Asignación # 4: Diseño de una torre de destilación multicomponentes
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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
Grupo 2: Nitrobenceno
2
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 3 4 5 6
SELECCIÓN DEL TIPO DE TORRE SELECCIÓN DEL TIPO DE PLATO DISEÑO DE PLATOS PERFORADOS EFICIENCIA DE PLATO 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
Grupo 2: Nitrobenceno
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) 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 fondo 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 liquido en el fondo (Rehervidor) 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 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
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Grupo 2: Nitrobenceno
PARTE I: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO OPERACIONAL DE UNA TORRE DE DESTILACION MULTICOMPONENTES
Grupo 2: Nitrobenceno
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 FenskeUnderwood-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.
5
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Grupo 2: Nitrobenceno
Fig. 2. Diagrama de proceso para la producción de nitrobenceno.
Grupo 2: 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
184
Benceno Agua Nitrobenceno Dinitrofenol
90.2520 17.6600 88.2896 0.0029
682.6639 57.3971 10859.6160 0.5427
---
TOTAL
196.2045
11600.2197
18 123
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 18 123
Benceno Agua Nitrobenceno
---
TOTAL
90.2520 17.6600 88.2896 196.2016
682.6639 57.3971 10859.6160 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) Temperatura de rocio (K)
372.66 492.84
Tabla 4. Flash adiabático de la alimentación a 488.45 K y 37.5 psia.
Componente
zi
yi
xi
Ki
α i,ref
ORDEN
Benceno Agua Nitrobenceno
0.4600 0.0900 0.4500
0.4983 0.0985 0.4031
0.0722 0.0037 0.9241
6.9017 26.6267 0.4362
15.8219 61.0412 1.0000
Agua Benceno Nitrobenceno
Componentes Claves LK HK
7
8
Grupo 2: Nitrobenceno
Especificación de la separación de los componentes claves Clave ligero (Benceno): 98 % de la alimentacion por el destilado.
lk : 0.98
Dlk Flk lk
Flujo del componente clave ligero en el destilado.
Donde
lk : Grado _ de _ separacion _ del _ componente _ clave _ ligero Blk Flk Dlk , Flujo del componente clave ligero por los fondos. Clave pesado (nitrobenceno): 98 % de la alimentacion por los fondos hk : 0.98
Bhk Fhk hk , Flujo del componente clave pesado en el residuo o fondos Donde
hk : Grado _ de _ separacion _ del _ componente _ clave _ pesado Dhk Fhk Bhk , 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. Alimentación Destilado Fondos Componentes claves (kmol/h) (kmol/h) (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 noclaves. 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]:
d log i bi
a * log i b
Grupo 2: Nitrobenceno
El primer paso consiste en hallar los coeficientes de distribución (k i) y la volatilidad relativa de todos los componentes (αi,ref), a las condiciones de entrada: ki
yi xi
;
ki k hk
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 FONDOS (di) (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
9
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Grupo 2: Nitrobenceno
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
Grupo 2: Nitrobenceno
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) Dinitrofenol
446 -
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. Ni, kgmol/h
Componente
VAPOR
LIQUID
yi
xi
Ki
α i,ref
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
Agua Benceno (LK) Nitrobenceno (HK)
61.0412 15.8219 1.0000
Agua Benceno Nitrobenceno
Componentes Claves LK HK
11
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Grupo 2: Nitrobenceno
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
Cuando la volatilidad relativa es constante o se mantiene aproximadamente constante a lo largo de la torre.
Con:
i: clave ligero j: clave pesado
Ecuación de Winn Cuando la volatilidad varía apreciablemente a lo largo de la torre, la ecuación de Winn es más exacta si se cumple la condición:
Con: i: clave ligero j:clave pesado 1: Fondos de la torre N+1: Tope de la torre
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.
Grupo 2: Nitrobenceno
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
Nitrobenceno (HK)
0.0365
1.0000
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
13
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Grupo 2: Nitrobenceno
Tabla 17. Parámetros de la ecuación de Winn
Componente Agua Benceno (LK)
ζi,HK
φi,HK
32.9079 11.7274
0.2647 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
Nitrobenceno (HK)
0.0164
0.9795
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.
Grupo 2: Nitrobenceno
(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. Ni, kgmol/h
Componente
DESTILADO
FONDOS
Agua
17.6558
0.0042
Benceno (LK)
88.4470
1.8050
Nitrobenceno (HK)
1.7658
86.5238
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 Ni, kgmol/h
Componente 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 % Desviación
Componente
DESTILADO
FONDOS
0.0218
47.9196
Agua
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.
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Grupo 2: Nitrobenceno
Tabla 22. Estimación de la separación de los componentes no-claves. Ni, kgmol/h
Componente
DESTILADO
FONDOS
Agua
17.6558
0.0042
Benceno (LK)
88.4470
1.8050
Nitrobenceno (HK)
1.7658
86.5238
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 Benceno (LK) Nitrobenceno (HK)
374
Dinitrofenol
-
TB (ºC)
247.62
289 446
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. Componente
Ni, kgmol/h
yi
xi
Ki
α i,ref
0.0653
0.0985
0.0037
26.6267
61.0412
VAPOR
LIQUID
Agua
17.5947
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.
Grupo 2: Nitrobenceno
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
Nitrobenceno (HK)
0.0164
0.9795
TOTAL
1.0000
1.0000
Nmin
2.5397
Tabla 31. Flujos de los componentes no-claves recalculados por el método de Winn. Componente
Ni, kgmol/h DESTILADO
FONDOS
Agua
17.6558
0.0042
Benceno (LK)
88.4470
1.8050
Nitrobenceno (HK)
1.7658
86.5238
TOTAL
107.8686
88.3330
Tabla 32. Comparación de los flujos de los componentes no-claves de los numerales 1.3 y 1.7 Ni, kgmol/h
Componente 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
17
18
Grupo 2: Nitrobenceno
Tabla 33. Porcentajes de desviación de los valores recalculados con respecto a los supuestos Componente Agua
% Desviación DESTILADO
FONDOS
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:
Grupo 2: Nitrobenceno
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) HL∞ (kJ/kmol) Hv (kJ/kmol) HL (kJ/kmol) (Rmin)externo
66852.7552 44101.1151 47132.9952 21144.4383 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.
19
20
Grupo 2: Nitrobenceno
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:
x Log lk xhk
xhk D xlk
xlk B xhk
0 , 55
F
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]:
Grupo 2: Nitrobenceno
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. 2. 3. 4. 5. 6.
Número de componentes: 2- 11 q: 0.28 - 1.42 Presión: Vacío hasta 600 psig α: 1.11- 4.05 Rmin: 0.53 - 9.09 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,
21
22
Grupo 2: Nitrobenceno
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.
Grupo 2: Nitrobenceno
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) L0 (kgmol/h) G1 (kgmol/h) HD=HL0 (kJ/kgmol) H1 (kJ/kgmol) QC (kJ/h)
107.8686 183.1054 290.9740 9098.7291 47132.9952
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+BH B+QC QB =DHD+BH B+QC - FHF Fig. 11. Balance global de energía en la torre.
23
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Grupo 2: Nitrobenceno
Tabla 39. Resultados del balance global de energía en la torre
F (kgmol/h) D (kgmol/h) B (kgmol/h) HF (kJ/kgmol) HD (kJ/kgmol) HB (kJ/kgmol) QC (kJ/h) QB (kJ/h)
196.2016 107.8686 88.3330 64805.10759 9098.7291 53314.488 11066981.34 4043012.809
Tabla 40. Flujos molares en la sección de agotamiento
L’ (kgmol/h) G’ (kgmol/h) L’B (kgmol/h)
200.7636 112.4306 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
Grupo 2: Nitrobenceno
2.
SELECCIÓN DEL TIPO DE TORRE
Para escoger el tipo de torre se emplean los siguientes criterios de selección y continuación la lista de criterios evaluados y su respectivo resultado [12, 13]
se reporta a
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:
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Grupo 2: Nitrobenceno
26
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) PM
22.7969 97.8569
69.0128
22.7969 122.1888
113.6218
Tabla 42. Resultados del cálculo de diámetros TS (in)
Tope
Fondo
24
24
B20
196.29
196.29
Bσ
201.4998
201.4998
G’ (lb/h ft^2) G (lb/h)
2,783.2800 44,270.4145
2,783.2800 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:
Grupo 2: Nitrobenceno
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 σ (dinas/cm)
Tope
Fondo
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.
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Grupo 2: Nitrobenceno
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:
do Ao 0.907 Aa p'
2
Donde: Ao: Área orificio Aa: Área activa p’: Separación de orificios entre centro y centro
Grupo 2: Nitrobenceno
6.
Calcular el diámetro de la torre: a.
Calcular la constante de inundación
0.0744 t 0.01173 0.0304 t 0.015 0.02 1 CF log 0.5 0 . 02 L ' G G ' L 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:
G VF CF L G c.
0 .5
Calcule la velocidad de operación:
V
%inundación VF 100
d. Calcular el área neta de flujo de gas en la torre de la torre:
An At Ad 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.
qG V
Calcule el área seccional de la torre Asuma longitud del derramadero:
W : 0.6 0.8 FW D T
29
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Grupo 2: Nitrobenceno
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 F W) Área seccional de la torre:
At
f.
An A 1 d At
Diámetro de la torre
4 At DT
0.5
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.
Grupo 2: Nitrobenceno
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.
31
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Grupo 2: Nitrobenceno
Aspectos mecánicos del plato Se continúa con el algoritmo anterior: 7.
Calcule la longitud del derramadero:
W DT FW 8.
Calcule el área seccional de un vertedero:
Ad
9.
DT 2 Ad 4
At
Calcule el área activa:
Aa At 2 Ad AW 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:
q h1 0.666 W c.
Calcule Weff / W:
2/3
W Weff
2/3
Grupo 2: Nitrobenceno
W Weff
2
DT W 2
DT 2 1 W
0.5
2 h1 DT DT W
2
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 2 hD g c Ao 4 l f Ao Co 0.40 1.25 1 vo G An do An
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:
do Co 1.09 l
0.25
14. Calcule la caída de presión resultante que genera el líquido sobre el plato (hL):
hL 6.1103 0.725 hW Va G z
DT W , 2
Va
Donde: z: Ancho de flujo promedio. Va: Velocidad del gas basada en Aa. 15. Calcule la caída de presión residual:
hR
6 gc L do g
0.5
1.225
QG Aa
q z
33
34
Grupo 2: Nitrobenceno
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):
3 h2 2g
q Ada
2
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):
h3 hD hL hR h2 18. Chequee el nivel del líquido en el vertedero:
hW h1 h3 t / 2 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:
VoW
gc
G
G 2 0.0229 gc d G o G
0.379
l do
0.293
2.8
2 Aa do z 0.724 3 p'3 do
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 Longitud del derramadero: W (m) Área seccional de un vertedero Ad (m2) Area utilizada por soportes del plato: Aw (m2) Cálculo del área activa: Aa (m2) Chequeo de q/w (m3/s m) Cresta del líquido sobre el derramadero: h 1 (m) (Weff / W)
TOPE 0.9730 0.1337 0.2276 1.0225 0.0056 (SI!!) 0.0216 0.9525
FONDO 0.9730 0.1337 0.2276 1.0225 0.0076 (SI!!) 0.0269 0.9403
Grupo 2: Nitrobenceno
Tabla 45 (Continuación) ASPECTO EVALUADO Altura del derramadero: h w (m) Profundidad líquido sobre plato: h 1 + hw (mm) Espesor plato, l (mm) Coeficiente del orificio, Co V0 (m/s) Numero de Reynolds: Re Factor de Fanning, f Caída presión seco, h D (m) Ancho de flujo promedio: z (m) Velocidad del gas: Va (m/s) Caída de presión resultante: h L (m) Caída de presión residual: h R (m) Area menor entre sección transversal y vertedero: Ada (m2) Pérdida de presión en entrada del líquido: h 2 (m) Retroceso del líquido en el vertedero: h3 (m) Chequeo de nivel de líquido Cálculo de la velocidad mínima a través de orificios: V 0w (m/s) Chequeo de V0>V0w Recorrido del líquido: Z (m)
TOPE 50 71.6357 5 1.3779 19.2928 46267.47 0.0054 0.2006 1.1815 1.0937 0.0189 0.0030 0.1337 0.0003 0.2228 0.2944 (SI!!) 1.1660 SI!! 0.9926
FONDO 50 76.9063 5 1.3779 12.2732 23729.13 0.0065 0.0789 1.1815 0.6957 0.0316 0.0030 0.1337 0.0005 0.1140 0.1909 (SI!!) 1.1068 SI!! 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:
Aa 1/2 orificio × = Total de orificios Ao 1 triángulo El área activa (Aa) fue calculada anteriormente en las especificaciones mecánicas. El área de orificio (A0) se halla de la siguiente forma:
h = Pt ×sen(60°) A o = 1/2 Pt × h 60°
PT
35
36
Grupo 2: Nitrobenceno
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 Agua Benceno Nitrobenceno Dinitrofenol
mpy
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