Trabajo Final Torres.pdf 2t2r1q

DISEÑO DE COLUMNA DE PLATOS Y COLUMNA EMPACADA

WENDY VALENTINA PÉREZ PIRABAN DAVID SANTIAGO MARTÍNEZ SARMIENTO JOHAN STIVEN GUZMAN HERNANDEZ

NÉSTOR ARIEL ALGECIRA ENCISO

UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA FACULTAD DE INGENIERÍA DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AMBIENTAL PROGRAMA DE PREGRADO EN INGENIERÍA QUÍMICA BOGOTÁ D.C. 2019

RESUMEN En el presente trabajo desarrollamos paso a paso el diseño de dos torres; la primera de platos perforados y otra de lecho empacado, para la absorción de dióxido de carbono en etanolamina del 30% en peso. Presentamos la memoria de los cálculos realizados en una hoja electrónica de Excel, se hace un análisis de cada una de las variables que determinan el diseño de las torres, con fin de obtener unas medidas finales de altura, diámetros y demás especificaciones técnicas. Además, se realiza un análisis financiero para la elaboración de ambos equipos, con el fin de establecer el costo óptimo para la construcción de los equipos y se brindan una serie de criterios ambientales y de seguridad, acompañados de un manual de operación.

1

CONTENIDO 1. INTRODUCCIÓN 2. MARCO TEÓRICO 3. MEMORIA DE CÁLCULO 4. HOJA DE ESPECIFICACIONES TÉCNICAS 5. ANÁLISIS FINANCIERO 6. CRITERIOS AMBIENTALES Y DE SEGURIDAD 7. MANUAL DE OPERACIÓN DE LOS EQUIPOS 8. CONCLUSIONES Bibliografía

3 3 4 23 24 27 28 30 31

2

1. INTRODUCCIÓN En la formación como ingenieros químicos, los ejercicios de aplicación son de suma importancia, ya que estos representan un acercamiento a la realidad, permiten suponer, calcular y rectificar cálculos, generando en cierta medida la experticia que requiere la vida profesional. Además, que se estimula la motivación por la investigación y la resolución con éxito de nuevos problemas, cada vez de mayor dificultad. El presente trabajo se realiza con el fin aplicar los conceptos teóricos vistos a lo largo del semestre en el curso de transferencia de masa. Se basa en el diseño de dos columnas de absorción (una de platos y una empacada) para el mismo sistema, para el cual se dan parámetros de operación, que representa la información conocida de partida para lograr la resolución del diseño. 2. MARCO TEÓRICO 2.1 TORRES EMPACADAS Son columnas usadas en la industria química, petroquímica, farmacéutica, entre otras, las cuales proporcionan una gran área de o continuo del líquido y del gas, para flujo en contracorriente y paralelo, en la cual el líquido se distribuye sobre el empaque y escurre hacia abajo. Estas torres pueden ser de madera, metal, porcelana química, ladrillo, vidrio, plástico y generalmente son circulares, lo que facilita su construcción y aumenta su resistencia. Una torre empacada consiste en una coraza cilíndrica, o columna, equipada con sistemas de alimentación y distribución de las fases, así como con dispositivos para la salida, en el fondo y en la cima. Cuenta con un lecho de sólidos inertes que constituyen el empaque. El fluido menos denso, usualmente un gas o vapor, ingresan por el fondo de la columna y asciende a través del área transversal libre, en tanto que el fluido más denso se dirige hacia abajo desde la cima de la torre. (Mogollon & Delgado, 2011) 2.2 TORRES DE PLATOS Las torres de platos son cilindros verticales en que el líquido y el gas se ponen en o en forma de pasos sobre platos o charolas. El líquido entra en la parte superior y fluye en forma descendente por gravedad. En el camino, fluye a través de cada plato y a través de un conducto, al plato inferior. El gas pasa hacia arriba, a través de orificios de un tipo u otro en el plato; entonces burbujea a través del líquido para formar una espuma, se separa de la espuma y pasa al plato superior. El efecto global es un o

3

múltiple a contracorriente entre el gas y el líquido, aunque cada plato se caracteriza por el flujo transversal de los dos. Cada plato en la torre es una etapa, puesto que sobre el plato se ponen los fluidos en o íntimo, ocurre la difusión interfacial y los fluidos se separan. El número de platos teóricos o etapas en el equilibrio en una columna o torre sólo depende de lo complicado de la separación que se va a llevar a cabo y sólo está determinado por el balance de materia y las consideraciones acerca del equilibrio. La eficiencia de la etapa o plato y, por lo tanto, el número de platos reales se determina por el diseño mecánico utilizado y las condiciones de operación. Por otra parte, el diámetro de la torre depende de las cantidades de líquido y gas que fluyen a través de la torre por unidad de tiempo. Una vez que se ha determinado el número de etapas en el equilibrio o platos teóricos requeridos, el problema principal en el diseño de la torre es escoger las dimensiones y arreglos que representarán la mejor combinación de varias tendencias opuestas; en efecto, por lo general las condiciones que llevan a elevadas eficiencias de platos también conducen finalmente a dificultades en la operación. Con el fin de que la eficiencia de etapas o platos sea elevada, el tiempo de o debe ser largo (de tal forma que se permita que suceda la difusión) y la superficie interfacial entre las fases debe ser grande; además, se requiere que la turbulencia sea de intensidad relativamente alta para obtener elevados coeficientes de transferencia de masa. Con el fin de que el tiempo de o sea prolongado, la laguna líquida sobre cada plato debe ser profunda, de tal modo que las burbujas de gas tarden un tiempo relativamente largo para ascender a través del líquido. Cuando el gas se burbujea lentamente a través de los orificios en el plato, las burbujas son grandes, la superficie interfacial por unidad de volumen de gas es pequeña, el líquido está relativamente tranquilo y gran parte de este puede pasar sobre el plato sin siquiera haberse puesto en o con el gas. Por el contrario, cuando la velocidad del gas es relativamente elevada, se dispersa totalmente en el líquido, el cual a su vez es agitado hasta formar una espuma. Esto proporciona keas interfaciales grandes. Por lo tanto, para que los platos sean de eficiencia elevada, se requieren lagunas profundas del líquido y velocidades relativamente elevadas del gas. (Treybal, 2004) 3. MEMORIA DE CÁLCULO 3.1 TORRE DE PLATOS El diseño de las torres de platos y empacada, se realiza con base en los datos del problema 8.1 del libro, operaciones de transferencia de masa de Robert E. Treybal, el cual es: Las presiones parciales del dióxido de carbono sobre soluciones acuosas de mono etanolamina (30% en peso) son: 4

Tabla 1. Datos de composición de la entrada y salida de la torre.

x (Fracción mol CO2, liquido) 0,050 0,052 0,054 0,056 0,058 0,060 0,062 0,064 0,066 0,068 0,070

y (Fracción mol CO2, gas)

0,006140351 0,014035088 0,031798246 0,061403509 0,108223684 0,16995614 0,254385965

X (Relación molar CO2, liquido) 0,05263158 0,05485232 0,05708245 0,05932203 0,06157113 0,06382979 0,06609808 0,06837607 0,07066381 0,07296137 0,07526882

Y (Relación molar CO2, gas) 0 0 0 0 0,00617829 0,01423488 0,03284258 0,06542056 0,12135743 0,20475561 0,34117647

Una planta fabricante de hielo seco va a quemar coque al aire para producir un gas de caldera que, después de ser limpiado y enfriado, contendrá 15% CO2, 6% O2, 79% N2. El gas se va a introducir a una torre lavadora de platos perforados a 1,2 atm, 25ºC, para lavarlo con una solución al 30% de etanolamina a 25ºC en la entrada. El líquido de lavado, que se está recirculando a través de un desorbedor, contendrá 0,058 moles CO2/ moles de solución. El gas que abandona el lavador va a contener 2% de CO2. Supóngase una operación isotérmica. Se grafica la curva de equilibrio con la relación molar CO2, gas (Y) vs relación molar CO2, líquido (X)

5

Gráfica 1. Curva de equilibrio y líneas de operación mínima y real.

Se determinó la línea de operación (color rojo), se puede observar la ecuación de la recta, donde la pendiente de esta es la relación líquido-gas Ls/Gs mínimo, según el enunciado esta relación Ls/Gs de operación es 1,2 veces la relación mínima, ya con esta pendiente se determina la ecuación de la recta, se obtiene la línea de operación real (color azul). Tabla 2. Datos de la línea de operación mínima y real.

X

Y

mínimo operativo mínimo operativo 1 0,0722 0,0704 0,1765 0,1765 2 0,0616 0,0616 0,0204 0,0204

6

Gráfica 2. Determinación gráfica de etapas teóricas.

La línea naranja de la gráfica 2 permite determinar el número de etapas teóricas: 2,4. Con una eficiencia global del 31%, el número de etapas reales que se obtiene son 8. Tabla 3. Número de etapas ideales y reales. # etapas ideales 2,4 Eo 0,31 # platos teóricos 8

Con los datos iniciales determinados, se procede a realizar el diseño de la columna de platos que cumpla con los requerimientos planteados.

Tabla 4. Datos iniciales de las corrientes líquida y gaseosa.

Se determinaron los valores promedio, mediante reglas de mezclado, de las propiedades de las corrientes de entrada líquida y gaseosa, cuyos valores se observan en las Tabla 5. Tabla 5. Propiedades promedio de las corrientes líquida y gaseosa.

7

Sustancia Gas Líquido

Propiedades PM ρ(kg/m3) µ (N.s/m2) 29,6920 1,4564 1,7469E-05 21,5000 1008,9640 6,0000E-03

Se supuso tubería lisa, con el fin de obtener el factor de fricción. Velocidad de inundación, VF: Se inicia calculando la velocidad de inundación del gas, mediante la siguiente ecuación, en función de Cf que es la constante de inundación y de las densidades de la corriente líquida y gaseosa. Velocidad de inundación.

(4) La constante de inundación CF, se determina de la siguiente manera, esta es una propiedad que depende del diseño de los platos perforados. Constante de inundación.

(5)

El denominador de la constante de inundación define otras variables de diseño de acuerdo a el valor entre los cuales se encuentre. Al determinarse se obtiene un valor de 0,4870, al ser mayor a 0,1, se determinan α y ß en unidades de N/m con este valor, como se puede observar en la Ecuación 6. Donde t es el espaciamiento entre platos. Con los valores determinados y asumiendo una tensión superficial de 0,04 N/m se procede a calcular la constante de inundación que da CF = 0,0523, con la cual se determina la velocidad de inundación, la cual da un resultado de 1,3743 m/s.

8

Perforaciones y área activa: El coeficiente de orificio depende del espesor del plato y del diámetro del orificio. Tomando como referencia la Tabla 6.2 (Treybal, 2 Ed) se asume un valor de 4,5 mm de diámetro de orificio para cada perforación, ya que es el valor que se toma con más frecuencia y, un espesor del plato en acero inoxidable de 2 mm. Se obtiene un valor del coeficiente de orificio de 1,3350. Coeficiente de orificio (9) Se calcula la relación entre el área del orificio y el área activa, como se observa en la siguiente ecuación, en función del diámetro del orificio, do, y el espaciado entre orificios, P’, el cual se asume como 12 mm. Se obtiene un valor de 0,1275. 𝐴𝑜 𝐴𝑎

=

𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑐𝑖𝑜 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑎

𝑑𝑜 𝑝´

= 0.907( )2

(10)

Caudal de líquido y gas: Con los datos asumidos para el diseño de la torre, se procede a calcular el caudal de vapor, Q, como se muestra en la ecuación 11, se obtiene un valor de 0,2039 m3/s. Caudal de vapor

273+𝑇(℃)

Q = (flujo másico vapor)(22.41)

(11)

273

Para calcular el caudal de líquido, q, se empleó la ecuación 12, en función del caudal másico de líquido supuesto y los valores promedio de la Tabla 5, el peso molecular y la densidad promedio del líquido. El caudal de líquido da 0.0038 m3/s. Caudal de líquido

𝑄 = (𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜)(22.41)

273+𝑇(℃)

(12)

273

Área neta de flujo, An: Para calcular la velocidad de operación del gas se empleó el 80% de la velocidad de inundación V=0,8(2,527)=2,022 m/s la cual se emplea para calcular el área neta de flujo, An, según la siguiente ecuación, en función del caudal de vapor, Q. Donde se obtiene un valor de 0,1854 m2. Área neta de flujo 𝐴𝑛 =

𝑄

(13)

𝑣

9

Área de la sección transversal del vertedero, At : Se calcula en función del área neta de flujo, A n y un porcentaje de área que utiliza el vertedero, la cual se asume como 8,8%. Dando un valor de 0,2033 m2. Área del plato utilizada por un vertedero 𝐴𝑛

𝐴𝑟 = 1−0.088Ar (14) Luego con esta área determinada, se calcula T, que es el diámetro de éste, como se muestra en la siguiente ecuación. Se obtiene un valor de 0,5088 m

(15) Se debe establecer una relación entre la longitud del vertedero W y el diámetro T, de W/T=0,7, con la cual se determina la longitud del vertedero de 0,3570 m. Se procede a calcular el área corregida, en función del diámetro T obtenido, de la siguiente manera. Se obtiene un área corregida de 0,2043 m2. Área corregida. (16)

Acorregida =

Con el área corregida y el porcentaje de área que utiliza el vertedero de 8.8%, se determina el área de la sección transversal del vertedero. Se obtiene un valor de 0,0180 m2. Área de la sección transversal del vertedero. (17)

Ad = 0.088 * Acorregida

Con estos valores obtenidos se calcula el área que ocupa el soporte del plato más las zonas de desprendimiento y de distribución, Aa, se le resta la totalización de las áreas del soporte del anillo y las viguetas de 40 mm de espesor entre los vertederos y la zona de distribución y desprendimiento que usualmente es 50 mm, esto da un total de 0.111 m2. El área que se obtiene de la lámina perforada es 0,0573 m2. Área de la lámina perforada Aa = Ar − 2Ad − 0.111

(18)

10

Con la relación de áreas determinada mediante la ecuación 10, y como ya se conoce el valor de Aa, área de la lámina perforada o área activa, se determina el área del orificio como 0,073 m2. El número de Reynolds para el orificio se calcula mediante la siguiente ecuación, tomando una viscosidad del gas de 1,7469E-05 kg/m.s, y una velocidad Vo de 27,8809 m/s, calculada mediante la división del caudal de vapor y el área del orificio determinada anteriormente. Velocidad del gas a través del orificio. 𝑄

(19) (20)

𝑉𝑜 = 𝐴𝑜

El número de Reynolds para el orificio da un valor de 10460,27456 Cresta del derramadero h1 y la altura del derramadero h w : La altura del derramadero hw se fija como 0,050 m, para determinar la cresta del líquido sobre el derramadero, h1, se requiere conocer el valor de Va, el cual se determina mediante la siguiente ecuación, en función del caudal de vapor y el área activa, dando un valor de 3,5561 m/s. 𝑄

V a = 𝐴𝑎

(21)

Para calcular la cresta del líquido sobre el derramadero, se debe conocer la relación de Weff/W, donde Weff es la longitud efectiva del derramadero y W como la longitud del vertedero.

(22) Con este valor se calcula la cresta del líquido sobre el derramadero, se hace de manera iterativa, tomando un valor inicial de h1= 0,0100m se obtiene una relación de W eff/W de 0,941, al recalcular h1, se obtiene un valor de 0,0279 m y una relación de W eff/W de 0,8105. Cresta del líquido sobre el derramadero.

(23)

11

Frente hidráulico hL: Conociendo la densidad promedio del gas, determinado en la Tabla 5, se procede a calcular el frente hidráulico, hL. Se obtiene un valor de 0,0019 m. Frente hidráulico (24) Caída de presión en seco hD: Se despeja de la ecuación que se observa a continuación, para la cual se conocen todos los valores de las variables a excepción de f que es el factor de fracción, que se obtuvo mediante el uso del diagrama de Moody. Caída de presión en seco.

(25)

Se determina el valor de la caída de presión en seco como 0,1085 m. Caída de presión residual hR: La caída de presión residual está en función de la densidad promedio del líquido determinada con anterioridad, el diámetro de los orificios, la gravedad y la tensión superficial. Con lo cual se obtiene un valor de 0,0108 m. Caída de presión residual.

(26) Pérdida de presión en la entrada del líquido h 2: Donde Ada es la menor de dos áreas, el área de la sección transversal del vertedero o el área libre entre el vertedero y el plato. Se obtiene un valor de 0,0273m. Pérdida de presión en la entrada del líquido.

12

(27) Pérdida de presión por el gas hG: La pérdida de presión que resulta del flujo de gas se determina mediante la siguiente ecuación, sumando las pérdidas de presión por el flujo de líquido, la caída de presión residual y la caída de presión en seco. Obteniendo un valor de 0,1213m. Pérdida de presión por el flujo de gas. (28)

hG = hD + hL + hR Retroceso en el vertedero:

El retroceso en el vertedero es la diferencia entre el nivel del líquido dentro e inmediatamente fuera del vertedero, se calcula mediante la suma de las pérdidas de presión que resultan del flujo líquido y del gas en el plato superior. Se obtiene un valor de 0,1486m. Retroceso en el vertedero (29)

h3 = hG + h2

Se tiene como criterio de diseño la ecuación 30, donde un diseño seguro requiere que el nivel del líquido claro en el vertedero no sea mayor que un medio del espaciamiento entre los platos. Este criterio obtiene un valor de 0,2265 el cual es menor a 0,25, correspondiente a 0,5/2 = 0,25. Con lo cual se garantiza seguridad en el diseño. (30) Lloriqueo: La velocidad de lloriqueo obtiene un valor de 5,2740 m/s, si la velocidad del gas es muy pequeña, goteará a través de los orificios y se perderá el o sobre el plato. Verificando los datos, la velocidad del gas a través del orificio es de 27,8809 m/s > 5,2740 m/s lo que garantiza no habrá goteo a través de los orificios y no se perderá el o sobre el plato.

(31) 13

Arrastre del líquido: Es la cantidad de líquido que es arrastrado por el gas hacia el plato superior, las cargas de líquido en los platos superiores pueden llegar a ser excesivas, minimizando la eficiencia de los platos. Para entrar a la gráfica de arrastre de líquido en los platos perforados, figura 1, se halla la relación expresada en la ecuación 6:

= 0,4870

Este valor se intercepta con una de las líneas de V/VF, el cual para este caso es: 𝑉 𝑉𝑓

= 0.80

Con los valores determinados se procede a entrar en la gráfica y determinar la fracción de arrastre, con la cual se obtiene un valor de 0,0025. Figura 1. Arrastre de líquido en los platos perforados.

14

3.2 TORRE EMPACADA Para el diseño de esta torre, se van a usar con anillos Raschig de cerámica sus características se listan a continuación: Empaque seleccionado: Anillos de Raschig Material: Cerámica Tamaño nominal: 50 mm Caída de presión: Se estableció el valor de 400 N/m2 como criterio inicial para el diseño de la torre como el valor máximo de caída de presión.

(32) Los absorbedores y desorbedores están diseñados para caídas de la presión del gas de 200 a 400 N/m2, en base a este criterio se tomó el de máxima caída de presión. Diámetro de la torre: Determinación del parámetro de L’/G’: La pendiente de la línea de operación corresponde al valor L/G, que es la razón entre la velocidad molar superficial de masa del líquido y el gas.

(33) Determinación de los parámetros α y β Para utilizar la correlación generalizada: Parámetro α: Eje horizontal donde el área A se cancela y la relación de L/G se determinó en la parte anterior ρG es la densidad gas y ρL densidad del líquido sus valores correspondientes son:

15

Grafica 3.

Parámetro β: Utilizando el valor de α y los valores de la caída de presión que pueden tomarse, se obtiene con ayuda de la figura 6.34 del libro de Treybal (1988), como se muestra en la gráfica a continuación con el valor de que se usó como la abscisa y con valores de caída de presión de 400,200 y la inundación se obtuvieron los tres valores para ordenada

Tabla 7. Caída de presión

16

Coeficiente de empaque: A partir de las características iniciales del empaque se determina en la tabla 6.3 de Treybal (1988). Para Anillos Raschig de cerámica de 50 mm se tiene un valor de Cf = 65 y con otras características que se muestran a continuación: Tabla 8. Características anillos Rashing

Anillos Rashing En Cerámica de 50 mm

Espesor (mm) Cf Vol. vacío en lecho seco Ap(m2/m3)

6 65 0,74 92

Cálculo de G’: Usando la fórmula descrita en la ordenada de la gráfica 1 (figura 6.34 del libro de Treybal (1988)) y reorganizando para calcular G´ se obtiene la siguiente ecuación:

(36) J y gc son 1 debido a que se trabaja en el S.I, β es el valor leído en la ordenada para este caso con una caída de presión de 400 que fue el criterio inicial de diseño, el valor µ líquido será el promedio para nuestro caso tiene un valor de 23,6 .

Si se divide el valor de AG’ por el de G’ se hallará el valor del área de la torre con el que se encontrará el diámetro de la columna:

17

(37) Como criterio de seguridad se escogió dar un margen del 8% en el diseño de la torre por lo que este factor se agregara al cálculo de T: (38) ALTURA DEL EMPAQUE: Diámetro de la esfera de una partícula del empaque (ds): El diámetro de la esfera con la misma área superficial de un empaque se puede obtener en la tabla 6.5 del libro de Treybal(1988) conociendo el empaque, material y diámetro: Para el empaque seleccionado ds= 0,0725

Números de Schmitt: Necesario para el cálculo de los coeficientes de transferencia tanto en la fase gaseosa como en la fase líquida; se realizarán los siguientes cálculos: Gas:

(39)

(40) Líquido:

18

Fracción vacía de lecho en operación (εLoW ): εLoW es el espacio vacío del empaque, el cual se define como: (41) ε= 0,74, la retención total del líquido que está conformado por dos contribuciones, la retención móvil de operación y la retención estática. Se utilizó la siguiente expresión para el empaque de anillos Rashing (42)

σ es la tension superficial del líquido y varía con de la geometría del empaque Obtenemos el valor de corrección mediante la siguiente ecuación: =1,3096 (43)

De esta manera se deducen las retenciones, donde:

19

(44)

Área interfacial específica: Esta ecuación es empírica, la cual varía de acuerdo al tipo de magnitud y empaque que se use en el diseño para este caso fueron los anillos de cerámica Rasching, los valores m, n y p se encuentran listados y son función del tipo empaque (tabla 6.4 del libro de Treybal 1988) m=34,03 , n=0 y p=0,362.

(45) Absorción o desorción de líquidos no acuosos El área se calculó por medio de la ecuación 6,73 ( Treybal (1988)):

(46) La altura total del empaque de la torre Para determinar esta altura es necesario conocer el número de unidades de transferencia de NtG y la altura de la unidad de transferencia H tG.

(47)

(48)

El número de unidades de transferencia se calcula mediante puntos de la línea de equilibrio y operación que describen las líneas de fuerza impulsora y los valores de F para gas y líquido que son calculados:

20

Para el líquido: (49)

Como se conoce el valor de KL se usa la siguiente expresión para determinar FL: (50)

El valor de XBML se determinó por medio de concentración de líquido a la salida con el valor de la intersección entre la línea paralela de la concentración de entrada y la línea operativa, se usó la siguiente ecuación: = 0,9123

(51)

Con base en estos datos se calculó el valor FL =4,51x10-3 Con los valores hallados se puede calcular el valor de F g:

0,04904 (52) Con este valor, se puede determinar la altura de la unidad de transferencia:

(53)

0,2720

Para el líquido: =0.01849

(54)

21

Con KL puede determinarse F L, así:

(55) Para determinar el valor del número de unidades de transferencia usamos la siguiente ecuación

(56) Donde se determinó que el valor de NtG =12,337

Como ya conocemos el valor de NtG Y HtG , se determina la altura de la torre 3,3356 m

(57)

Como criterio de seguridad se escogió dar un margen del 8% en el diseño de la torre por lo que la altura será: Z=3,6024 m Al valor de la altura del empaque se añade la altura de sus otras partes que son: el distribuidor de líquido, el soporte del empaque, el sujetador del empaque y el redistribuidor de líquido. Con los valores de gas y líquido a la entrada y salida se determinan con un diámetro comercial el valor de los rios que para este caso es de:

RIOS COLUMNA EMPACADA (m) 2 soportes de empaque

0,2243

2 limitadores de lecho

0,1524

redistribuidora

0,1488

22

distribuidor

0,0989

espaciado

0,8280

Estos valores fueron tomados PACKED TOWER INTERNALS-NORTON el valor de altura adicional atribuida a rios es de 1,4524 metros.

4. HOJA DE ESPECIFICACIONES TÉCNICAS

23

HOJA DE ESPECIFICACIONES TECNICAS Torre de Lecho Empacado Tabla de resultados ∆P/Z Caida Maxima de Presión ß Figura 6,34 Treybal (Para la Máxima Presión) α Figura 6,34 Treybal Parametro de inundacion CF Coeficiente del empaque ρL

Densidad liquido

ρG

Densidad gas

E V0 Ap G G' A T Tc Sc g Sc l φLtW ξLoW φLoW φLo ξLo φLt a AW aA kL FL Xbml Fg HtG Ntg Z Zc

Espesor Anillo Rashing Volumen Vacio en Lecho Seco Flujo Másico Masa Velocidad Area Diametro Columna Diametro Corregido Numero Schmitt Gas Numero Schmitt Líquido

Area Interfacial Especifica Absorcion de liquidos no acuosos Altura del empaque

Numero de unidades de transferencia Altura de la torre Altura + rios

400,0000 N/m^2 0,0220 0,7040 0,0450 65,0000 1001,3900 Kg/m^3 1,2940 Kg/m^3 6,0000 mm 0,7400 m^3 92,0000 m^2/m^3 3,1654 Kg/s 0,6051 Kg/sm^2 5,2312 m^2 2,5800 m 2,7900 m 1,0285 0,1698 0,0654 0,6746 0,0595 0,0779 0,7275 0,0125 83,3005 m^2/m^3 109,0833 m^2/m^3 0,0185 m 0,0037 Kmol/m^2s 0,9123 0,0490 0,2720 12,3370 3,3356 m 4,7880 m

Especificaciones de Operación Material Empaque Presion Temperatura

Acero inoxidable Anillos Rashing Ceramica 1,2 atm 25 °C

0,27

5. ANÁLISIS FINANCIERO 5.1 TORRE DE PLATOS El análisis financiero realizado requerido para la construcción e instalación de la columna de platos requirió de una estimación aproximada de los costos en equipos, tubería, de diseño y mantenimiento, de manera que se evaluarán los costos de inversión y operación de la columna. En primer lugar, los costos de instalación y construcción de la columna pueden obtenerse de acuerdo a los diferentes métodos que se utilicen para calcular el precio que costaría

24

la inversión inicial. No obstante, se incluirán variables como el costo del diseño e ingeniería de la planta, de la construcción y compra de equipos y materiales requeridos para la construcción de la columna. La inversión inicial se calculará por medio de la relación de costos establecida por L- B. Evans y colaboradores, quienes, mediante especificaciones, recopilación de datos y descripción de diferentes columnas construidas obtuvieron una serie de correlaciones para determinar la inversión inicial. A partir de la ecuación 58, se encontrarán las inversiones iniciales.

(58) En dónde en la variable f1 se consideran los costos asociados a la especificación de las partes que constituirán la torre de destilación, variará de acuerdo con los materiales utilizados y medidas requeridas, de acuerdo con los valores encontrados en la tabla de Bejarano P. J., con el uso de partes hechas en acero inoxidable es de 2,1. Se utiliza este material porque se considera que el uso de este no tendrá consecuencias significativas en el desarrollo del proceso, sin embargo, para un proceso que requiera de otro tipo de materiales, en la misma tabla pueden obtenerse los valores del uso de partes hechas en titanio, níquel y demás opciones utilizadas en el diseño de estas torres de destilación. Para la estimación del valor de f2 se recomienda el uso de la siguiente relación, encontrada como la ecuación 59.

(59) En donde T, se considera como el diámetro del plato, que para este caso es de 0,5 m por lo tanto f2 será 1,4372. AL igual que f1 , f3 depende del material utilizado, debido a que seguirá utilizando acero inoxidable, el valor de f3 será de 0,85.

Por último, el valor de f4 se calculará mediante la siguiente ecuación:

(60) El proceso tendrá un valor de f4 igual a 0,27. Por último, se obtienen las variables que faltan de acuerdo con las siguientes relaciones:

25

Los resultados podrán visualizarse mejor y a manera de resumen en la tabla 9. Tabla 9. Resumen de valores necesarios requeridos para determinación de instalación de la torre.

F1

2,1

f2

1,4372

f3

0,85

f4

0,27

1

103,49

Ct

409,93

Cb

941,14

Por lo tanto, después de reemplazar estos valores en la ecuación, se determinó que el costo de instalación de la torre es de $us 3161,56 o de aproximadamente, $9’755.151,46 pesos. 5.3 TORRE EMPACADA José Roberto Esquivel Elizondo en su tesis de pregrado expone una serie de graficas en las que relaciona parametros de longitud y su costo comercial, con el fin de conocer el costo total de la implementacion de una torre de lecho empacado se utilizan dichas graficas con los datos obtenidos.

26

Z=3,6024 metros =11,81 ft Según el cruce en la grafica el costo de fabricacion es de 2*10^4 $USD lo que es

equivalente a cerca de ~30’000.000 COP 6. CRITERIOS AMBIENTALES Y DE SEGURIDAD 6.1 SEGURIDAD EN EL DISEÑO Existe el Código ASME que reglamenta la fabricación, diseño y construcción de recipientes a presión, pero la responsabilidad final de seguridad recae sobre el y el diseñador del equipo; los cuales deben prever condiciones anormales a las cuales puede someterse el equipo como lo son; temperaturas anormalmente bajas, esfuerzos térmicos especiales, vibración de los recipientes, presiones muy elevadas, reacciones

27

químicas desencadenadas, recalentamientos locales, explosiones, incendios, contenido de reactivos tóxicos, entre otros. Por lo que se debe tener un plan de contingencia frente a cada uno de los imprevistos que pudieran presentarse. 6.2 INSTALACIÓN Los equipos pueden sufrir daños mecánicos durante su instalación y operación, los cascos se pueden abollar o incluso perforar pueden caerse o estar sujetos de manera inadecuada por cables de levantamiento, se pueden romper los pernos, los empaques pueden abrirse o rasparse, elementos internos de los equipos pueden rasgar el casco o cuerpo de este provocando desgaste. La mayoría de los daños se pueden evitar por sentido común y teniendo sumo cuidado. Se deben colocar con especial cuidados los empaques, sobre todo si están en alguna ranura, se deben apretar los pernos con la secuencia adecuada, usando llaves de torsión, micrómetros y dispositivos para apretar pernos mediante su calentamiento, dependiendo de su tamaño. Luego de la instalación, se somete algunas veces al equipo a una prueba hidrostática. La prueba hidrostática se hace con el fin de encontrar fugas. Se realiza llenado el recipiente con agua, a la cual generalmente se le aplica algún colorante para mejorar su visibilidad, luego se aplica la presión a la cual operará el equipo y se observa que no tenga fugas. Es el método más utilizado tanto para tuberías como recipientes. Esta prueba garantiza un buen funcionamiento del equipo y su adecuada instalación, manteniendo estándares seguros y durabilidad de los equipos.

7. MANUAL DE OPERACIÓN DE LOS EQUIPOS 7.1 CONDICIONES DE OPERACIÓN Las torres operaran a una condición de presión de 1.2 atm, la alimentación de la torre de platos perforados será a contracorriente con una alimentación de líquido por la parte superior el cual se compone de 30% en peso de etanolamina, el cual se pondrá en o con la alimentación de gas que se hace por la parte inferior de la torre la cual tiene una composición determinada de CO2, N2 y O2 la cual se debe hacer a una velocidad de 2.45 m3/s. Toda las condiciones de operación de la torre de platos, se observa en la Tabla 7.

28

Tabla 10. Condiciones de operación de la torre de platos perforados y empacada.

Condiciones de operación Presión

1,2 atm

Temperatura

25ºC

Alimentación

Contracorriente

Composición del gas alimentado

Composición de la corriente líquida alimentada

15%

CO2

79%

N2

6%

O2

30% p/p etanolamina 70% p/p agua

Operar los equipos fuera de las condiciones estipuladas, lleva a condiciones de operación inadecuadas que en un proceso pueden dar como resultado que el recipiente sobrepase la temperatura o presión de diseño, desencadenando explosiones o daño del equipo, entre otras, arriesgando la vida de los trabajadores. 7.2 CUIDADOS DE LOS RECIPIENTES A PRESIÓN Se debe hacer la instalación de dispositivos de alivio, como lo son válvulas de alivio y discos de ruptura, adicionalmente un monitoreo constante de la presión y temperatura a la cual se encuentra la torre es fundamental para garantizar su correcto funcionamiento y desempeño, manteniendo la seguridad de los trabajadores y del equipo. Se debe colocar en un lugar que no dé a la posibilidad de sobrecalentamientos locales, ni debilitamiento del equipo en caso de incendio, por lo que el aislamiento del equipo presenta una buena alternativa a estos posibles inconvenientes. El recipiente debe tener la capacidad de exponerse al vacío, ya que siempre es posible que el contenido de estos se contraiga o condense lo suficiente para provocar vacío interno, si el recipiente no tiene la capacidad de soportar el vacío es necesaria la instalación de una válvula de interrupción de vacío.

29

Operar los equipos a temperaturas demasiado bajas puede implicar el riesgo de fractura por fragilidad del equipo, se debe tratar de operar a temperaturas adecuadas y no operar fuera del rango de presiones establecido. La corrosión de los equipos es también uno de los principales problemas que puede afectar la vida útil del mismo, se recomienda no trabajar con cloruros a que puede provocar grietas en los equipos y tuberías de acero inoxidable. 7.3 INSPECCIÓN PERIÓDICA DE LOS EQUIPOS Los equipos deben ser inspeccionados periódicamente, las frecuencias de estas inspecciones dependen de las condiciones operacionales de los equipos y del tipo de equipo. Si las primeras inspecciones muestran un índice bajo de corrosión, se puede alargar la frecuencia de estos, sin olvidar que la medición de la corrosión es uno de los conceptos más importantes durante la inspección; para lo cual se emplea un medidor ultrasónico. También se deben examinar y hacer especial seguimiento a las grietas, fugas o cualquier otro tipo de distorsiones, ya que pueden provocar fallas repentinas de los equipos.

•

•

• • •

8. CONCLUSIONES La baja eficiencia en la torre de platos es debida a la poca linealidad que presenta la curva de equilibrio. Por esto la diferencia entre los platos reales y los obtenidos teóricamente. La estimación de costos es mucho más precisa para el caso de la torre de platos debido a una precisión mas alta en el modelo de cálculo, siendo un método analítico mas preciso que uno gráfico. Siendo casi tres veces más económico, y por ende viable, construir una torre de platos. En ambos equipos las condiciones de trabajo se encuentran por debajo de la condición de inundación, lo que hace que estos sean viables. En términos de la altura, la torre de platos es mas eficiente, es decir, en una altura menor logra llevar las corrientes hasta los parámetros definidos. La estimación de costos solo se realiza en relación a la instalación, estimación del costo de manejo y operación requiere claridades sobre el uso y la forma de operación de las torres.

30

Bibliografía Chable, M. A. (s.f.). Diseño mécanico de una torre empacada con diámetro de 60 pulgadas y 12 pies de altura de soldadura a soldadura. Cordero, F. A. (2007). Diseño de una unidad de separación de la corriente dimetiléter, metanol y agua proveniente de una planta productora de DME mediante deshidratación catalítica de metanol. FILE COST. (1979). Estimate costs of distillation and absorption towers via correlations. Mogollon, B., & Delgado, S. (2011). Estudio comparativo entre empaques aleatorios y estructurados en la operación unitaria de destilación. Lima, Perú. Treybal, R. E. (2004). Mass-transfer operations (Segunda ed.). New York: McGraw-Hill.

31