzo del material (psi) 14000 E, eficiencia de la junta 1 C (in) 0.02


Espesores del cilindro

Espesor longitudinal

Donde

P: presión de diseño

S: esfuerzo del material a la temperatura de diseño

E: eficiencia de junta

R: radio

Espesor circunferencial

Donde




R: radio

Para el espesor en el cuerpo cilíndrico se selecciona el valor mayor entre estos esfuerzos, para este caso se elige el espesor circunferencial (0.1459 in). Adicionalmente se debe tener presente un margen por corrosión que se suma al espesor.

Para la construcción del cilindro de la torre, no existen tuberías del diámetro de la torre por lo que se opta doblar láminas y unirlas por soldadura para conseguir el diámetro deseado. Para esto se halla espesores comerciales de láminas de acero inoxidable 316. Por tanto el espesor de la lámina de acero inoxidable 316 que soporta la presión de diseño y la corrosión de las sustancias de trabajo será igual a 3/16 in

Tipo de tapas [10]

Los recipientes cilíndricos con tapas o cabezas semiesféricas, torisféricas, semielípticas, cónicas o toricónicas, son de amplio uso en la industria de procesos químicos, ya sea en recipientes de almacenamiento, transporte o de proceso. También son frecuentes las formas esféricas o esferas modificadas en almacenamiento y transporte.


Selección del tipo de tapa [11]

Se selecciona el tipo de tapas toriesféricas ya que son las que mayor aceptación tienen en la industria, debido a su bajo costo y a que soportan altas presiones manométricas, su característica principal es que el radio de abombado es aproximadamente igual al diámetro. Se pueden fabricar en diámetros desde 0.3 hasta 6 metros.

Espesor de las tapas.

Se usaran los estándares comerciales para el diseño de los cascos. Para un diámetro de 60 in (que genera un error del 9% respecto al error calculado de la coraza y trabajando con el mínimo espesor) los estándares comerciales son los siguientes [12]

Tabla 5. Especificaciones de las tapas toriesfericas

L (in) 54.7243

r (in) 3.625 h (in) 10.00 M (in) 1.77

Figura 1. Dimensiones de las tapas toriesfericas

Para tapas toriesfericas el espesor se calcula de la siguiente manera [13]:

Por tanto el espesor de la lámina de acero inoxidable 316 que soporta la presión de diseño y la corrosión de las sustancias de trabajo, para las tapas será igual a 3/8 in. Este tipo de tapa se usara tanto para el tope como para los fondos.

2.4. Diseño de las Boquillas

La torre empacada va a constar de 6 boquillas. 3 boquillas serán para liquido: la salida hacia el rehervidos, la del reflujo y la salida del producto. Además de 2 boquillas para vapor: la salida en el tope de la torre y la entrada en el fondo de la torre desde el rehervidor, y una boquilla para la alimentación, constituida por una mezcla liquido vapor (91% vapor).

Para el cálculo de las boquillas hay que calcular un diámetro aproximado inicial de las boquillas esto se hara por medio de la ecuación del diámetro optimo económico. [14]


2.4.1. Boquilla de entrada de la alimentación de la torre

Selección y especificación de las bridas del casco:

Se seleccionaron bridas de 150 lb de cuello soldable, por ser las recomendadas para este rango de presiones, lo que nos garantiza un funcionamiento seguro para el equipo. [15]

a. Determinación del diámetro y el espesor

Para determinar el diámetro y espesor de la boquilla, se utilizarán la siguiente ecuación

- Caudal.

- Densidad

- Diámetro

- Esfuerzo circunferencial

- Esfuerzo longitudinal

Donde:

P: presión de diseño, 74.4337 psi.

T: Temperatura de diseño, 596.8375 °F.

R: radio interior de la boquilla, 8.0168 in.

S: esfuerzo del acero 316 a la temperatura de diseño, 14000 psi

E: eficiencia de la junta, 1.


Esfuerzo circunferencial

t= 0.0428 in

Esfuerzo longitudinal

t= 0.0213 in

Para el mayor de los espesores, teniendo en cuenta la corrosión, se tiene:

Las especificaciones comerciales que satisfacen el diseño de la boquilla se resumen en el siguiente cuadro [16]:

Tabla 6. Propiedades del tubo

Dnom (in) 18.000

t nom (in) 0.937

Dint (in) 16.126

Dext (in) 18.000

SCH …

Especificaciones comerciales para la boquilla a la entrada en el tope de la torre.

b. Longitud saliente y distancia de penetración de la boquilla en el recipiente [17]

Fig. 2. Penetración de la boquilla.

La boquilla de el reflujo se encuentra ubicada en el casco de la torre por tanto calculamos la penetración C con la siguiente fórmula:


Donde:

Ri = diámetro interior del recipiente, en pulgadas.

r = radio interior de la boquilla o registro, en pulgadas.

Fig. 3. Proyección saliente de la boquilla.

Tabla 7. Dimensionamiento boquilla

Diámetro nominal (in)

Penetración(in) Longitud

saliente (in)

18 0.5972 10

c. Espesor de pared: Norma UG-45. [18] El espesor requerido en cuellos de boquilla para recipientes sujetos a presión interna, es el calculado para la carga aplicable, con margen de corrosión, pero no debe ser menor de:

El espesor de pared requerido para el recipiente. El espesor mínimo del tubo de pared estándar + margen de corrosión.

Espesor de pared:

Donde:

tc = Espesor de la pared de la boquilla (in) P = Presión de diseño (psi), 74.4337 D = Diámetro nominal de la boquilla (in), 16 S = Esfuerzo del material con el factor de seguridad (psi) = 14000 C = Margen por corrosión = 0,02 in

Como tc < t del casco cilíndrico; por lo tanto, el espesor de la boquilla será de 3/16 in.


d. Verificación de la necesidad de refuerzos [19]

Las boquillas son aberturas en un recipiente sometido a presión interna, la Torre de destilación (T-2), por lo tanto, requieren un refuerzo adicional en el caso que el área total disponible (Ad) sea mayor al área requerida (Ar) para su esfuerzo.

Tabla 8. Parámetros necesarios para el cálculo del refuerzo de la boquilla

t Espesor del casco sin la tolerancia a la corrosión, in 0.1459

tn Espesor nominal pared boquilla (in) 0.9370 tm Espesor boquilla sin Corrosion (in) 0.0428 c tolerancia a la corrosion (in) 0.0200 h Distancia de penetracion 0.5973 d Diametro interno comercial boquilla

(in) 16.1260 tr Espesor comercial del casco (in) 0.1875

Área Ecuación A1 área del espesor excedente de la pared del casco

Se escoge el mayor valor

A2 área del espesor excedente de la pared de la boquilla

Se escoge la de menor valor

A3 área de extensión de la boquilla hacia el interior

A4 área de la soldadura

Se calculó más adelante

Ad área disponible

Ar área requerida

Tabla 9. Valores obtenidos para el cálculo del refuerzo de la boquilla.

A1(in2) 0.6702 0.0278 A2(in2) 0.6525 0.1677 A3(in2) 1.0954 A4(in2) 0.0203 Área disponible (in2) 2.4384 Área requerida (in2) 2.3535


Se emplea una junta tipo D que lleva soldadura del 100% de la penetración total a través del espesor de la pared del recipiente a lo largo de la boquilla.

Figura 4. Diseño de la junta

Profundidad de la soldadura (Hsol)

Como el área requerida es menor que la disponible, no se requiere de refuerzo. e. Selección de bridas [20]

Para las boquillas se utilizarán bridas de cuello soldable de 150 lb, porque de acuerdo a la presión de diseño dichas bridas soportan tales condiciones.

En la siguiente figura se observa la nomenclatura para las bridas:

Fig. 5. Dimensionamiento Brida

Donde:

H = Diámetro exterior de la brida.

J = Espesor de la brida.

K = Diámetro exterior de la cara elevada.

G= Diámetro exterior del cuello.

C = Longitud.

A = Diámetro de la perforación.


Tabla 10. Dimensiones para las bridas. (Dimensiones in.)

Boquilla Alimentación

DN(in) 18

H 25

J 1 9/16

K 21

G 19 7/8

C 5 1/2

A 17.25

# barrenos 16

D. pernos 1 1/8

2.4.2. Boquilla del reflujo liquido en el tope




Para determinar el diámetro y espesor de la boquilla, se utilizarán las siguientes ecuaciones

Velocidad máxima de entrada a la torre para líquidos [21]

- Caudal.


- Diámetro



Donde:







t=0.0091 in


t=0.0046 in




Dnom (in) 3.500

t nom (in) 0.281

Dint (in) 3.438

Dext (in) 4.000

SCH 40s






Donde:




Tabla 12. Dimensionamiento boquilla de reflujo



saliente (in)

3.5 0.0207 6




Espesor de pared:

Donde:


Como se observa tc < t del casco cilíndrico; por lo tanto, el espesor de la boquilla será de 3/16 in.
















Ad área disponible

Ar área requerida







Como el área requerida es mayor que la disponible, se requiere de refuerzo. Este refuerzo se aportara por medio de un parche de acero 316L de 3/16 de espesor.

Área requerida del parche

Tabla 15. Dimensionamiento del parche de refuerzo

A parche refuerzo(in2) 0.1261 Ancho de la pieza (in)

0.6725 Diámetro exterior de la pieza de refuerzo (in) 4.6725

e. Selección de bridas [20]




Donde:






C = Longitud.



Boquilla Reflujo

DN(in) 3.5

H 8 ½

J 15/16

K 5 1/2

G 4 13/16

C 2 13/16

A 3.55

# barrenos 8

D. pernos 5/8

Norma ANSI B 16.5

2.4.3. Boquilla del vapor del tope




Para determinar el diámetro y espesor de la boquilla, se utilizarán la siguiente ecuación

[14]


- Caudal.

- Densidad

- Diámetro



Donde:







t= 0.0467 in


t= 0.0233 in





Dnom (in) 20.00

t nom (in) 1.031

Dint (in) 17.938

Dext (in) 20.00

SCH …





Donde:








saliente (in)

20 0.7400 10



Espesor de pared:

Donde:



d. Verificación de la necesidad de refuerzos [19 ]















Ad área disponible

Ar área requerida






Como el área requerida es menor que la disponible, no se requiere de refuerzo.






Donde:





C = Longitud.



Boquilla Vapor tope

DN(in) 20

H 27 1/2

J 1 11/16

K 23

G 22

C 5 11/16

A 19.25

# barrenos 20

D. pernos 1 1/8


2.4.4. Boquilla del líquido del fondo (Producto)




Para determinar el diámetro y espesor de la boquilla, se utilizarán las siguiente ecuacion

[14]

- Caudal.

- Densidad

- Diámetro



Donde:








t= 0.00964 in


t= 0.0048 in




Dnom (in) 3.50

t nom (in) 0.188

Dint (in) 3.624

Dext (in) 4.000

SCH 10s





Donde:




F= distancia del eje de la boquilla al eje del casco, 13.775 in





saliente (in)

3.5 1.3889 6



Espesor de pared:

Donde:

tc = Espesor de la pared de la boquilla (in) P = Presión de diseño (psi), 74.4337 D = Diámetro nominal de la boquilla (in), 3.5 S = Esfuerzo del material con el factor de seguridad (psi) = 14000 C = Margen por corrosión = 0,02 in
















Ad área disponible

Ar área requerida







Como el área requerida es mayor que la disponible, se requiere de refuerzo.










Donde:





C = Longitud.



Boquilla Producto

DN(in) 3.5

H 8 ½

J 15/16

K 5 1/2

G 4 13/16

C 2 13/16

A 3.55

# barrenos 8

D. pernos 5/8


2.4.5. Boquilla de vapor en el fondo




Para determinar el diámetro y espesor de la boquilla, se utilizarán las siguiente ecuación

[14]

- Caudal.

- Densidad

- Diámetro



Donde:








t= 0.0381 in


t= 0.0190 in




Dnom (in) 16.00

t nom (in) 0.843

Dint (in) 14.314

Dext (in) 16.00

SCH …





Donde:








saliente (in)

16 0.4700 10



Espesor de pared:

Donde: tc = Espesor de la pared de la boquilla (in) P = Presión de diseño (psi), 74.4337 D = Diámetro nominal de la boquilla (in), 16 S = Esfuerzo del material con el factor de seguridad (psi) = 14000 C = Margen por corrosión = 0,02 in
















Ad área disponible

Ar área requerida







Como el área requerida es mayor que la disponible, se requiere de refuerzo. Área requerida del parche








Donde:






C = Longitud.



Boquilla Vapor fondo

DN(in) 16

H 23 1/2

J 1 7/16

K 18 1/2

G 18

C 5

A 15.25

# barrenos 16

D. pernos 1

2.4.6. Boquilla del líquido del fondo (Rehervidor)




Para determinar el diámetro y espesor de la boquilla, se utilizarán las siguiente ecuacion

[14]


- Caudal.

- Densidad

- Diámetro



Donde:







t= 0.0964 in


t= 0.0296 in





Dnom (in) 3.50

t nom (in) 0.188

Dint (in) 3.624

Dext (in) 4.000

SCH 10s





Donde:



F= distancia del eje de la boquilla al eje del casco, 13.775 in






saliente (in)

3.5 1.3236 6



Espesor de pared:

Donde: tc = Espesor de la pared de la boquilla (in) P = Presión de diseño (psi), 74.4337 D = Diámetro nominal de la boquilla (in), 3.5 S = Esfuerzo del material con el factor de seguridad (psi) = 14000 C = Margen por corrosión = 0,02 in
















Ad área disponible

Ar área requerida















Donde:






C = Longitud.



Boquilla Liquido fondo

DN(in) 3.5

H 8 ½

J 15/16

K 5 ½

G 4 13/16

C 2 13/16

A 3.55

# barrenos 8

D. pernos 5/8

2.5. Diseño de los registros de inspección

Registro de inspección: [22]

Los recipientes sometidos a corrosión interna, erosión o abrasión mecánica, deben proveerse de un registro para hombre (manhole), un registro para mano (handhole) u otras aberturas de inspección para mantenimiento, carga o descarga de sólidos, entre otras razones, estas deben ser de preferencia circulares, elípticos u oblongos siendo las más fáciles de construir los primeros.

Para torres de platos se recomienda instalar un manhole cada 10 o 20 platos y uno sobre la alimentación, siendo el diámetro recomendado para este tipo de aberturas una variante entre los diseñadores, siempre se encuentre entre 16 y 24 in, además la norma UG-46 del código ASME, indica para diámetros internos mayores a 36 in que la opción de registro más económica, es un registro de hombre con un mínimo de 15 in de diámetro interior o dos boquillas con tubo de 6 in de diámetro.

Teniendo en cuenta las dimensiones de éste diseño se eligió instalar un registro de tipo


manhole, sobre el espacio de la alimentación; el diámetro elegido es de 20 in ya que es un diámetro acorte a la constitución fisiológica de la población. Debido a que la torre solo tiene 8 platos, esta torre contara con un solo manhole.

Los cuellos para los registros de hombre, deben ser calculados como los cilindros de pared delgada. La tapa será una brida ciega comercial, del mismo material y rango que las usadas en las demás boquillas del recipiente en cuestión. Las placas de refuerzo, en los registros de hombre, serán calculadas con el mismo criterio como si se tratase de una boquilla cualquiera.

Para la extensión sugerida para los registros (Manhole) se van a utilizar bridas de cuello soldable, para un diámetro de 20 in y una presión 150 lb.

Figura 26. Diagrama del manhole

La extensión de estos manhole hacia el interior de la torre va a ser tubo cortado a ras según la curvatura del recipiente

Figura 27. Extensión hacia el interior del manhole.

El espesor de los registros de inspección se calcula a la presión de operación y con el esfuerzo circunferencial de la siguiente forma:

Donde




R: radio

Se toma entonces para que quede del mismo espesor del de la coraza un espesor de 3/16 in


Tabla 40. Dimensionamiento Manhole, [17]



saliente (in)

20 0 10

Las especificaciones comerciales que satisfacen el diseño del Manhole se resumen en el siguiente cuadro [16]:


Dnom (in) 20.00

t nom (in) 0.250

Dint (in) 19.500

Dext (in) 20.00

SCH …

b. Verificación de la necesidad de refuerzos [19]




tn Espesor nominal pared boquilla (in) 0.2500 tm Espesor boquilla sin Corrosion (in) 0.0533 c tolerancia a la corrosion (in) 0.0200 h Distancia de penetración 0.0000 d Diametro interno comercial boquilla











Ad área disponible

Ar área requerida






Como el área requerida es mayor que la disponible, se requiere de refuerzo. Este refuerzo se aportara por medio de un parche de acero 316L de 3/16 de espesor.




A parche refuerzo(in2) 1.8717 Ancho de la pieza (in) 9.9823

Diámetro exterior de la pieza de refuerzo (in)

29.9823

c. Selección de bridas [20]




Donde:






Boquilla Manhole

DN(in) 20

H 27 1/2

J 1 11/16

K 23

# barrenos 20

D. pernos 1 1/8

2.6. Localización de las boquillas

La localización de las boquillas principales se realizó en otras secciones del trabajo, sin embargo, los detalles pueden apreciarse en los planos del diseño mecánico del equipo anexos externamente a este escrito.

2.7. Anillos y vigas de soporte

Los platos deben estar nivelados y sujetados al cuerpo cilíndrico del equipo, para evitar su

movimiento por los flujos gaseoso y líquido, así garantizar la expansión y distribución uniforme del flujo, para que el equipo tenga un funcionamiento dentro de los parámetros normales de diseño, por este motivo es necesario implementar vigas y/o anillos de soporte que permitan dicha unión.

Se usará una viga principal de soporte en el centro del los platos en dirección paralela a la de flujo del líquido y dos vigas secundarias en dirección normal al flujo del liquido, el ancho de las vigas será de 1,5 in y un largo máximo de 24in por ser las recomendaciones más aceptadas en la industria.

La longitud de la viga principal es equivalente al diámetro de la sección donde esté ubicado el plato (D=1.39 m), mientras que para las vigas secundarias tendrán la misma longitud del derramadero (W=0.9730 m)

El espesor de las vigas debe ser igual al del plato más un margen de seguridad (Margen por corrosión extra 0,02in).

2.8. Volumen y peso de la torre

El volumen y peso aproximado del equipo se calcula gracias a las herramientas operativas de Microsoft Excel 2007 y los datos estimados con antelación, como se describe a continuación El peso de las bridas y las tapas fue sacado del Manual de recipientes a presión, Megyesy [23]


Al peso de la torre se le suma 6% del peso total. Dicho porcentaje sirve para cubrir los excedentes del peso con que surte el material dentro de sus tolerancias de fabricación y el peso de las soldaduras.[24]

Tabla 46. Volumen y peso de la torre

ρ316 L (lb/ft3) 499.3920

Din¡ (in) 54.7243

t casco(in) 0.1875

t tapas(in) 0.3750

H torre (in) 214.2945

Masa tapas (ft3) 632.00

Peso bridas (lb) 832.00

Peso de platos (Lb) 249.533751

masa torre vacía (lb) 3932.4941

Vint tapas (ft3) 7.30

Vint casco (ft3) 292

ρ liquido alimentación (lb/ft3) 32.16

Volumen de platos (ft3) 0.4997

masa liquido dentro de la torre (lb) 9832.91

Peso de la torre llena de liquido (lb) 13765.40

2.9. Calculo total de la altura de la torre

Para el cálculo de la altura de la torre se va a tener en cuenta la altura en la zona de rectificación, la altura en la zona de despojamiento, la altura de la alimentación, la altura del tope y la altura de los fondos

Altura en la zona de rectificación

La altura en la zona de rectificación va a ser igual a:


Nr,reales 2

t (in) 24

l (in) 0.1024

Donde:

Nr,reales: Platos reales en la zona de rectificación

t: Espaciamiento entre platos

l: Espesor del plato. Se escoge calibre 10 [Métodos y Algoritmos de Diseño en Ingeniería Química]

Altura en la zona de despojamiento

La altura en la zona de agotamiento va a ser igual a:

Ns,reales 2

t (in) 24

l (in) 0.1024

Donde:

Ns,reales: Platos reales en la zona de despojamiento

t: Espaciamiento entre platos

l: Espesor del plato. Se escoge calibre 10 [Tapias et al., 2005]

Altura alimentación

Como la alimentación tiene vapor, se incrementara un espaciamiento de 6 in para obtener un desempeño satisfactorio, un incremento de 3 in con respecto a los platos consecutivos para cada sección del equipo.

Además, se recomienda ubicar un manhole encima del plato de alimentación, lo cual es posible ya que la separación entre los platos es de al menos 24 in [Tapias et al, 2005]


Donde:

t = 24 in; Espaciamiento entre platos

Altura del Tope

La altura del tope es la sumatoria de diferentes alturas como se muestran en la Fig. 30.

Con:

h1= 10 in

Hd = 45.6 in

x = hw = 0.05 in

Donde:

h1: altura de la tapa torisferica

Entrando con el diámetro del tope (4.56 ft), a la figura 18.1 del libro “Applied chemical process design” de Aerstin se lee la altura de liberación Hd.

x: altura de la cresta

z: diámetro interior de la boquilla

qf = 31.1102 ft3/s ; Caudal de alimentación.

ρ = 0.0331 lb/in3 ; Densidad del liquido en el fondo.

Fig. 30. Alturas del tope


Altura de los Fondo

Como la boquilla de retorno del rehervidor no debe estar muy cerca del máximo nivel de líquido en el fondo para evitar problemas operacionales, se recomienda tomar un espacio entre ellos de al menos 12 in, además, la distancia entre la boquilla de retorno del rehervidor y el plato debe ser de 36 in.

La altura de los fondos es la sumatoria de las diferentes alturas que se muestran en la Fig. 31

Con:

h1 = 6.2014 in

h2 = 10 in

Donde

h2: Altura de la tapa torisferica.

L = 54081.6949 lb/h ; Flujo del liquido en los fondos.

θ = 1/60 ; Tiempo de residencia. [Kister Tabla 4.1]

ρ = 0.03314 lb/in3 ; Densidad del liquido en los fondos.

Vcabeza = 12614.4 in3 ; Volumen de la cabeza

Dfondos = 54.7243 in ; Diámetro de los fondos

2

1

*4

*

fondo

Cabeza

L

D

L

A

Vh

V


Fig. 31. Alturas de los fondos

Por tanto la altura total de la torre será:

2.10. Dispositivos de sujeción o apoyo. [25]

La torre debe tener algún tipo de soporte que transmita la carga al suelo. Las cargas a las que está sometido el recipiente y que transmitirá al suelo a través de su apoyo son:

Peso propio.

Peso del líquido en operación normal, o agua en la prueba hidráulica.

Peso de todos los accesorios internos y externos.

Cargas debidas al viento.

Cargas debidas a terremotos.

En este caso se trata de un recipiente en posición vertical, en tal caso, los dispositivos posibles para soportarlo son:

Patas: son utilizadas para soportar recipientes que no excedan los 5 m de altura y que tengan un diámetro inferior a 2,4 m, siempre y cuando no se trate de un peso excesivo. Puesto que la columna podría legar a llenarse de liquido y alcanzar decenas de toneladas en peso, esta opción es descartada.


Faldón cilíndrico o cónico: Son los que mejor distribuyen los esfuerzos, por esta razón son comúnmente elegidos para estas aplicaciones. Se utilizan pernos de anclaje para sujetar el faldón al suelo, en caso de que la circunferencia no sea suficiente para ubicar la cantidad de pernos necesarios se utiliza un faldón cónico, donde el semiangulo del cono debe ser menor de 6 º para todas las aplicaciones.

Ménsulas: se utilizan para pequeños recipientes y funcionan de manera similar a las patas. Por esta razón son descartadas.

Se elige entonces un soporte de tipo faldón cilíndrico pues ofrece la mejor sujeción de la torre al suelo y una mejor distribución de los esfuerzos.

Los pernos de anclaje se sitúan a lo largo del perímetro de la circunferencia de apoyo y a una distancia entre 400 y 600 mm, según el tamaño y la cantidad requerida. La cantidad de pernos y la distancia entre ellos dependerá de el material al cual será anclado la torre, es decir, si es una superficie de concreto, una lámina metálica o cualquier otro tipo de instalación. En todo caso, el número de pernos deberá ser múltiplo de 4 (4, 8, 12, 20, 24).

2.11. Pruebas realizadas a la torre [26].

Se le realizarán pruebas tanto a la columna de destilación, como a las soldaduras y a las tuberías.

Tuberías:

Las tuberías construidas en acero 316 deben tener las siguientes características, para cumplir con los requerimientos mínimos de calidad:

Tabla 47. Propiedades físicas mínimas para una tubería de acero 316

ACERO 316 ISO 2531

Estas propiedades se verifican por medio de muestras de tensión de la pared de la tubería.

Resistencia a la Tensión 60,000 psi

4200 Kg/cm2


Resistencia a la Cedencia 42,000 psi

3000 Kg/cm2


Elongación 10%

En síntesis una tubería debe cumplir las siguientes características:

Se requiere una gran resistencia a la tensión: Una tubería tiene que aguantar tensiones severas causadas externamente por los movimientos de tierra y por cargas pesadas, e internamente también tiene que soportar la presión de los fluidos que transporta y el golpe de ariete.

Soporte de cargas de aplastamiento severas: Las cargas de tráfico extremas, relleno pesado, o movimientos de la tierra causados por sismos, congelamiento y deshielo y las presiones por


expansión de la tierra, transmiten tremendas cargas a las tuberías. Las pruebas de flexión, flexión libre, y las pruebas de anillo, determinan la habilidad que tiene la tubería para resistir cargas concentradas, mostrando el verdadero desempeño de las mismas.

Los parámetros anteriores al ser evaluados mediante las pruebas que menciona la tabla, arrojan el desempeño de las tuberías construidas en dicho material, luego sus resultados se comparan con los requerimientos mínimos con el fin de determinar si son o no aptas para el uso.

Soldaduras:

Las pruebas principales que se les realiza a las soldaduras, son ensayos destructivos y no destructivos, las cuales más específicamente consisten en:

Ensayos no destructivos

Ensayos visuales: Se pueden hacer a simple vista o con el uso de aparatos como una lupa, calibrador, etc., para inspeccionar si la soldadura tiene defectos.

Ensayos con rayos x o rayos gamma: Se toman fotografías radiográficas de la soldadura. Los defectos se ven en una forma muy similar a la cual se aprecian los huesos rotos en una radiografía de un ser humano. Este método se suele utilizar en tubos y calderas grandes.Se utiliza Equipo de Rayos X y Maquina de revelado de placas radiográficas.

Ensayos magnéticos: Las pruebas magnéticas son de dos tipos:

Se espolvorea hierro pulverizado en la soldadura. Después, se establece una carga magnética a través de la soldadura; las partículas de hierro se acumulan en las grietas o fallas.

Se mezclan limaduras de hierro con petróleo; se limpia y pule la superficie de la soldadura y se aplica esta mezcla con una brocha. Se magnetiza la soldadura con una fuerte corriente eléctrica. Si hay una grieta o falla en la soldadura, las partículas de hierro se adherirán en los bordes de la grieta y producirá una línea oscura como del diámetro de un cabello.

Pruebas con colorantes penetrantes: Estos colorantes o tintes vienen en botes pequeños en aerosol, con su estuche y se pueden llevar a cualquier parte. El colorante es un excelente método para detectar grietas superficiales que no se aprecian a simple vista.

Pruebas con estetoscopio o de sonido: El inspector golpea la soldadura con un martillo pequeño y escucha con el estetoscopio. El sonido le indica si la soldadura tiene defectos. Se necesitan muchos años de experiencia para hacer esta prueba con exactitud. En la actualidad, se emplea el equipo para pruebas sónicas.

Ensayos destructivos

Si la soldadura va a ser parte de un conjunto o estructura grande, se pueden efectuar pruebas destructivas en muestras o probetas, similares a la unión soldada real. En una prueba destructiva se dobla, tuerce o se trata de separar por tracción (estiramiento) la soldadura para determinar si hay fallas. Estas son pruebas sencillas que se pueden efectuar en cualquier taller de soldadura sin necesidad de un equipo costoso. El método más sencillo para hacerlas es


sujetar la unión en la parte superior de un yunque con pinzas o fijarla en un tornillo de banco. La unión se debe sujetar lo más cerca posible de la soldadura. Después de fijarla como se describió, se le dan golpes con un martillo para probar la soldadura.

Otras

Existen otro tipo de pruebas como la prueba de presión hidrostática, la cual se le puede realizar a la columna y a las tuberías; consisten principalmente en someter el equipo o la tubería a una presión igual a una y media veces la presión normal de diseño, ésta se incrementa paulatinamente el tiempo suficiente para permitir la inspección completa del sistema, utilizando como fluido de trabajo el agua, con el fin de determinar si resisten o no la presión ejercida, dado que se pueden presentar fugas y similares, todo esto con el fin de determinar si al ponerlos en marcha pueden presentar fallas o no.

Otro tipo de prueba realizable para los equipos es la prueba de ultrasonido, la cual consiste en una vibración mecánica con un rango mayor al audible por el oído humano que se transmite a través de un medio físico y es orientado, registrado y medido en Hertz con ayuda de un aparato creado para ese fin, el rango de esta prueba para materiales metálicos, el cual es nuestro caso se encuentra entre 0.2 a 25 MHz; con esta prueba buscamos garantizar que no se presenten discontinuidades en los materiales, y corroborar el espesor de los mismos, su extensión y el grado de corrosión.

2.12. REFERENCIAS

[1] MEGYESY, Eugene. Manual de recipientes a presión. Diseño y cálculo. Editorial LIMUSA S.A. de C.V. México D.F. 1992. Pág. 15

[2] ROGEL, Alejandro. “Elementos para el diseño de recipientes a presión”. Universidad Nacional Autónoma de México, Facultad de Estudios Superiores.Zaragoza

[4] ibíd. Pág. 115 [5] base de datos knovel búsqueda de datos de corrosión, disponible online en:

http://www.knovel.com (COR. SUR) [6] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 18-20 [7] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 188

[8] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. The American society of mechanical engineer, 1983. Norma UG-12

[9] ASME. Óp. Cit. UG-2(a) [10] LEON Estrada, Juan M. Diseño y cálculo de recipientes a presión. Ed. Inglesa.2001. pág. 4 [11]Ibíd. Pág. 6 y 9 [12] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 324 [13] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 20 [14] CLARKSON UNIVERSITY documents, online en:

http://people.clarkson.edu/~wilcox/Design/econdia.pdf [15] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 16 [16] Ibíd. Pág. 314 [17] Ibíd. Pág. 104,115 [18] ASME. Óp. Cit. UG-45 [19] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 106 [20] Ibíd. Pág. 332. [21] KISTER, Henry Z. Distillation operation. 1ra. Edición. Compañía editorial McGraw-Hill,

Inc. México, 1990. Pág. 118. [22] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 99

http://www.knovel.com/


[23] Ibíd. Pág. 361 [24] Ibíd. Pág. 360 [25] Ibíd. Pág. 67-83 [26] ASME. Óp. Cit. UG-27c


HOJA DE ESPECIFICACIÓN TORRE DE DESTILACION TIPO PLATOS

EQUIPO T-2

Función: Purificar el nitrobenceno crudo y recuperar benceno

Hoja No. 1

DATOS DE OPERACIÓN

NUMERO DE UNIDADES REQUERIDAS 1

TEMPERATURA ALIMENTACION 215.45 ºF

PRESION 37.5 psi

FLUJO DE ALIMENTACION 31.1102 ft3/s

TORRE

CONTENIDO (SUSTANCIAS) BENCENO, AGUA, NITROBENCENO

DIÁMETRO 54.7243 in

LONGITUD 234.2945 in

POSICION VERTICAL

CÓDIGO DE DISEÑO ASME SECCION VIII

PRESIÓN DE DISEÑO 74.4337 psi

TEMPERATURA DE DISEÑO 596.8375 ºF

MATERIAL STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

FACTOR DE JUNTA 1

PERMITANCIA POR CORROSIÓN 2 mpy

ESPESOR NOMINAL 0.1875 in

CABEZAS

CABEZA SUPERIOR CABEZA INFERIOR

TIPO TORIESFERICA TIPO TORIESFERICA

ESPESOR 0.3750 in ESPESOR 0.3750 in

FACTOR DE JUNTA 1 FACTOR DE JUNTA 1

PLATOS

TIPO DE PLATO PERFORADO

NUMERO DE PLATOS 4

ESPACIADO ENTRE PLATOS 24 in

ESPESOR 0.1024 in

DIAMETRO DE ORIFICIO 0.1968 in

PITCH 0.7874 in

ARREGLO TRIANGULAR

NUMERO DE ORIFICIOS 2952

MATERIAL STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

REGISTROS

REFERENCIA DIAMETRO

NOMINAL (in) ESPESOR DE PARED

(in) TIPO BRIDA PESO

NOMINAL (lb) MATERIAL OBSERVACIONES

R1 3 1/2 0.281 CUELLO SOLDABLE 150 STAINLESS STEEL (316L/

317L) REFLUJO

R2 20 1.031 CUELLO SOLDABLE 150 STAINLESS STEEL (316L/

317L) VAPOR TOPE


317L) LIQUIDO AL REHERVIDOR


317L) VAPOR FONDOS


317L) ALIMENTACION


317L) PRODUCTO

R7 20 0.250 CUELLO SOLDABLE 150

STAINLESS STEEL (316L/

317L) MANHOLE

R8 2 0,1875 CUELLO SOLDABLE 150

STAINLESS STEEL (316L/

317L) HANDHOLE

REFUERZOS SI

PRUEBA DE PRESIÓN HIDROSTÁTICA SI

PRUEBA DE PRESIÓN NEUMÁTICA NO

RADIOGRAFIADO SI

PRUEBA DE VIENTO SI

PRUEBA DE DEFLEXION SI


PRUEBA DE VIBRACION NO

PINTURA EXTERIOR O INTERIOR NO

PERNOS

REFERENCIA MATERIAL TIPO DIAMETRO in CANTIDAD OBSERVACIONES

PERNOS R1 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 5/8 8 LIQUIDO

PERNOS R2 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 1 1/8 20 VAPOR


PERNOS R4 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 1 16 VAPOR

PERNOS R5 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 1 1/8 16 LIQUIDO-VAPOR


PERNOS R7 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 1 1/8 20 N.A

PERNOS R8 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 5/8 4 N.A

PESO DEL EQUIPO OPERANDO 13765.40 Lb

PREPARADO POR GRUPO 2 – DISEÑO I

REVISO JAIRO CUBILLOS

FECHA ABRIL 12/2010

PROCESO PRODUCCIÓN DE NITROBENCENO

asignación # 4: diseño de una torre de destilación multicomponentes

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