DISEÑO DE UNA TORRE DE DESTILACIÓN CICLOHEXANOLCuarta entrega JENNY MARCELA PALACIO CARLOS ANDRES QUINTERO VERÓNICA MORALES CORREA MAIRA PEÑA MORENO Profesores: Heberto Tapias Felipe Bustamante Asignatura: Diseño I UNIVERSIDAD DE ANTIOQUIA Facultad de Ingeniería Medellín 22/02/2013 CONTENIDO 1. HOJA DE ESPECIFICACIONES 2. DISEÑO OPERACIONAL 2.1 Número deetapas. 2.1.1. Función de la unidad de destilación 2.1.2. Especificación del alimento 2.1.3. Separación de los componentes claves. 2.1.4. Separación de los componentes no claves estimado 2.1.5. Presión de la columna y tipo de condensador 2.1.6. Flash del alimento a la presión de la columna 2.1.7. Número mínimo de etapas teóricas 2.1.8. Cálculos de la separación de los componentes no claves 2.2. Cálculo de la relación de reflujo mínimo 2.3. Relación de reflujo óptimo 2.4. Número de etapas ideales 2.5. Localización del punto de alimentación 3. SELECCIÓN DEL TIPO INTERNO 3.1. Estimado del diámetro de la torre 3.2. Valoración de criterios de selección 4. DIÁMETRO RIGUROSO Y DISEÑO DE INTERNOS 4.1. Selección del tipo de plato 4.2. Algoritmo para diseño de platos perforados 4.3. Formación de espuma 4.4. Arrastre de líquido 4.5. Número de pasos por plato 4.6. Tipo de distribuidor 4.7. Bajante 4.8. Número de orificios 4.9. Diseño mecánico de platos 4.10. Eficiencia de plato 4.11. Numero de platos reales y ubicación de alimentación 5. DISEÑO MECÁNICO 5.1. Temperatura de diseño 5.2. Presión de diseño 5.3 . Material para la construcción del recipiente 5.4 . Vida Útil del recipiente 5.5 . Boquillas y bridas 5.6 Espesor de la camisa 5.7 Espesor de las tapas 5.8 Altura total de la torre 5.8.1. Altura tope 5.8.2. Altura zona de rectificación 5.8.3. Altura zona de agotamiento 5.8.4. Altura Fondos 5.9. Tipo de arreglo alimentación, reflujo y rehervidor 5.10. Caída de presión a través de la torre 5.11. Cargas 5.11.1 Cargas de viento 5.11.2 Cargas hidrostáticas 5.11.3 Cargas muertas 6. PRUEBAS PLANOS REFENCIAS ANEXOS 580.516 °F Des./ft contents Self Supporting No SS 316 Skirt SS 316 Rubber or Plastic None Cement None 3/200 in Class FACING RF RF RF RF RF RF RF MARK NO. Trays 33 Type Cyclohexane recovery sieve Caps NA Feet Packing Size NA NA OPERATING AND MECHANICAL CONDITIONS Oper. 5. 3. 1 1 1 1 1 1 2 Oper. Yes Req’d. 10 in 150 5 in 150 14 in 150 10 in 150 14 in 150 4 in 150 20 in 150 * Feed Points to be located in: 1. Temp. Temp. 464. Service No. Lethal Construction No Materials: Shell SS 316 Heads Lining: Metal None Brick None Internal Corrosion Allowance Insulation? Yes No NO. 1 of 1 C-1 33 trays NA 2 Pages 77.645 °F 3 Density of 48. 33 NA NA NA . Vapor Space REMARKS TW Points in Vapor Located TW Points In Liquid Located Sample Points in Vapor Located Sample Points in Liquid Located Pressure Taps Located In Vapor Space as Follows: Downcomer Tray 1 Tray 3. Cl.54 lbs. Units Item No.64 ft y 9. Press. 2. No.1. Des. ASME Stamp.84 ft ID NA Sprays Tower Internals Spec. TOWER SPECIFICATIONS B/M No. Code 25.5792 PSIG.3 PSIG. 79. A B C D E F G Size Page No. 4. Dwg. HOJA DE ESPECIFICACIONES Job No. Press. SERVICE Feed Reflux Vapor Out Reboiler liquid Vapor in Liquid out Manhole NOZZLES SIZE PRESS. REQ’D. Sieve tray Remobable 2 of 2 1 C-1 Pages B/M No. Bolts. Weir Slots Covered (Yes) (No) Segmental (straight) Pipe.-Bubble Cap. Bottom) 24 in NA Bolted Manway (Yes No ) (Removable from Top.17941 in (10% hD) NA Hydraulic Gradient Provision: Standards: (a). Tower Tolerances MATERIALS OF CONSTRUCTION Bubble Cap and Riser: (a).. Sieve. Dualflow No. Weir Adjustable From (c).07618 in NA NA C to C Clearance Between Holes and Tower Wall Clearance Between Holes and Weirs Tray Thickness (Not Required for Bubble Caps) Type of Flow: Inlet Weirs: Split Yes Cross No Height Above Tray Floor 81. Chk’d. Tapered) 1 Inches NA Inches Remobable NA NA Clearance Above Tray Floor Seal Size 0. App. Contacting Device . Bottom) Siz NA NA Spacing NA C to C Gauge e Diameter NA Gauge Size 0. Nuts and Washers: Trays: Stainless steel 3 1 Gaskets Stainless steel Gaskets: Stainless steel 316 Stainless steel 316 Bolting: Stainless steel 316 Stainless steel . Date P. Removable): Seal Pan Distance Below Bottom Tray Weep Holes: No. Fixed Weir Height Above Tray Floor (b). Tray Layout (c). Rev. Rev. Removable (From Top.By./Tray Inches Inches Above Tray Floor Inches Above Tray Floor.4921 in 0. Units Item No.O.1772 in Diam.2 in 0.5748 NA NA To NA Inches Outlet Weirs: Length (a). Rev. Bubble Cap (b).To: Job No. Trays Tray Spacing Bubble Cap: Number/Tray Riser: Holes: Number NA 33313 33 Type: Fixed. Spacing 0.59 in 1. Weir Set Downcomer: (Yes No ) Type: Downcomers (Fixed. Segmental (Straight.87 in 1. Page TOWER INTERNALS SPECIFICATIONS TRAY TYPE COLUMNS No. App. Rev.To: Chk’d. . Date P. Rev. Rev. Downcomers and Seal Pan: REMARKS Test conducted to the tower are: Ultrasound Radiographed Electromagnetic Leak hidrostatic Prenetran liquid Visual inspection Stainless steel 316 By.6 Tray Supports.O. Diagrama de flujo PDF del proceso de oxidación de ciclohexano haciendo uso de un catalizador de ácido bórico. .Figura 1. 2.1055°C. ciclohexil hidroperóxido. la cual fue determinada y especificada en la segunda entrega correspondiente a los balances de energía y de materia del proceso de producción de ciclohexanol. A continuación se muestran las condiciones de la alimentación de las sustancias que intervienen en la destilación. Tabla 1: condiciones de la alimentación Componente Flujo (Kmol/h) Ciclohexano 816. del diagrama de proceso (Figura 1). Función de la unidad de destilación La unidad de destilación ordinaria C1 tiene como objetivo separar la materia prima (ciclohexano) con trazas de ciclohexanol recirculada por el tope corriente (34) a 10 bares y 49°C. Especificación del alimento: Las condiciones de la alimentación corresponden a la corriente 32. Para tener una visualización amplia de las corrientes que circulan por la torre de destilación de interés C1.94444691 CiclohexilHidroperoxido 12. ciclohexano.1.5 Temperatura (°C) 117.1 Número de etapas 2.201195 Ciclohexanol 111.0375 bares y 150. Esta columna opera con un condensador total y un ebullidor tipo termosifón.5 bares.563237 Trihexil borato 0. se presenta el diagrama de proceso.1. trihexil borato la cual proviene de la corriente (35) a 1.987336 Presión (Psi) 37.677985 Estado de agregación L Letra A D E G Acondicionamiento de la corriente de entrada 32 El equipo anterior a la torre es un separador líquido-líquido cuya corriente de salida está a una temperatura de 20°C y 0. esta corriente será acondicionada para que entre en su punto de burbuja a una temperatura .2784571 Flujo total 940. DISEÑO OPERACIONAL 2. y ciclohexanol. La ecuación de estado de Redlich-Kwong es muy utilizada para calcular propiedades termodinámicas para la fase de vapor en combinación con modelos termodinámicos más complejos como el uniquac. ya que de las ecuaciones cúbicas.de 117. la cual combina la simplicidad de una ecuación de 2 parámetros con una alta precisión similar a la ecuación de Benedict-Weeb-Rubin de ocho parámetros. por tanto se requerirá de dos equipos de acondicionamiento como una bomba y un intercambiador de calor. ( ) Donde los parámetros estan definidos de la siguiente forma: . teniendo en cuenta cual de los modelos termodinámicos arroja comportamientos lógicos con las condiciones del sistema.6779°C y una presión de 37. Para la determinación de la ruta a seguir y elegir el modelo termodinámico es necesario calcular dos parámetros como lo son el coeficiente de actividad en el líquido y el coeficiente de fugacidad en fase gaseosa. se hará uso del software ASPEN PLUS. Coeficiente de Fugacidad (Fase Gaseosa)[3] Para determinar esta propiedad se hace uso de una ecuación de estado. por lo tanto la mezcla trabajada para la torre de destilación C1 es no ideal por que no se cumple lo siguiente [2]: Los diámetros moleculares de las sustancias son iguales No existe interacción química entre las sustancias Las fuerzas intermoleculares entre las moléculas semejantes y distintas son iguales.5 psia. es la más utilizada. Modelo Termodinámico [1] Cuando se cumplen las siguientes características en una mezcla multicomponentes se puede asumir que su comportamiento es ideal. Para calcular estas propiedades. como lo es la ecuación de Redlich-Kwong. Selección de Modelo Termodinámico Fase Líquida [4] . Figura 2. Coeficiente de Actividad (Fase Liquida) Se hace uso de los siguientes algoritmos teniendo en cuenta la naturaleza y las condiciones de las sustancias utilizadas en el proceso. Separación de los componentes claves: Orden de las sustancias según sus volatilidades: Se realiza un flash adiabático en el alimento (por medio de ASPEN PLUS).Figura 3. se trabajará el algoritmo propuesto en el libro “Métodos y algoritmos de diseño en Ingeniería Química” [5]. Para el diseño de la torre de destilación Multicomponente. Selección Modelo Sustancias Polares . utilizando como modelo termodinámico (UNIQUAC)con el cual se calcula Ki y posteriormente se da el orden de volatilidad.No Electrolitos [4] Según las condiciones de nuestro proceso y las sustancias que intervienen en este el modelo más adecuado es UNIQUAC. . 024102826 1.Para calcular el coeficiente de distribución se usa la ecuación: ( ) El orden de volatilidades de mayor a menor es: ciclohexano. ciclohexanol.07E-05 3.97329435 0. Calculo de las volatilidades: ( ) Donde: Coeficiente de distribución de la sustancia i entre las fases líquida y vapor.02663499 7.01304848 0.31E-06 4.86738808 0. ciclohexil hidroperóxido. : Fracción de la sustancia i en el líquido. De esta forma se tiene los siguientes resultados: Tabla 2: resultados de volatilidades Fracción Líquido(x) Vapor(y) 0.00100367 0.12209791 0.01304848 0.994770015 1 0.11855977 0.86738808 0.00100367 0.00541481 3.32E-09 Volatilidad componente Ciclohexano Ciclohexanol Ciclohexil Hidroperóxido Trihexil borato K 1. Adicionalmente es posible darle el grado de separación deseado Clave pesado (HK): se toma el ciclohexanol pues según el orden de k es la de menor valor contiguo al ciclohexano. .22465457 0. Coeficiente de distribución de la sustancia clave pesado KH entre las fases líquidas y vapor.47364E-05 Compuestos claves Clave ligero (LK): se escoge el ciclohexano ya que tiene mayor tendencia a volatilizarse además de ser el compuesto de interés a separar en C1.11855977 0. trihexil borato. : Fracción de la sustancia i en el vapor. : Volatilidad relativa de i con respecto a HK. en este caso no tenemos LLK’s.5% del flujo de entrada C1 Estimar separación de los compuestos no claves Se asume que los componentes no claves no se distribuyen. = Flujo en los fondos de todos los componentes.459252 12.103985168 0 0 7. Ósea que los componentes más pesados que el clave pesado (HHK’s) salen por los fondos (ciclohexil hidroperóxido y trihexil).131588 130. Tabla 4: separación compuestos no claves Letra A D G E Dónde: Compuestos Ciclohexano Ciclohexanol Ciclohexil hidroperóxido Trihexil borato 809.0276027 1.94444691 = Flujo en el destilado de todos los componentes.8557481 .1735923 110.A D ciclohexano ciclohexanol LK HK Grado de separación compuestos claves El grado de separación se define para ambos compuestos en destilado (corriente 33) de la siguiente manera: Tabla 3: grado de separación CORRIENTE 33 Grado de separación Ciclohexano 99% del flujo de entrada C1 Ciclohexanol 0.2784571 0. ∑ ∑ Flujo de destilado (kmol/h) Flujo de residuo (kmol/h) 810. Siguiendo el algoritmo ajusto la presión: Presión en el tope ( ) Presión en el tope (psi) 35 . Figura 4: algoritmo para definir las presiones [4] Presión del destilado Se hace un flash para el destilado en el punto de burbuja a una PD Presión de burbuja (psi) 5.04858286 Según la condición dada en el algoritmo .2. Presión de columna y tipo de condensador Para estos cálculos.5. se debe usar el siguiente algoritmo [4]. se requiere para la columna C1 usar un condensador total.1. Presión en el alimento ( ) Presión en el alimento (psi) 37.5 Presión del residuo (PB) ( ) PB Presión en los fondos (psi) 40 Al calcular la temperatura del punto de burbuja a éstas presiones ( ) se obtuvo una temperatura mucho menor a la temperatura de descomposición térmica y temperatura critica de los compuestos que salen por el residuo de la columna.85 490.92693 Tabla 5: Temperatura crítica de los compuestos [6] Sustancia Ciclohexano Ciclohexanol Ciclohexil Hidroperóxido Trihexil Borato ( ) 280.85 411. Temperatura del punto de burbuja en los fondos A continuación se muestran las temperaturas en el punto de burbuja: Temperatura en los fondos( ) 191.43 376. por lo que la presión en los fondos que se determinó haciendo uso del algoritmo es válida.85 . 00136272 0 0 K 1. Del flash a las anteriores condiciones se obtiene: Tabla 6: propiedades en el tope TOPE Componente Ciclohexano Ciclohexanol Ciclohexil Hidroperóxido Trihexil borato Fracción 0. Temperatura burbuja ( ) Temperatura rocío( ) Temperatura alimentación ( ) 117.0024538 0 0 Vapor (y) 0. 2.232415 117.00136272 0 0 Líquido(x) 0.6.7. se realiza el cálculo del punto de rocío a las condiciones de presión en el tope ( ). Tipo de ebullidor: se requiere usar un ebullidor tipo termosifón.99863728 0. donde se obtiene la temperatura de burbuja y de rocío para posteriormente determinarse la temperatura en la alimentación.1.Al comparar las temperaturas críticas( ) y con la temperatura en los fondos( ) se puede ver claramente que la temperatura de es mucho menor.677985 187.99754619 0. Flash del alimento a la presión de la columna Haciendo uso de la presión en el alimento .99863728 0. 2. Número mínimo de etapas Se necesita encontrar los coeficientes de distribución en el tope y en los fondos.00109378 0. se realiza un flash adiabático. Para el tope.80263883 1 0 0 ) .55534906 0 0 Volatilidad( 1.1. y las respectivas composiciones en el destilado.677985 Se decide entrar el alimento en su punto de burbuja como líquido saturado. como se trabaja con un condensador total. 16648039 0.00721746 Líquido (x) 0.00099519 volatilidad( 5.195122111 0. y hacemos uso de las siguientes Para determinar los parámetros ecuaciones: .8532113 0.05482061 0.647430443 1 0.81845147 0.00721746 Vapor (y) 0.Con una temperatura en el tope: En los fondos se hace el cálculo del punto de burbujaa las condiciones de presión en los fondos( ) y los respectivos flujos.2868 Como el porcentaje de error es mayor al 15% se hace uso de la ecuación de Winn: ( ) Dónde: = Coeficiente de distribución del componente i(cualquier componente) = Coeficiente de distribución del clave pesado (HK) y son constantes empíricas que dependen del tipo de sustancia.26415047 0.18E-06 K 4.00116641 ) Con una temperatura en los fondos: Diferencia de volatilidades del LK en el destilado y en los fondos ( ) 213.84412992 0.84412992 0.093832 0.72022116 0.05482061 0. Del flash a las anteriores condiciones se obtiene: Tabla 7: propiedades en el fondo FONDOS Componente Ciclohexano Ciclohexanol CiclohexilHidroperoxido Trihexil borato Fracción 0.093832 0.01562118 7. ( ( ) ) ( ) ( ) De las anteriores ecuaciones se obtiene: ( ( ) ( ) ) Para determinar se reemplaza el valor obtenido de en las ecuaciones ( ) o( ) después de obtener estos parámetros.65934198 8. haciendo uso nuevamente de la ecuación de Winn (6).2726884 ) ) ] ( ) 2.1. podemos calcular el número mínimo de etapas.8. se realiza el mismo procedimiento que se calculó anteriormente y ya queson clave pesado(HHK’s) se realiza entre la alimentación y los fondos.61380373 12. Para el cálculo del se utilizara la siguiente ecuación: [( )( ( Dónde: i = componente clave liviano j = componente clave pesado Los resultados obtenidos se muestran a continuación: Tabla 8: número mínimo de etapas 3. . Cálculos de la separación de los componentes no claves Primero se debe calcular y para cada componente no clave. 94444691 Ciclohexil hidroperóxido 1.03302479 0.00137426 0. y son los flujos del clave pesado en los fondos y en el destilado respectivamente.50956195 0.27845595 . Los resultados obtenidos se muestran a continuación: Trihexil borato 2.21156188 12. Para calcular el flujo en los fondos: ( [ ( ) ( ) ) ] Para calcular el flujo en el destilado: ( ] ) [ ( ) ( ) ∑ ∑ Dónde: ( ( ) ) B Y D son los flujos totales en el fondo y en el destilado respectivamente.Con los valores de . y el se reemplazan en las siguientes ecuaciones para calcular el flujo de los componentes no claves en el destilado y en los fondos. como se puede ver en la tabla 8. Comparar la separación de los no claves: La diferencia entre los flujos de destilado y residuo no es muy significativa.94444691 Calculados punto 11 12.2784571 130.94444691 12.27845595 0.855748 191.92693 40 Líquido .459252 0.94444691 Corrientes de salida: Destilado corriente (33) Tabla 10: flujos de salida corriente 33 Letra A D Componente Ciclohexano Ciclohexanol Flujo total Temperatura(°C) Presión(Psi) Estado de agregación Flujo(Kmol/h) 809.103985168 810.1735923 110.0276027 1.1315879 49 30 Líquido Fondos corriente (35) Tabla 11: flujos de salida corriente 35 Letra A D E G Componente Ciclohexano Ciclohexanol Trihexil borato Ciclohexil Hidroperóxido Flujo total Temperatura(°C) Presión(Psi) Estado de agregación Flujo(Kmol/h) 7.2784571 0. Tabla 9: comparación componentes no claves Componente Ciclohexil hidroperóxido Trihexil Borato Estimados punto 6 12. : Composición del componente j en el destilado. dónde para la clase (1). Hanson y Gibson los cuales clasificaron los sistemas multicomponentes en Clase 1 y Clase 2. Rmin: Reflujo mínimo q: Condición térmica de la alimentación . Cálculo de Reflujo mínimo Para determinar el reflujo mínimo se hace uso de las teorías de Shiras. todos los componentes de la alimentación se distribuyen entre los productos de cabeza y cola. : Composición del componente j en el alimento.De acuerdo con la distribución de los componentes se utilizará el método Underwood riguroso. : Parámetro de Underwood.2. según los puntos de contacto.2. uno o más componentes aparecen en uno de los productos [2]. para separaciones clase 2 [7]. Para las separaciones clase (2). Para aplicar el método de Underwood se hace uso de las siguientes ecuaciones: Para todas las sustancias: ∑ ( ) ( ) Para las sustancias presentes en el destilado: ∑ ( ) ( ) Dónde: : Volatilidad relativa de cada componente en la alimentación. 99863 Ciclohexanol 1.13158 1 Reemplazando en (16) y despejando Rmin: ( ( ) ) .00136 Trihexil borato 0 0 CiclohexilHidroperoxido 0 0 Total 810. por lo tanto: Reemplazando valores en la ecuación (15) y expandiendo la sumatoria tenemos: Resolviendo la ecuación en Excel por medio de solver obtenemos: Para resolver la ecuación (16) es necesario conocer los flujos y composiciones en el destilado: Tabla 12: composiciones del destilado Sustancia Flujos Composiciones destilado (x) Ciclohexano 809.10398 0.0276 0.Para encontrar hacemos uso de la siguiente ecuación: ( ) La alimentación a la torre de destilación entrara en su punto de burbuja. 2. de la figura se presenta la siguiente ecuación: *( ) ( ) ( ) + ( ) . Figura 5: relación gráfica de Rop/rmin por el método de Van Winkle y Todd En el eje x.3 Relación de reflujo Óptimo Para lograr una separación adecuada es necesario operar la torre a una relación de reflujo mayor que la mínima. por lo tanto se aplican métodos para sistemas multicomponentes como lo es el método de Van Winkle y Todd [8] el cual me permite relacionar gráficamente Ropt/Rmin con y una expresión en término de las composiciones. 53 1. Tabla 13: datos para ajustar ⁄ Vs ⁄ 3 2.99863 0.Dónde: es la volatilidad relativa del componente clave ligero con respecto al clave pesado a las condiciones de alimentación de la torre.55 .38 1.1 1.5 2 1.42 1.51 1. [( ) ( )] ( ) Composiciones de los componentes LK y HK en diferentes puntos de la torre: Destilado 0.00136 Fondos 0.86738 0.4 1.45 1.84412 Alimentación 0.4 1.35 1.05 1. reportando como resultado el mejor ajuste obtenido.5 1. graficaremos ⁄ Vs a un valor de (valor de la abscisa) y leemos a diferentes volatilidades los y construimos la gráfica.05482 0.25 1.15 1.22465 Reemplazando en la ecuación (19) obtenemos: Una vez obtenido este valor es posible reemplazar en la ecuación (18) Ya que el ⁄ sale de la gráfica.48 1. 0.243x + 1. Para utilizar las correlaciones de Gilliland se deben cumplir las siguientes condiciones: 1. Número de componentes: 2 a 11 2. Número de etapas ideales El cálculo del número de etapas teóricas.35 1. se puede determinar mediante dos métodos como lo son las correlaciones de Gilliland modificada para sistemas multicomponentes por Brown y Martin [2].5 Alfa_m 2 2.5 Figura 6: ajuste de datos seleccionados Reemplazando el valor de alfa en la función arrojada por el ajuste de la gráfica anterior obtenemos: Despejando y reemplazando el valor del se obtiene: 2.0402x2 .3 0 0. y/o el método gráfico de Erbax y Maddox. Presión: Vacio hasta 600 psig .45 1.6 1.28 a 1.9571 1 1.1.4006 R² = 0.5 𝑅𝑜𝑝𝑡∕𝑅𝑚𝑖𝑛 Vs y = 0.42 3.4.4 1.55 Ropt/Rmin 1.5 1. q: 0.5 3 3. 4. : 1,1 a 4,05 5. Rmin: 0,53 a 9,09 6. Nmin: 3,4 hasta 60,3 Según los resultados obtenidos anteriormente, se puede observar que no se cumplen todas las condiciones para aplicar este método, sin embargo se realiza el cálculo por medio de los dos métodos planteados para determinar cual arroja mejores resultados. Figura 7: correlaciones de Gilliland El ajuste de los datos obtenidos para generar esta gráfica se desarrolló por medio de la ecuación de Molokanov [2]. [( Dónde: ( )( )] ( ) ) Resolviendo las ecuaciones (20) y (21) se obtiene que: Por lo tanto Método gráfico de Erbax y Maddox Estas correlaciones se determinaron por medio de datos experimentales los cuales fueron plasmados gráficamente, en dicha figura, la incógnita se encuentra en el eje de las abscisas, por lo tanto se requiere conocer los valores de del reflujo mínimo y el reflujo óptimo. Realizando los cálculos del (eje Y) y la línea central (z), se lee en la gráfica donde se lee en la abscisa, tal y como se muestra en la figura 7. Figura 8: Método gráfico de Erbax y Maddox Resultados obtenidos: Una vez desarrollar ambos métodos se usará el resultado obtenido por la correlación de Gilliland, puesto que se obtuvo el mayor valor de etapas teóricas y esto garantizará obtener la separación adecuada. Por lo tanto se tendrán 30 etapas teóricas. 2.5. Localización del punto de alimentación Para determinar la etapa óptima de alimentación, se utiliza la ecuación empírica de Kirkbride [2] *( Dónde: )( ) ( )+ (22) NR: Número de etapas teóricas en la zona de rectificación. se obtiene: Luego: ( ) (23) Resolviendo: Entonces de esta manera. 3. Como el ebullidor y el condensador son totales sólo se tendrán en cuanta las etapas anteriormente calculadas. W: Flujo molar en el residuo.D: Fracción molar del componente clave pesado en el destilado.Ns: Número de etapas teóricas en la zona de agotamiento.F: Fracción molar del componente clave ligero en la alimentación. xLK. Remplazando los valores en la ecuación (22). zHK. . xHK. 3.F: Fracción molar del componente clave pesado en la alimentación.W: Fracción molar del componente clave ligero en los fondos. habrá 10 etapas teóricas por debajo de la etapa de alimento y 20 etapas teóricas por encima de la etapa de alimento. SELECCIÓN DEL TIPO DE INTERNO Estimado del Diámetro de la torre Para calcular el diámetro de la torre es necesario especificar el tipo de ebullidor y de condensador que la componen. D: Flujo molar en el destilado.1. zLK. No se ensucia fácilmente. Facilidad de mantenimiento. La circulación natural se obtiene gracias a la diferencia de densidades entre el líquido del fondo de la columna a la entrada del ebullidor y la mezcla líquido-vapor a la salida del ebullidor. Figura 9: tipo de ebullidor . En este tipo de ebullidor no se requiere bombear el líquido del fondo de la columna al ebullidor. Tipo de Ebullidor [9] Se considera según la bibliografía que el tipo de ebullidoradecuado para la torre de destilación es un ebullidor total externo tipo termosifón horizontal con circulación directa. Entubado sencillo y compacto. Menor caída de presión. Económico. Es muy usado en el caso de tener mezclas de varios componentes. Puede usar tubos largos. ya que este tiene las siguientes ventajas: Se recomienda cuando la presión de operación es moderada. Carga cálorica en el ebullidor Balance de masa en el ebullidor: Según el tipo de ebullidor. determinamos la entalpia por medio de ASPEN PLUS. Alas condiciones del fondo. determinamos la entalpia por medio de ASPEN PLUS. la composición del residuo es igual a la del líquido de salida de la torre y la del gas que retorna a ella. . Figura 10: esquema de variables del ebullidor Balance de masa: (24) (25) Remplazando valores obtenemos: ⁄ ⁄ Realizando un balance global de energía en la torre determinamos el calor: Dónde: A las condiciones del alimento. para encontrar el calor: Posteriormente aplicamos un balance global en el condensador: ( ) Definiendo la ecuación para relacionar el reflujo: ( Dónde: ) Reemplazando los anteriores valores en las ecuaciones (26) y (27) encontramos los siguientes valores: .Reemplazando en la ecuación del balance global de energía encontramos la carga calórica en el ebullidor: Carga calórica en el condensador Balance de masa en el condensador: Figura 11: esquema condensador Aplicamos un balance de energía en el condensador. se hace uso de ASPEN PLUS para determinar su valor: Reemplazando en la ecuación de balance de energía encontramos la carga calórica en el condensador: Una vez definido lo anterior. haciendo uso de ASPEN PLUS. a las condiciones del destilado. Para el cálculo del diámetro se utiliza el método propuesto por BrownSouder [7]. a las condiciones del tope. se inicia con el cálculo del diámetro de la torre asumiendo inicialmente que está compuesta por platos. expresada por la siguiente ecuación (esta es igual para el tope y para el fondo): (28) Para la selección del espaciado entre platos. luego esta se compara con los rangos reportados en la bibliografía para determinar si es de platos o empacada. . se utiliza la siguiente tabla la cual relaciona valores recomendados del espaciado entre platos con diámetros de la columna [10]. encontramos: Necesitamos determinar la entalpia en el tope.Necesitamos determinar la entalpia en el destilado. Para este método se aplica la constante de Brown-Souder para una tensión superficial de 20 dinas/cm. σ (dinas/cm) 30 49 35 112 0. ( ) Dónde: es la Tensión Superficial en dinas/cm.9728 15. ρL (lb / ft3) Tensión superficial. Calculando las propiedades para tope y fondos por medio del software ASPEN PLUS: Tabla 15: propiedades necesarias Propiedades Tope PL(psia) TL(°C) PG(psia) TG(°C) Densidad del vapor. ρG (lb / ft3) Densidad del líquido.395344 47.Figura 12: espaciamiento De la tabla se toma una separación entre platos Remplazando la ecuación (28) se obtiene: ( ) ( ) ( ) Como las tensiones superficiales en el tope y los fondos son diferentes.412195 52.2866 0.7678 Fondo 40 191.705 (29) .9269 40 240.00119 21. se hace la corrección por medio de la ecuación. Para el Tope: Para el fondo: . ( ) Remplazando los valores de flujos hallados en los balances para el ebullidor y el condensador y los anteriores.Como las tensiones superficiales son diferentes se calcula la ecuación (29) para cada caso: Para el tope: Para el fondo: Por medio de la ecuación de Brown-Souder. se calcula el caudal másico: √ ( ) (30) Resolviendo la ecuación anterior: Para el Tope: Para el Fondo: Por medio de la ecuación (31) obtenemos el área en la sección de la columna. por lo tanto a continuación se evalúan algunos criterios de selección de esta. la cual sugiere que las torres empacadas requieren una menor caída de presión. por lo tanto esta es útil para operaciones de destilación al vacío.Luego el diámetro de la torre se determina así: √ Para el tope: √ Para el fondo: √ ( ) ( ) (32) Porcentaje de diferencia entre el Tope y el Fondo: | Remplazando: | | | (33) Cómo la diferencia entre los diámetros es menor que el 20 %. se tendrá en cuenta una heurística reportada en la bibliografía [11]. es necesario tener en cuenta los siguientes criterios que determinaran que torre usar: Caída de presión: Como esta variable no es posible calcularla. 3.2 Valoración de criterios de selección Para definir qué tipo de torre se va diseñar. En nuestro caso. la torre de destilación se trabaja con el mayor diámetro obtenido . no es necesaria . Pero este se encuentre entre el rango donde se puede diseñar los dos tipos de torres. una caída de presión baja ya que se trabaja a presiones moderadas. este aspecto es considerado cuando se tienen fluidos tóxicos o inflamables y descomposición del líquido. por lo es necesario usar una torre de platos. En este caso es recomendable usar una torre empacada. no se tienen sustancias altamente nocivas. se puede decir que el sistema es espumante dado a que esta se forma en una región de la torre como lo es el tope. . Debido a que el diámetro estimado por el método de Brown Souderes: 3. Cargas de líquido y gas: Este criterio nos dice que las relaciones bajas de líquido/gas requieren del uso de una torre de platos. por lo tanto se puede usar cualquiera de las dos torres. se evalúan otros criterios ya que por medio de este no es posible debido a que está entre 60 cm y 4m. Diámetro: El diámetro es un criterio fundamental para la selección del tipo de torre. Retención del líquido: Generalmente las torres empacadas tiene mayor retención de líquido. En este caso.0261 m. sin embargo el ciclohexano podría ser es un precursor de corrosión considerable. ( )( ) ( )( ) Como se puede observar las relaciones son muy pequeñas (menores que 1). Según los resultados obtenidos en el tope y en los fondos. por esta razón se recomienda emplear una torre empacada. por lo tanto se requiere una torre de platos. Sistemas espumantes: Se considera que un sistema es espumante cuando la tensión superficial es baja (menor o igual a 20 dinas/cm). Corrosión: Se puede decir que las sustancias que intervienen el proceso no son altamente corrosivas. Escala del sistema Como los flujos trabajados son muy grandes se recomienda usar torre de platos para procesos industriales y empacada para procesos en escala piloto. Peso del equipo Cuando este criterio es un factor crítico se debe usar torre de platos. este criterio no influye sobre cuál debe ser el tipo de torre. Exactitud del diseño Se recomienda usar torre de platos para diseños que requieren mayor exactitud. pero como son de una alta magnitud entonces este criterio sugiere usar torre empacada. se escoge una torre de platos Modo de operación En el caso particular en que la operación es continua y no por lotes. Viscosidad del líquido Como en el sistema no hay líquidos viscosos. Suciedad del líquido El sistema no contiene sólidos ni lodos. Velocidades No se recomienda usar torres empacadas si las velocidades de líquido son bajas. por ello no tiene influencia sobre la decisión. se escoge usar una torre de platos para obtener mayor precisión en las cantidades estipuladas para la producción. como en la torre C1 es un equipo de mucha importancia en el proceso para producir las cantidades necesarias. tampoco hay partículas de catalizador. dicho factor no influye en la escogencia del tipo de torre. Por lo tanto se debe usar una torre de platos. Tabla 16: criterios para la selección de la torre Criterios Caída de presión Cargas líquido-gas Diámetro Retención líquido Torre de platos x x x x Torre empacada x x . Para este caso no lo es. Por esto. [14] Para el diseño mecánico. Selección del tipo de plato [12]. Los platos perforados son los más económicos y presentan caídas de presión más bajas que los demás platos. aunque presenta mayor capacidad los platos perforados. pero son más costosos que los demás platos y presentan una caída de presión mayor. La diferencia de capacidad que presentan los tres tipos de platos es muy pequeña. Dado que se seleccionó una torre de platos hay que definir qué tipo usar entre perforados y de capucha. además tiene una de las mayores . 4. Como en el interior de la torre hay una cantidad considerable de vapor. Los platos de capucha presentan altas eficiencias y no presentan lloriqueo.Corrosión Sistemas espumantes Suciedad líquido Viscosidad Modo operación Velocidad Escala del sistema Peso del equipo Exactitud Total x x x x x x 10 x x x x x x 8 Por lo tanto la torre seleccionada es de platos. aunque el costo relativo dependerá principalmente del material de construcción utilizado. [13].1. es necesario definir el tipo de internos. es adecuado usar platos perforados. DIÁMETRO RIGUROSO Y DISEÑO DE INTERNOS 4. Sin embargo tienen la desventaja que presentan el fenómeno de lloriqueo a bajos flujos de vapor. Los platos de capucha son apreciablemente más costosos que los platos perforados y de válvula. ventajas como lo es la baja caída de presión. 4. En nuestro caso se seleccionó el menor valor 4.47 0.5 . ch Pit d0 Figura 13: distribución de los orificios Tabal 18: Tamaño de los orificios do (mm) PitchP' (mm) 4.2.955 108637.4741 0.5 mm. Algoritmo para diseño de platos perforados [5]: Condiciones de operación del plato: Tabla 17: condiciones de operación del plato Propiedades Flujo de vapor (kg/h) Flujo de líquido (kg/h) Composición del vapor Composición del líquido Temperatura (°C) Presión (psia) Tope 95273.2378 0.9269 40 Tamaño y distribución de los orificios: Para el tamaño de los orificios se utilizan valores entre (3-12) mm. pero se recomienda trabajar entre (4.22 112.673 35 Fondos 95273. son mas económicos y mas usados en la industria. En cuanto a la distribución.53 191.0) mm de diámetro como máximo.78 0. se escoge una distribución triangular para obtener mayor contacto entre la fase líquida y gaseosa.5-6.5 12. para garantizar que existan más orificios por plato para una mayor área de transferencia y disminuye la tendencia al llamado “lloriqueo” [5].955 27205. Espaciamiento entre platos: Al escoger el espaciamiento entre platos. Por lo tanto como se trabaja con líquidos que forman espuma.6. Nuevamente se escoge un espaciamiento de 24 in reportado en la bibliografía [10]. el mantenimiento y la facilidad de construcción. el porcentaje de inundación considerado para la torre es del 70%. es importante tener en cuenta el diámetro de la torre estimado en el numeral 4. Porcentaje de inundación en la operación: Para líquidos que no forman espuma el porcentaje de inundación es (8085) % y para líquidos que forman espuma es ≤75%. Constante de inundación (35) * ( ( )( ) ) +( ) Dónde: (36) (37) L’= flujo másico superficial del liquido G’=Flujo másico superficial del gas . Relación de área ⁄ ( ) (34) Dónde: Ao: Área orificio Aa: Área activa p’: Separación entre centros de los orificios Luego: Cálculo del diámetro de la torre: a. 4741 Gas N/A 6.05637 0.33255046 95273. Velocidad de operación ( ) ( ) . (kg/m3) Flujo másico L o G (Kg/h) 0. σ (N/m) Densidad.5034964 108637.02177 751.L’/G’= L/G.917456463 VfTope(m/s) 0.084367155 Tope 0.0157 777.091142758 b.955 Gas N/A 6. σ (N/m) Densidad.03324 Fondo 0.23788 FONDO Líquido Tensión superficial. (kg/m3) Flujo másico L o G (Kg/h) 0. Velocidad en la inundación ( ) (38) Tabla 21: resultado velocidad de inundación VfFondo(m/s) 0. estas relaciones se calcularon anteriormente en la selección del tipo de torre σ= tensión superficial del líquido en (N/m) Tabla 19: datos para el cálculo del diámetro de la torre TOPE Líquido Tensión superficial.955 Tabla 20: Resultados obtenidos Alfa ( ) Beta ( ) 0.988613483 c.51960346 95273.3859311 27205. 642219524 Velocidad Tope (m/s) 0.179198834 6. Se eligió un valor de 0. entre 60-80% del diámetro de la torre.692029438 d.1 del texto de Treybal[10].059294044 6.039047769 e. Área seccional de la torre: Longitud del derramadero ( )(41) Dónde: W: Longitud del derramadero. . ya que se tienen grandes cargas de líquido.320726624 Tope 4.Tabla 22: resultados velocidad de operación Velocidad Fondo (m/s) 0. DT: Diámetro de la torre. Área neta de flujo de gas en la torre (40) Dónde: An: Área neta de flujo de gas At: Área seccional transversal de la torre Ad: Área seccional de un vertedero qG: Flujo volumétrico del gas (m3/s) Tabla 23: resultados área neta de flujo de gas Fondo Flujo volumétrico del gas:qg (m3/s) Área neta de flujo de gas en la torre:An (m2) 4.7. Relación Ad / At Este valor corresponde a la fracción ocupada por un vertedero se determina por medio de los valores registrados en la tabla 6. 931229301 Tope 6. ( ) (43) Tabla 26: resultados diámetro de la torre DT(m) %Error Fondo Tope 2.Figura 14: longitud del derramadero Resultados: Tabla 24: resultados relación Ad/At FW Ad/At Área seccional de la torre 0.7 0.622343812 f.305568059 .970706078 2.08808 (42) Tabla 25: resultados At At (m2) Fondo 6.903757962 2. Diámetro de la torre: Para diseñar la torre con un solo diámetro la diferencia de estos no puede sobrepasar el 20%. En caso contrario se debe diseñar la torre con dos diámetros diferentes correspondiente al del fondo y al del tope. Puede alcanzar hasta el 20% de At.079494255 ( )(45) AdFondo(m2) Área activa (46) Donde AW es el área utilizada por soportes del plato más área de zona de desprendimiento. Se define para diámetros mayores. obteniendo como resultado: Aw (m2) Aa (m2) Flujo del líquido sobre el plato: (47) 1.Según los resultados la diferencia de los diámetros es menor al 20%.178308981 4. Longitud del derramadero (44) WFondo(m) Área seccional del derramadero 2. Normalmente 15% para soportes y anillos únicamente. por lo tanto se diseñara la torre con un solo diámetro correspondiente al del fondo que es el mayor.610502677 Como el diámetro de la torre es considerablemente grande se elige AW como el 17% de At.531914966 . 0. Se desprecia para diámetros pequeños. mas área de zona de distribución [5]. Asumir: Dónde: Weff es la longitud efectiva del derramadero.018664531 Tope 0. Calcule h1 ( ) ( c.01967692 0. Calcule Weff/W ) ( ) ( ) ( ) {*( ) + ( )} ( ) d.Dónde: q: Flujo del líquido.048488549 0. m Fondo 0. Cresta del líquido sobre el derramadero Siguiendo el algoritmo planteado en el libro: a.01929607 cálculo de (Weff/W) .004836478 q/W (m3/s.05252 Tope 1. Repita los cálculos b y c hasta que no haya diferencia del valor W/Weff entre dos cálculos consecutivos Resultados: Tabla 27: resultados weff Fondo Supuestos ( W/Weff) h1 1. en m3/s W: Longitud del derramadero.m) Según la ecuación (47) los resultados obtenidos cumplen con la restricción. en m b. 04 0.019296066 0.05253195 1.04848855 0.98070833 1.975706538 0. g: Aceleración de la gravedad (9. l:Espesor del plato.(Weff/W)2 (Weff/W) (W/Weff) %error Weff 0.13535E-05 1.81m/s2) .96178883 0. Calcular h1+ hw Para que esto se cumpla debe estar dentro de los rangos: Dónde: hw es la altura del derramadero Se recomienda para columnas que operan por encima de la presión Atmosférica.6496E-06 2. altura del derramadero.039377339 Se trabaja con el obtenido en el fondo Weff=1. f: Factor de Fanning.01967116 5.Por lo tanto se escoge un hW= 40 mm.50 mm [9]. hW: 30 -90 mm especialmente se utilizan entre 30 .059296066 Caída de presión en seco [ Dónde: ( ) ( ) ](50) C0: Coeficiente del orificio.975706538 Verificación Profundidad del líquido sobre el plato.950089924 1. Tabla 28: profundidad del líquido sobre el plato Fondo hw(m) h1 (m) h1+hw Tope 0.902670863 0.08848855 0. s Vo: Velocidad del orificio. m/s . por tanto. Figura 15: diámetro y espesor de los orificios Para ambas secciones de la torre. para el flujo de gas en el orificio: (52) Dónde: μG: Viscosidad del Gas. El cálculo de las siguientes variables se realiza para tope y fondos. Para calcular el factor de fanning es necesario conocer la relación de ε/do y el número de Reynolds. se toman los datos para aceros inoxidables. kg/m. el espesor del plato. . dado que el flujo de gas para las dos regiones es diferente.En el rango de ( ) ( ) El espesor del plato esta relacionado con el diámetro del orificio y el material seleccionado para este. por medio de la siguiente tabla [10]. (54) Dónde: qG: Flujo del gas.01928E05 fondo 0.045570561 0. la f de fanning se calcula de la siguiente forma: ( ) Obteniéndose como resultado lo presentado en la tabla 31.532713915 0.620026304 7.025820323 Como el flujo dio de régimen laminar.000120663 Tabla 30: resultados obtenidos Re f Fondo 1852.034543308 tope 2478.81 Una vez conocidas las anteriores variables podemos calcular la caída de presión en seco. m2 = (55) Tabla 31: resultados obtenidos a partir de las anteriores ecuaciones Vo(m/s) A0(m2) d0( m) g (m/s2) Fondo tope 7.746695 0.845109199 0.Propiedad del gas para determinar el Re: Tabla 29: propiedades utilizadas (ASPEN PLUS) viscosidad poise gas Tope 9. hD (m) 0. m3/s A0: Área del orificio.667637 0.0045 9.047701908 . Va: Velocidad del gas basada en Aa. hR (59) Dónde: σ: Tensión superficial.895712756 0.032156317 0.003937904 .002744524 tope 0. (N/m) gc: Factor de conversión.92217062 0. Caída de presión resultante que genera el líquido sobre el plato (hL) (56) (57) Definiendo variables: z: Ancho de flujo promedio. g: Aceleración de la gravedad Solucionando: Tabla 33: caída de presión residual hR fondo 0.017887025 fondo Caída de presión residual. Para determinar esta variable se asume un hw=40 mm [10]. Tabla 32: caída de presión sobre el plato (58) Z (m) Va (m/s) hL (m) tope 2.525100166 0. 031192414 0. h2 ( ) (60) Dónde: Ada: área menor entre la sección transversal del vertedero Ad y el área libre entre el vertedero y el plato del fondo.3 Se puede observar que ambos valores cumplen con la restricción por lo tanto el nivel del líquido en el vertedero es apropiado.025m Af=(hw-0.144719282 0.015 0. .015 0.317212632 tope 0. Pérdida de presión en la entrada del líquido. y de esta manera se evita inundación en la torre. h3 (61) Tabla 35: retroceso del líquido en el vertedero h3(m) Fondo 0.085423216 Verificación del nivel de líquido en el vertedero: Tabla 36: nivel del líquido en el vertedero Fondo hw+h1+h3 <t/2 (m) Espaciamiento medio t/2 (m) 0.305701181 0.025)*w (m2) Ada (m2) h2(m) fondo 0.031192414 4.031192414 0. Af: área libre entre el vertedero y el plato del fondo.000618012 tope 0.3 tope 0.14974E-05 Retroceso del líquido en el vertedero. Condicional: siAf< AdAda = Af Tabla 34: pérdida de presión en la entrada del líquido hw-0.031192414 0. 487233717 Verificación de la velocidad en los orificios. se lleva a cabo el siguiente procedimiento: . Formación de espuma [7] Un sistema tiende a formar espuma si su tensión superficial va de 1 a 20 dinas/cm. Tabla 37: velocidad de los orificios Vo (m/s) Vow (m/s) Fondo 7. Velocidad mínima a través de los orificios ( ) ( ) ( )( ) √ (62) Dónde: Z: Recorrido del líquido sobre el plato Vow (m/s) Fondo 0.367309913 tope 7. Para verificar que la espumación no interfiere de manera significativa en la operación de la torre.487233717 Se puede observar que la velocidad del gas por medio de los orificios es mayor que le mínima (cumple). ya que la espumación influye de forma negativa en la eficiencia de los platos. 4.367309913 tope 0. Debido a esto se debe determinar qué tan perjudicial es el nivel de espuma en la torre de platos o si es posible despreciarlo. Este es uno de los criterios evaluados en la escogencia del tipo de torre es decir (platos o empacada).620026304 0. lo cual indicaba según los valores obtenidos que sería una torre empacada.3.845109199 0. 395328184 147. ( ( ) ( ) ) .902283355 fondo 48.8 lo que indica que el flujo de gas es aceptable para evitar dicho fenómeno. se halla el nivel que alcanza la espuma. el factor de priming ( ) debe ser inferior a 2.40700552 143.7811267 0.78112671 0.87479569 CUMPLE Según los resultados de la tabla anterior.587014 tope 1. se toma la formación de espuma despreciable Altura de la espuma en el plato Además del factor de priming. con el fin de corroborar que esta no llegue al plato superior. Factor de priming: ( ) Para que la formación de espuma sea despreciable. Tabla 38: resultados de espumacion tope ( ( ( ) ) ) 48.352616 fondo 1. 53164332 fondo 1.902283355 1.57480315 10.20%. El arrastre de líquido puede deberse al arrastre de gotitas en suspensión por el vapor ascendente o a las proyecciones de partículas de líquido por los chorros de vapor que se forman en las perforaciones del plato. Figura 16: relación de platos perforados . La figura 16 ofrece un resumen de datos de arrastre para platos perforados con una exactitud +/. El efecto es acumulativo y las cargas de líquido en los platos pueden ser excesivas. Una definición conveniente del grado de arrastre es la fracción de un líquido que entra en un plato y es arrastrado al plato superior.2689709 La altura alcanzada por la espuma dio menos a la distancia entre platos ( ) 4.4.Para hw se tomó un valor de 40 mm Tabla 39: altura de la espuma Tope ( ) ( ) 1.87479569 10. Arrastre de líquido [2] Se origina por un excesivo transporte de líquido que es arrastrado por el vapor hasta el plato superior ocasionando inundación. 9074882 0.24348256 0.103 48.2789 210043.02621417 FONDO 239504.617 210043.39532818 0.7 Para el eje x se determina la siguiente relación: √ ( ) Tabla 41: resultado de las anteriores variables TOPE L (lb/h) G (lb/h) densidad L (lb/ft3) densidad G (lb/ft3) √ 59977.7 2.Para entrar a la gráfica se halla datos: lo cual corresponde a los siguientes Tabla 40: resultados velocidad de operación e inundación TOPE FONDO V (ft/s) Vf (ft/s) V/Vf 2.10441548 .27043779 3.10701944 3.40700552 0.103 46.01002777 0.5379544 0. Los más comunes son los perforated-pipe distributors.4 [14].6. estos tipos de distribuidor son adecuados cuando se tiene solo liquido en la alimentación y cuando el flujo de alimentación no excede los 10 gpm/ft^2 como es el caso. valor que se halla de la siguiente manera. Tipo de distribuidor Según el texto de kister [14] para diámetros muy grandes como es el caso (3m) se requiere de un distribuidor para la alimentación. Hay varios tipos de distribuidores comúnmente usados figura 3. como se muestra en la siguiente figura.4.5. Por tanto el distribuidor escogido será un perforated-pipe distributors de tipo ladder. 4.50985963 Para los valores obtenidos.37066057 614.319153 1.35517475 159.8311 7.8698525 0. Los perforated-pipe distributors son más fáciles de soportar además ocupan menos espacio vertical que la mayoría de los demás distribuidores. . Tabla 42: número de pasos por plato TOPE W (in) L (ft3/s) gpm L/W (gpm/in) 81.94600513 FONDOS 1. y según los criterios planteados por Kister se debe usar un paso por los platos puesto que la relación L/W es inferior a 13 gpm. siendo el de más fácil fabricación y menor costo los Ladder type. Número de pasos por plato Para determinar el número de pasos por plato es necesario el cálculo de flujo líquido sobre el plato en gpm/in. Figura 18: tipo de bajante . Se pueden encontrar varios tipos de bajantes. cuya función es permitir el paso del líquido entre el tope y el fondo en una torre de platos. entre los diferentes diseños de bajantes.7. Se puede observar en la figura 18 el bajante descrito anteriormente. la diferencia entre ellos es generalmente el área de la sección transversal y la longitud.Figura 17: tipo de distribuidor 4. el cual es el escogido para el proceso. Bajante [14] Los downcomers o bajantes son conductos circulares o rectangulares. el más común es el downcomer vertical con segmento recto. son buenos para bajos flujos de líquido además de ser muy económicos y su diseño es sencillo. La configuración de las perforaciones corresponde a un triángulo equilátero lo cual permite estimar geométricamente el área ocupada por dichos orificios.5 mm.429 4.7 8. cada lectura según la intersección corresponde al porcentaje del área y del ancho del bajante. el valor obtenido corresponde a la coordenada en x. Número de orificios del plato Para los platos se determinó un arreglo de orificios triangular con un espaciamiento entre centro y cetro de los orificios de 12. ( ) .931229301 Área bajante (m2) Ancho torre (m) Ancho del bajante (m) 0.6 14.59608572 3 0.El diseño del bajante se realiza según la relación entre la longitud del derramadero y el diámetro de la torre. Tabla 44: datos y Resultados W /Dtorre % Área de la torre % Ancho de la torre 0.8. esta permite trazar una línea que corta las dos curvas y así leer los valores que corresponden al eje Y.3 ( ( ) ) ( ) Tabla 45: resultados de las áreas de la torre y el bajante Área torre (m2) 6. 8253125 67.8425 ft. se requieren varillas de soporte principales. lo que indica que el plato quedaría sostenido por varillas secundarias y por anillos de refuerzo el diámetro de la torre es de 9.50771574 33312. Para diámetros de columnas grandes. por lo que no requiere varillas principales.( ( ) ) Figura 19: geometría de los orificios Tabla 46: número de orificios Pt(mm) h(mm) A0(mm2) A0(m2) Aa(m2) Nro orificios 12.5 10. para diámetros menores a 10 ft se pueden omitir.9 Diseño mecánico de platos [5] Vigas de soporte Las vigas de soporte son diseñadas para prevenir las deformaciones permanentes del plato por deflexión debido a cargas mayores a los requerimientos especificados y/o servicio de soporte personal. .411 4.00013532 4. además de secundarias.6582031 0. es decir inferior a 10 ft. pues éste reduciría el área efectiva del mismo. que le permite a los operarios hacer labores de mantenimiento e inspección. varían de un fabricante a otro. Anillos de soporte Los anillos de soporte se emplean para darle sostenimiento al plato. éstos son soldados circunferencialmente alrededor de la carcasa de la columna. El ancho del anillo aumenta con el diámetro y normalmente está entre 1 1/2 y 3 1/2 in.Las vigas de soporte generalmente tienen un ancho de 1. Se tiene según lo anterior varillas de soporte primarias de 1. se recomienda que el anillo no se extienda hasta el área del vertedero. Se recomienda que éstos estén parcialmente alineados para que permitan que entre la luz fácilmente y además permitirle al operario el poder estar de pie. espesores y anchos. a menos que el área del vertedero sea demasiado grande. De la misma manera. . Manways Los manways son un espacio en el plato. los cuales a su vez están soldados a la camisa de la torre. Su peso no debe exceder las 65 lb y deben ser removibles tanto por encima como por debajo. El mínimo tamaño recomendado es de 12 in x 16 in. éstos cubren entre 3/4 y 1 in sobre el soporte. Sujetadores de platos y pernos Los platos pueden ser clavados o atornillados a los soportes.5 in y un largo máximo de 24 in la distancia mínima al plato inferior debe ser de 14 in. Normalmente. Las varillas de soporte principales. generalmente son atornilladas a unos brackets. los paneles de los vertederos pueden ser clavados o atornillados a las barras de soporte verticales. Algunos sugieren que deben ser de por lo menos 16 x 20 in ó incluso mayores. Los diseños de los anillos de soporte. Se recomienda usar tornillos de 3/8 in de diámetro para los soportes.5 de ancho y 10 in de largo y van orientadas en la misma dirección del flujo de líquido al igual que las vigas secundarias. Para la columna (C1) se toma la recomencion de 16 x 20 in. 10. Se empezara considerando la eficiencia local en un punto particular de la superficie del plato. ( Donde: ) Número de unidades totales de transferencia del gas También el está formada por las unidades de transferencia para el gas y para el liquido . ( Donde: ) Es el coeficiente de distribución del clave ligero (Fondos o tope) Velocidad molar del líquido y del gas Unidades de transferencia para el gas [10] ⁄ ( ) : Número de Schmidt : Altura del derramadero : Velocidad del gas a través del área efectiva : Densidad del gas : Flujo volumétrico del líquido : Longitud de la trayectoria sobre un plato El número de Schmidt está dado por: ( ) . Eficiencia total del plato La eficiencia de los platos es una aproximación fraccionaria a la etapa en el equilibrio que se obtiene con un plato real.4. ya que las condiciones en varias zonas del plato pueden diferir [10]. : Tiempo que el líquido permanece en el plato. : Espesor de flujo promedio para el líquido sobre el plato. Unidades de transferencia para el líquido[10] ( ( : Coeficiente de difusión en ) liquida del calve liviano ) ( ) fase (ciclohexano) con respecto al clave pesado (ciclohexanol). Figura 14: longitud del derramadero ( ) . Z (Recorrido del líquido sobre el plato) lo leemos según la longitud del derramadero de la siguiente tabla sacada del Treybal. : Caída de presión del gas debido a la retención del líquido sobre el plato.Donde: : Viscosidad del gas : Densidad del gas : Difusividad en fase gaseosa del clave liviano (ciclohexano) con respecto al calve pesado (ciclohexanol). : Presión en atm. Integral de colisión. ⁄ . por tanto se adapta a nuestro sistema (ciclohexanociclohexanol) [5]. estos coeficientes serán los del clave ligero (ciclohexano) con respecto al clave pesado (ciclohexanol). Diámetro de colisión en . . √ ( ⁄ ) ( ) Donde: : Temperatura en K. ( ) Donde el diámetro de colisión para el ciclohexano es [5]. Coeficiente de difusión para la fase gaseosa Para calcular este coeficiente de difusión emplearemos la ecuación de Chapman y Enskog. dicha ecuación es aplicable para pares de moléculas no polares y no reactivas en estado gaseoso. esta correlación utiliza los potenciales de Lennardjones para evaluar la influencia de las fuerzas intermoleculares.( ) Ahora para hallar las unidades de transferencia para el gas y para el líquido es necesario calcular los coeficientes de difusión binarios para la fase gaseosa y para la fase liquida. Ahora para estimar el diámetro de colisión para el ciclohexanol se utilizara la siguiente ecuación. es función de Peso molecular de la sustancia ⁄ Energía de la interacción molecular. ⁄ ( ) ( ) ⁄ Ahora para hallar la integral de colisión necesitamos hallar √( ) ( Para el ciclohexano ( ) ) ( ) Para el ciclohexanol se debe usar la siguiente ecuación ( Ahora con ⁄ ) de tabla 2. . Volumen especifico en el punto de ebullición normal en El volumen específico en el punto de ebullición normal la correlación de Tyn y Calus que está dado por: ( ) ⁄ ⁄ ) ( ) se calculara con A continuación se muestran las propiedades y datos necesarios para el cálculo de las difusividades. la cual es aplicable para nuestro sistema ciclohexano-ciclohexanol. ( Donde: Viscosidad del ciclohexanol en Cp Temperatura en K.1 [5]. se puede leer la integral de colisión Coeficiente de difusión para la fase liquida Para este cálculo usaremos la correlación de Scheibel. 07693 ( ( ) ⁄ ) 1.4605 0. Variable ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ⁄ ( ) ⁄ ( ) ( ) ⁄ ( ⁄ ) Tope 385.21067E-05 Tabla 49: Resultados de los cálculos de las unidades de transferencia para el gas.093 6.7218 465.09082 8.Tabla 47: Propiedades de las sustancias.33255046 0.36215 [5] Cuando Tabla 48: Resultados de los coeficientes de difusividad gaseoso y líquido. Ciclohexanol (B) 649.58 40.37039423 6.4366 2.51604 100.895712756 6.15 6.51960346 0.970908791 1.3875 397.383379 0.2 84.231697115 324 487.29204347 1.823016 2. unidades de transferencia totales para el gas y la eficiencia local en un punto. para el líquido.92217062 6.038812785 0.04 0.3816 322.158 322 105.02369248 0. Variable ( ) ( ⁄ ) ( ⁄ ) ( ⁄ ) ( ) ⁄ ) ( Tope 0.2766 0.000120663 .16 308 100. Propiedades ( ) ( ) ( ⁄ ) Ciclohexano (A) 553.010057429 2.85 36.11633101 0.4156494 4.60351E-07 Fondos 513.015417117 14.0000901928 Fondos 0.56638 como es el caso. 017887025 9. la cual se calcula con la siguiente ecuación [10]: ( ) ( ) ( Donde: ) ( ) ( ( ) ( ) Eficiencia local en un punto Número de Peclet para el mezclado del líquido ( ) Difusividad de remolino de retromezclado: ( *( ) + ( ) ) ( ) Posteriormente calculamos la eficiencia del plato de Murphree corregida [10].032156317 4.647559291 0.271910983 1.919423 323.504151355 2.321974547 4.384845475 0.033376935 0.319444209 0.525100166 0.81845147 1133.919423 1264.781164338 2.923825729 0.775171 1.00109414 1133.7878351 0.644196595 ( ( ⁄ ) ⁄ ) Además de la eficiencia local en un punto debemos calcularla eficiencia del plato de Murphree.0.947592713 ( ) ( ) ( ) 2.42745036 7. ( ) ( ) . 091162023 3.0185 3. Variable ( ⁄ ) ⁄ Tope 0.6965022 1.694144794 Fondos 0.584408466 0. Por ultimo calculamos la eficiencia total del plato [14] [ ( ) Donde: ( )] ( ) ( ) Tabla 50: Resultados de la eficiencia total del plato.52544577 4.718662037 5.001966039 239.11474756 1.502044549 0.279709242 0.085 0. Calculo del número de platos reales y ubicación del plato de alimentación El número de reales puede hallarse analíticamente: ( ) Para la rectificación ( ( ) ) ( ) .0909073 2.896538333 3.554315082 3.008789668 115.088767041 0.829453937 0.Donde: Arrastre del líquido.11. Para el agotamiento ( ( ) ) ( ) Platos reales totales ( ) Hay 30 platos por encima del punto de alimentación y 3 platos por debajo del punto de alimentación. 5. DISEÑO MECÁNICO 5.1. Temperatura de diseño Para el cálculo de la temperatura de diseño, se escogerá primero la temperatura de operación, la cual será la temperatura más alta, en este caso es la del vapor de entra a la torre (residuo) 240.2866 °C (464.5159 °F) La temperatura de diseño se calcula por medio de las siguientes dos ecuaciones, la mayor es la escogida. Por tanto la temperatura de diseño de la columna es 5.2. Presión de diseño La presión de operación en este caso es la de los fondos (40 psi), esta es la mayor presión que se tiene en la columna. La presión de diseño se calcula por medio de las siguientes dos ecuaciones, escogiéndose la mayor calculada. A esta presión le debemos sumar la presión hidrostática, ya que debemos trabajar a las condiciones más drásticas que se puedan presentar. ( Donde: H será la altura del líquido, suponiendo que la torre estará totalmente inundada, será entonces la altura de la torre. ⁄ ) Por tanto la presión de diseño será 5.3. Material para la construcción del recipiente Para la escogencia del material se tuvo en cuenta el nivel de corrosión de las sustancias implicadas en el proceso es decir sus mpy; según la base de datos knovel dentro de los mejores materiales y con mayor resistividad a las sustancias se encuentra el acero inoxidable 316L. Tabla 51: tolerancia por corrosión SUSTANCIA Ciclohexano Ciclohexanol trihexil borato ciclohexil hidroperóxido mpy >2 >15 >2 >2 5.4. Vida útil La vida útil del recipiente se estima de 10 años 5.5. Boquillas y bridas La torre diseñada consta de 6 boquillas más los manholes necesarios, para estimar el diámetro de cada una de las boquillas se tendrá en cuenta las velocidades de flujo de vapor y líquido que se recomiendan para boquillas en torres de destilación según la bibliografía; las cuales son de 3 ft/s como máximo para flujos líquidos, entre 15 y 25 ft/s para flujos de mezclas líquidovapor, y entre 100 y 200 ft/s para flujos gaseosos [15]. Para definir si había la necesidad de un registro de inspección y determinar el diámetro requerido para este, se consultó el Código ASME Sección VIII Divisón 1Parte UG46 f(3), en el cual dice que para recipientes con diámetros mayores a 36 pulgadas, debe implementarse registros de inspección tipo manhole. Estos deben estar separados por entre 10 y 20 platos, y tener entre 16 y 24 in de diámetro [27]. Según esto se determinó que el diámetro del registro de inspección tendría un diámetro nominal de 20 in. Las ecuaciones para determinar los diámetros de cada una de las boquillas y los espesores son: √ Donde: D: Diámetro (in) Q: Flujo volumétrico (ft3/s) V: Velocidad recomendada (ft/s) Y para el espesor: (97) (96) 03168786 4. por lo que E=1. de acuerdo a la norma UG 27 que se encuentra en el Código ASME Sección VIII Divisón 1.125 0.9144 0.25 0.531 0.9144 45.72 0.75 14 5.063 0.004774 Velocidades (m/s) 0.5 20 t nom (in) 1.0592940 0.24064471≤1.375 0.25 3. Tabla 54: comparación de espesores Boquillas Residuo Alimentación Tope Espesores t (in) 0.Donde: P: presión de diseño 94.75 10.243946517≤1.5 13.9144 45.5 4.563 14 4.2792 psia S: esfuerzo máximo permisible 17259.29721685≤0.375 .063 1.437 0. Tabla 53: diámetro y espesores nominales de las boquillas [16] Boquillas Residuo Alimentación Tope Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole Dint (in) 8.72 0.49 psia Para las soldaduras de las boquillas se debe implementar radiografiado total.188 Dext (in) 10.438 18.010057 4.688 13. Tabla 52: caudal y velocidades de flujo de cada boquilla Boquillas Residuo Alimento Tope Reflujo (líquido) Fondo (entrada vapor ebullidor) fondos (salida líquido) Caudal (m3/s) 0.03403842 0.906 SCH 80s 80s 80s 80s 80s 80s 80s NPS (in) 10 10 14 5 14 4 20 Resultados obtenidos del espesor de diseño por medio de la ecuación 97 .125 0.625 8.9144 Reportando los resultados obtenidos y los nominales [16].17919883 0. 906 Para evitar soldar las bridas a las boquillas utilizadas para el diseño de la torre.875 0.18518471≤0. Esquema del tipo de boquilla seleccionado [16] Tabla 55: dimensiones de las boquillas [16] Boquillas Diámetro exterior de la cara elevada (in) 12.625 Circulo de pernos (in) 14. se escogen boquillas de cuello soldable largo.75 7.25 14.5 M (in) 12 12 10 -14 12 10 -14 12 Tamaño nominal del tubo (in) 10 10 14 5 14 4 Residuo Alimentación Tope Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida .75 1 0.75 12.75 8.375 0.25 7.3125 16.2950896≤0. las dimensiones de la brida de 150L son consultadas en el Manual de recipientes a presión pg 333: Figura20.25 18.1875 Número de barrenos (in) 12 12 12 8 12 8 Diámetro de los pernos (in) 0.875 1 0.531 0.Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole Tipo de boquillas 0.437 0.25 6.75 16.34729504≤0.5 18.2010669≤0. A 30. Distancia de penetración de la boquilla en el casco Figura 21: esquema penetración de boquillas [16] .1 in desde la tapa superior. La boquilla de salida del líquido en los fondos esta ubicada a 29. La boquilla de entrada de vapor en los fondos esta ubicada a 11 in por debajo del primer plato desde la parte inferior. La boquilla de salida de líquido al rehervidor esta ubicada en el centro de la tapa inferior.53 in de la mitad de la tapa inferior. por debajo del plato 24. Y el segundo manhole esta ubicado a 608. El primer manhole esta ubicado por debajo del plato 4.125 25 10-14 20 Ubicación de las boquillas y registro de inspección: Las boquillas de descarga de vapor en el tope está ubicada en el centro de la tapa superior. La boquilla del reflujo esta ubicada a 4.líquido) Manhole 23 20 1.5in desde la unión de la tapa superior con la coraza. a 127. La boquilla de alimentación esta ubicada a 6 in por encima del plato de alimentación.94 in desde el fondo de la tapa inferior.42 in desde el fondo de la tapa inferior. Tabal 56: medida de la penetración de las boquillas [16] Penetración Boquillas Residuo Alimentación Tope Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole Parte saliente d (in) 0.0625 0.4375 0.25 0. es necesario conocer el diámetro del casco (el cual se tomo un valor aproximado de 120 in que era el dato comercial más próximo al calculado).8125 Figura 22: esquema parte saliente de las boqillas [16] Para una brida de cuello soldable de 150L se reporta en la parte saliente para cada una de las boquillas [16].0625 0. y los diámetros nominales en las boquillas anexo 2. Tabla 57: medidas saliente de las boquillas [16] Saliente Boquillas Residuo Alimentación Tope Reflujo (líquido) S (in) 8 8 8 6-8 .25 0.4375 0.Para determinar la distancia de penetración de la boquilla [16]. De lo contrario debe completarse la diferencia por un parche de refuerzo. la abertura esta reforzada adecuadamente.Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole 8 6 10 Refuerzo para las boquillas y registro de inspección: Para verificar si las boquillas y los registros requieren parches de refuerzos. Si la suma de las áreas disponibles para refuerzo (A1+A2+A3+A4) es igual o mayor que el área que debe reponerse (A). la cual es el área requerida en el casco para resistir solo la presión interna. . menos el espesor por corrosión. trn: espesor requerido de la pared de la boquilla. Las áreas mencionadas anteriormente se definen de la siguiente forma [16]: ( ) Área del espesor excedente de la pared del recipiente (se escoge el menor valor obtenido) ( ) ( ) ( ) ( ) Área del espesor excedente de la pared de la boquilla (se escoge el mayor valor obtenido) ( ) ( ) ( ) - Área de la extensión de la boquilla hacia el interior ( ) ( ) Donde: d: Diámetro interno del registro corroído tr: espesor requerido por el casco a tapas (obtenido por presión interna) t: espesor de la pared menos el espesor por corrosión tn: espesor nominal de la pared de la boquillas. es necesario calcular el área de sección transversal. 054229 3.579982 -0.2875 -0.65 0.913 0.2010669 0. c: espesor por corrosión El tipo de soldadura seleccionado para unir las boquillas y los registros a la torre se muestra en la siguiente figura: Figura 23: tipo de soldadura para las boquillas [16] Una vez determinado esto.85 9.2950896 0.24064471 0.6625 Las áreas obtenidas a partir de los anteriores datos son: Tabla 59: resultados de las áreas Boquillas Residuo Alimentación Tope A 7.1 0.25 suma 10.24394652 0.18518471 0.5691187 8.1 0.1526 0.165 -0.77502583 10.15 0.087 0.975 0.225 0.65 tr(in) 0.756 Trn(in) 0.381 0.85 t(in) 0.6654 10.2632103 .15 h(in) 0.15 0.726125 0.29721685 0.15 0.2875 -0.15 0.65 0.85 19.04004 0.65 0.726125 0.85 3. menos el espesor por corrosión.85 4.15 0.h: penetración de la boquilla en el casco.25 0.057 A1 -0.11463 0.473646 0.473646 0.25 0.85 13.15 0.473646 tn(in) 0.1523 4. se muestran las variables para cada una de las boquillas y los registros para obtener las áreas: Tabla 58: variables de las boquillas para determinar el área Boquillas Residuo Alimentación Tope Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole d(in) 9.34729504 c(in) 0.65 0.726125 0.098608 A3 0.1 0.65 0.473646 0.85 13.65 0.029 A4 0.287 0.083738 A2 3.087 0. 1499 0.9375 2.62437135 3.0371162 Según los resultados obtenidos no es necesario parches de refuerzos para ninguna de las boquillas y registros.25 0.024 0.88 14.078851 0.02 13.Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole 2.544905 -0.7956 9.75 14 Diámetro camp en la base (in) G 12 15.41913963 12.373028 1.4019 -0.25 B 10.12803 -0.123314 -0.38 .803 0.56 2.25 2.25 0.040955 0. Según estas especificaciones las bridas adecuadas para el diseño de la torre de destilación son de 150L.75 Diámetro exterior de la brida (in) H 16 21 Espesor (in) J 1.037387 0. Para los manholes se escogen bridas de cuello soldable y como tapa una brida ciega de 150L con un diámetro nominal de 20in [16]: Figura 24: esquema de las bridas [16] Tabla 60: dimensiones de las boquillas [16] Tamaño nominal del tubo (in) Diámetro de la perforación (in) A 10 14 10.25 0.51848945 6.2972 6. Especificación de las bridas: Para definir el tipo de a usar. se consultó en la bibliografía [18] cual era la más adecuada según las especificaciones de diseño (Temperatura y presión de diseño) una vez determinada el tipo de material para estas (acero inoxidable 316).25 Diámetro campana punto de soldadura (in) E 10.14 Longitud de la campana (in) C 4 5 D 1.0431 -0.19 1.04 0. 5 6. por lo tanto para determinar el material de los pernos hay que definir el esfuerzo que estos soportan.688 13.75 1 0.3125 5.5 4.324 356.57 3.4459 1379.875 0.05 4.5 3 1.875 1 0.865 460.438 18.25 3.5 13.0151 741.113566 .31 1. los pernos utilizados en cada uno de ellas son diferentes.188 Esfuerzo pernos (psi) 878.66 4.25 8. utilizando las siguientes ecuaciones: ( ( ( ) ( ) ) ) Dónde: P: presión de diseño dB: diámetro del perno D: diámetro de la boquilla : esfuerzo del material del perno N: número de perno AB: área de cada perno A: área interna de la boquilla Tabla 61: cálculo de los esfuerzos para los pernos [16] Boquillas Residuo Alimentación Tope Reflujo (líquido) Fondo (entrada ebullidor) Fondos (salida líquido) Manhole Diámetro (in) 10 10 14 5 14 4 20 # pernos (in) 12 12 12 8 12 8 20 D pernos (in) 0.125 Dint boquilla (in) 9.625 1.4375 1.5 4 5.3125 10 9 1.5969 1232.31 Pernos Como las boquillas son diferentes.4065 1431.56 4.03 5.4375 5. Esfuerzo longitudinal ( Donde Espesor de tolerancia por corrosión. Ahora comprobaremos que este espesor cumpla con la presión externa. Presión de diseño.De acuerdo con los datos de los esfuerzos reportados en la bibliografía [19]. Radio del cilindro. el material adecuado para los pernos de las boquillas y registros es acero al carbono.6. Espesor de la camisa Para calcular el espesor de la coraza cilíndrica se debe hallar el espesor por esfuerzo longitudinal y por esfuerzo circunferencial. Esfuerzo del material a las condiciones de trabajo (Diseño). . 5. el espesor mayor es el escogido. ) Esfuerzo circunferencial ( ) Se escoge el espesor mayor. por esfuerzo circunferencial. Eficiencia de junta. ( Donde Diámetro exterior del cilindro Espesor de la camisa.7 psi). Leemos el factor A y con A leemos B para el Stainless Steel 316 y la temperatura de diseño (Anexo 3).7 psi). Espesor de las tapas Para el cálculo del espesor de las tapas torisfericas (ASME BRIDADA Y ALABEADA) se usa la siguiente ecuación [6]. por tanto el cilindro soportara la presión externa. 5. ⁄ y ⁄ Con la relación donde L es la longitud del casco cilíndrico.Para casco cilíndrico. que en este caso es la atmosférica (14. ( Donde: Radio de la corona ) Ahora comprobaremos que las tapas soporten la presión externa de trabajo (14. ⁄ ⁄ ⁄ ) ( ) La presión máxima permitida es mayor que la presión externa. .7. 8.8. ) . ( ⁄ ) ⁄ ) ( ) B lo leemos con A de grafica (Anexo 3) Por tanto el espesor de las tapas torisfericas es adecuado para soportar la presión externa. se calculara la altura del tope. ( ) 5. Altura de la torre El cálculo de la altura de la torre se hallara partiendo esta en cuatro zonas. la altura de la zona de rectificación. Altura del vapor recomendada. 5. la altura de la zona de agotamiento y por último la altura de los fondos.1. con la siguiente ecuación. Diámetro de la boquilla de reflujo. Altura del tope ( Donde: Altura de la etapa toriesferica.Calcularemos la presión máxima permitida con la siguiente ecuación [6] ( Donde: Primero se debe hallar el factor A. Claridad bajo el bajante. 1 [20] Diámetro de la boquilla de reflujo La claridad bajo el bajante Figura 30: distancia del downcomer Ahora calcularemos la altura de la tapa torisferica [21] ( ) ( ) .La altura de vapor recomendada fue leída con el diámetro de la columna de la figura 18. 228 5. hasta donde empieza la zona d rectificación.8.07618 698. Altura en los fondos La altura de los fondos corresponde a la distancia desde la tapa. Altura de la zona de agotamiento [( ) ] [ ] ( ) Tabla 62: altura de la zona de rectificación ( ( ( ) ( ) ) ) 3 24 0.4. Altura de la zona de rectificación [( ) ] [ ] ( ) Tabla 62: altura de la zona de rectificación ( ( ( ) ( ) ) ) 30 24 0.8.8.2854 5. es por esto que se debe tener en cuenta las longitudes y espacios.2.07618 48. tales como las ubicaciones de las boquillas.( ) Por ultimo calcularemos la altura del tope 5. . recomendaciones de los autores y alturas de líquido.3. 9722095 Distancia (Y) Comprende la distancia desde la boquilla de entrada de vapor en los fondos hasta el primer plato en la zona de rectificación.110236 12.02808885 66.5367468 118. .( Altura de la tapa ( ) ) Para el fondo la tapa tiene la misma medida que en el tope ya que el tipo de tapa y las dimensiones se toman iguales. Altura máxima del nivel de líquido ( ) Esta dada por la siguiente ecuación: ( ) ( ) ( ) Tabla 63: altura máxima del nivel del líquido (s) (lb/in3) (lb/s) (in) (in) 60 0. mínimo de 12 in. En vista de que el alimento entra como líquido saturado. Figura 31: Arreglo de la boquilla que ingresa al alimento . se tienen en cuenta los criterios indicados en la tabla 2. Finamente la altura total de la torre es: 5. Tipo de arreglo alimentación. se calcula la altura de los fondos.Se recomienda dejar una distancia entre el máximo nivel del liquido y la boquilla de alimentación.2 del kister destilation operation. Para escoger el arreglo de la boquilla que ingresa el alimento a la torre. las velocidades de flujo son bajas y que la presión del alimento no es alta. Las condiciones de la alimentación permiten usar este arreglo.9. Una vez se tienen definidos los términos. reflujo y rehervidor [14] Entrada de la alimentación. ya que para las condiciones de cada proceso. se opta por escoger el arreglo (c). . existe un arreglo que se ajusta a las necesidades. en nuestro caso el nivel del liquido no supera la altura de la tapa. entonces se toman las pulgadas desde la unión tapa-coraza. presenta un buen ajuste para los flujos líquidos. se usa el arreglo e. Figura 32: arreglo entrada del líquido en el tope Entrada del gas en el fondo [14] A continuación se muestra una serie de configuraciones que se deben evitar en el momento de ingresar el flujo de gas a la columna por los fondos. principalmente por ser económica. y su configuración es especial para el reflujo. Figura 33: configuraciones a evitar al ingresar el flujo de gas . Entrada del líquido en el tope (reflujo) Para la entrada del reflujo. Cargas Debido a la altura de la columna. además es necesario evitar algún tipo de daño.10.11. Caída de presión en la torre ( ) 5. con la diferencia que no se pondrá placa central. con el fin de que el gas se desplace todo hacia la parte superior tal como se muestra en la siguiente figura. ya que estos factores generan esfuerzos.Se decidió entrar el flujo de vapor como la última configuración mostrada. Para estos la torre debe tener un soporte que lleve las cargas al suelo. se debe comprobar que el diseño soporte condiciones externas a las de operación a las que se verá expuesta además de las condiciones de operación. . por seguridad y por costos. su ubicación geográfica y peso. Figura 34: configuración flujo de entrada de vapor 5. Basados en estadísticas.1. Figura 36: altura sobre el piso .11. Cargas de viento ( ) ( ) Depende de la velocidad del viento y se encentra tabulada. Con este dato se lee qs en la siguiente tabla.5.9 se toma de la siguiente tabla considerando la ubicación de la planta. [22] Figura 35: veloscidad básica del viento factor de forma para torres cilíndricas es igual a 0. se encontró que la velocidad del viento más alta registrada en barranquilla fue de 90 mph. Carga hidrostática Esta carga representa al esfuerzo ejercido por el nivel del liquido.2.Tabla 64: resultados obtenidos velocidad del viento mph qs (lbf/in2) Cq ce Pw (lbf/in2) 90 21 0.03065556 28.913631 0.11.9 1. ( Tabla 65: carga hidrostática H (in) lb/ft3 Carga hidrostática 931.56833423 ) .3 24.57 Momento causado por el viento: ( ) ( ) 5. por tanto se tomará una altura de torre totalmente inunda y con la mayor densidad las cuales corresponden a condiciones extremas. 233862722 in y un diámetro de 119. ya que gracias a esta se puede obtener una información rápidamente de la condición superficial de los materiales que se estén inspeccionando. Cabe destacar que el personal encargada de realizar este tipo de inspección debe tener el conocimiento previo sobre los materiales que se estén inspeccionando. así como también del tipo de irregularidades que pueda presentar la columna de destilación. . PRUEBAS [23] Para garantizar el buen funcionamiento de la columna de destilación se deben realizar las siguientes pruebas de inspección: Inspección visual La inspección visual es sin duda una de las pruebas no destructivas más utilizadas. ( ) Para que los esfuerzos sean descargados.11. 6. se usa un faldón el cual debe tener un espesor de 0. Cargas muertas Este cálculo requiere el peso de la estructura para este fin se usa el software PV-Elite.11 in. Con el simple uso del ojo humano.5.3. el cual permite simular la torre y hallar el peso tanto llena como vacía. el cual absorberá el líquido que haya penetrado en las aberturas superficiales. entonces es posible determinar la presencia de irregularidades internas. de color diferente al líquido penetrante. son áreas que contienen irregularidades (grietas). adhesión entre materiales. este material presenta cambios internos considerables como para dejar pasar. con éste tipo de irradiación es posible irradiar un material y si internamente. simplemente midiendo o caracterizando la radiación incidente contra la radiación retenida o liberada por el material. En otras palabras es un método muy importante ya que permite obtener una visión de la condición interna del material. o bien retener dicha radiación. líquidos penetrantes Éste tipo de prueba consiste en la aplicación de un líquido con buenas características de penetración en pequeñas aberturas sobre la superficie limpia del material a inspeccionar. presencia de grietas y poros. . Prueba de radiografía Es un método de prueba no destructivo que se basa en la capacidad de penetración de rayos X y rayos Gama. Esta técnica es muy usada para evaluar soldaduras. se realiza una remoción o limpieza del exceso de líquido penetrante mediante el uso de algún material absorbente y posteriormente se aplica un líquido absorbente. Prueba de ultrasonido El método de ultrasonido permite conocer la condición interna del material y características de los materiales tales como el tamaño de grano. Una vez que ha transcurrido un tiempo suficiente. Cabe destacar que éste método es algo complejo lo cual demanda el uso de personal calificado para su aplicación e interpretación de los resultados de prueba. comúnmente llamado revelador. Sin embargo la utilización de este método tiene sus limitaciones debido a que se trabaja con materiales radioactivos y es necesario contar con un permiso autorizado para su uso. como para que el líquido penetrante recién aplicado penetre considerablemente en cualquier abertura superficial. Posteriormente las áreas en las que se observe la presencia de líquido penetrante después de la aplicación del líquido absorbente. inspección de soldaduras y medición de espesores en la pared. Las fugas son oricios que pueden presentarse en forma de grietas. fisuras. Hay diferentes tipos de pruebas de fuga en las que se encuentran las pruebas por burbujeo. . por tintas penetrantes. Donde puede recluirse o escaparse algún fluido. esto se lleva a cabo llenando la torre con agua a medida que se incrementa la presión. La selección del método a utilizar generalmente se basa en el tipo de fuga a detectar. Prueba electromagnética Esta prueba se basa en la medición o caracterización de uno o más campos magnéticos generados eléctricamente e inducidos en el material de prueba. Sus principales aplicaciones se encuentran en la medición o determinación de la permeabilidad magnética. Prueba de fuga Es un tipo de prueba no destructiva que se utiliza en sistemas o componentes presurizados o que trabajan en vacío. dimensiones físicas. para la detección. por ultrasonido. estructurales y metalúrgicas en materiales metálicos. localización de fugas y la medición del fluido que escapa por éstas. dureza. el tamaño de grano. por radioisótopos trazadores entre otros. también sirve para detectar grietas y porosidades. hendiduras entre otras. Prueba hidrostática Éste tipo de prueba se realiza para mirar si la torre tiene fugas. ya que una fuga puede afectar la seguridad o desempeño de distintos componentes y reducen enormemente su confiabilidad. Ésta técnica puede ser empleada para identificar una amplia variedad de condiciones físicas. por detección de halógenos. La detección de fugas es de gran importancia. 2005. Pag. Optimum fractionation desing by simple graphical methods. [2] HENLEY. [13] Tray specification. Operaciones de transferencia de masa. M. Págs.D SEADER. Design of Gas-Handling Systems and Facilities. [11] Ibíd. Enero 2000. Medellín: Editorial Universidad de Antioquia. Editorial Elsevier. D. How to select the best reboiler for your processing operation. México. Robert. Texas. Volumen 2. R. [4]Carlson E. Saldarriaga C. Chemical Engineering Progress. Pag 141.A. Vol 46. II y III. Ingeniería química.. Y. “Métodos y Algoritmos de Diseño en Ingeniería Química”. TAPIAS H. AlphaTRAY® DESIGN SHEET. Segunda edición. 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