Diseño de Intercambiadores de Calor y separadores Liq-Liq by Angel Yussef Uribe Vasquez

NITROBENCENO GRUPO # 2 ASIGNACIÓN # 3

ALBIN F. AGUIRRE CARVAJAL NATALIA GONZALEZ JONATHAN OSPINO P. SARA M. TABORDA

Profesores: FELIPE BUSTAMANTE JUAN PABLO HERNANDEZ HEBERTO TAPÍAS

UNIVERSIDAD DE ANTIOQUIA FACULTAD DE INGENIERIA DEPARTAMENTO DE ING. QUIMICA DISEÑO I

Grupo 2: Nitrobenceno

CONTENIDO

PARTE I: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO TÉRMICO DE UN CONDENSADOR HORIZONTAL DE TUBOS Y CORAZA PARA VAPOR SATURADO MULTICOMPONENTE FLUIDO DE PROCESO FLUIDO DE SERVICIO APPROCH MÍNIMO ELECCIÓN DEL MATERIAL DE CONSTRUCCIÓN ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO DE UN CONDENSADOR HORIZONTAL DE TUBOS Y CORAZA PARA VAPOR SATURADO MULTICOMPONENTE Determinación del rango de condensación Definición de temperaturas de entrada y de salida del refrigerante Cálculo de la carga térmica del condensador Cálculo del flujo de refrigerante Construcción de la curva de condensación Cálculo de ∑UA Cálculo de la temperatura balanceada Definición de la configuración del condensador Cálculo del coeficiente de película al lado de los tubos Cálculo del coeficiente de película al lado de la coraza Cálculo del coeficiente total de transferencia de calor Cálculo de la caída de presión en el lado de los tubos Cálculo de la caída de presión en el lado de la coraza.

PARTE II: ALGORITMO DE CÁLCULO INTERCAMBIADOR

PARA

SELECCIÓN MATERIALES CONDICIONES DE DISEÑO Tipo de intercambiador de calor Clase de intercambiador de calor

DISEÑO

MECANICO

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CALCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL CASCO Espesor Bridas Boquillas Cálculos boquilla 1: Entrada del vapor saturado a la coraza Cálculos boquilla 2: Salida del líquido saturado a la coraza Especificación de bridas y boquillas de la coraza Cálculo de las distancias de penetración de las boquillas en el casco Cálculo de refuerzos para las boquillas de la coraza Localización de las boquillas de la coraza Proyección de las boquillas de la coraza CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL CANAL Espesor del cilindro del canal Bridas Boquillas Cálculos boquilla 3: Entrada del líquido saturado al canal Cálculos boquilla 4: Salida del vapor saturado del canal Especificación bridas y boquillas del canal Cálculo de las distancias de penetración de las boquillas en el canal Cálculo de refuerzos para las boquillas del canal Localización de las boquillas y longitud del canal Proyección de las boquillas del canal Placa de partición CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DE LA TAPA DEL CANAL CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DE LA TAPA DEL CASCO Longitud de la tapa del casco CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL HAZ DE TUBOS Placa de tubos estacionaria Deflectores Localización de los deflectores extremos Localización de los deflectores intermedios CÁLCULO DE LA LONGITUD TOTAL DEL INTERCAMBIADOR CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL CABEZAL FLOTANTE Espesor Cálculo de presión externa Condiciones de operación BIBLIOGRAFIA CONSULTADA HOJA DE ESPECIFICACIONES DEL INTERCAMBIADOR

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PARTE III: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO DE UN SEPARADOR LIQUIDOLIQUIDO HOJA DE ESPECIFICACIONES EQUIPO DE SEPARACIÓN LIQUIDO-LIQUIDO IDENTIFICACION FUNCION SUSTANCIAS QUE SE MANIPULAN CONDICIONES DE OPERACIÓN CONDICIONES DE DISEÑO Temperatura de diseño Presión de diseño Presión hidrostática Factor de seguridad Vida útil del recipiente Selección del material para la construcción del recipiente Cálculo de la velocidad de corrosión INFORMACIÓN DEL DISEÑO BÁSICO DEL EQUIPO Especificaciones del recipiente Tipo de recipiente Detalle de costuras con el grado de inspección recomendada Tipo de tapas Selección del tipo de tapas DIMENSIONES DE LA CAMISA O CASCO CILINDRICO Cálculo de la longitud y el diámetro Algoritmo de diseño del separador liquido-liquido Separador vertical Definir fase dispersa y fase continua Especificar el tamaño de las gotas Estimación de la velocidad de sedimentación Estimación del área interfacial Estimación del radio del separador Longitud del tanque Ancho de la banda de la zona dispersa Tiempo de residencia de las gotas en la banda de dispersión Separador horizontal Definir fase dispersa y fase continua Especificar el tamaño de las gotas Estimación de la velocidad de sedimentación Estimación del área interfacial Estimación del radio del separador Longitud del tanque

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Ancho de la banda de la zona dispersa Tiempo de residencia de las gotas en la banda de dispersión Velocidad de la fase dispersa Diámetro de las gotas de la fase continua arrastradas por la fase dispersa Disposición de entradas y salidas del tanque Conclusión Posición del recipiente ESPESOR DE LA CAMISA Y LAS TAPAS Espesor de la camisa Espesor de las tapas CÁLCULO DEL VOLUMEN TOTAL DEL SEPARADOR VERIFICACIÓN DE LA PRESIÓN EXTERNA QUE PUEDE SOPORTAR EL CASCO VERIFICACIÓN DE LA PRESIÓN EXTERNA QUE PUEDE SOPORTAR LAS TAPAS BOQUILLAS DE ALIMENTACIÓN Y DESCARGAS Cálculo del diámetro óptimo Localización de las boquillas Registro de inspección Registros de inspección (Handholes) Especificaciones comerciales para la boquilla y registros de inspección Longitud saliente y distancia de penetración de la boquilla en el recipiente Espesor de la pared Refuerzos en los registros SELECCIÓN DE BRIDAS SOLDADURA UBICACIÓN DE LOS REGISTROS SILLETAS Flexión longitudinal Esfuerzos cortantes tangenciales Circunferencial CÁLCULO DE OREJAS DE IZAJE DETALLES DE OTROS ACCESORIOS PRUEBAS Y ENSAYOS REQUERIDOS Prueba de junta o radiografiado Prueba de presión hidrostática Prueba neumática REFERENCIAS

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PARTE I: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO TÉRMICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR DE TUBOS Y CORAZA

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DISEÑO TERMICO DE UN CONDENSADOR Fluido de proceso El fluido de proceso consta de una mezcla de agua, nitrobenceno, ácido sulfúrico, benceno y ácido nítrico. Se requiere condensar esta corriente desde una temperatura de 190 °C (374 °F), donde se encuentra como vapor saturado, hasta líquido saturado a una temperatura de 84.13 °C (183.44 °F). Las condiciones del fluido de proceso se muestran en la tabla 1, mientras que el flujo másico de esta corriente se muestra en la tabla 2. Tabla 1. Condiciones del fluido de proceso

Presión de operación, P Temperatura de entrada o de rocío (T1) Temperatura de salida o de burbuja (T2)

14.7 Psi 374 °F 183.44 °F

Tabla 2. Flujo de la corriente de proceso

Compuesto Ácido nítrico Benceno Ácido sulfúrico Agua Nitrobenceno Total

Flujo (Kg/h) 21.7522 79.777 341.7781 25934.6368 391.1019 26769.046

Flujo (lbm/h) 47.9418 175.828 753.2789 57159.94 861.99 58999.53

Fracción másica (%) 0.0813 0.2980 1.2767 96.883 1.4610 100.00

Las propiedades termodinámicas de la mezcla y demás, fueron obtenidas empleando el programa PRO II 8.1 ® usando el modelo termodinámico NRTL, ya que este modelo se ajusta a las características de la mezcla [1]. Tabla 3. Propiedades de la corriente de proceso

Propiedad Temperatura (ºF) Entalpía (Btu/lb) Densidad (lb/ft^3) Viscosidad (Cp)

Vapor saturado 374 254.9964 0.2066 0.0110

Líquido saturado 183.44 32.3272 80.5273 0.3630

Fluido de servicio Como fluido refrigerante se usará diclorometano como líquido saturado a una temperatura de 39.66 °C (103.4 °F), este saldrá del intercambiador de calor como vapor saturado a una temperatura de 39.66 °C (103.4 °F). Tabla 4. Propiedades del fluido de servicio a 14.7 Psi

Propiedades Temperatura (ºF) Entalpía (Btu/lb) Densidad (lb/ft^3) Viscosidad (Cp)

Liquido saturado 103.4 20.225 84.93 0.36298

Vapor saturado 103.4 163.852 0.2066 0.0110

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Approach mínimo En este caso no se cumple el approach mínimo puesto que no se encontró otro fluido con un calor de vaporización grande (cercano al del agua) y temperatura de ebullición por debajo de 84.13 °C (183.44 °F); esto se debe cumplir para que las curvas de q vs. T para el fluido de proceso y el fluido de servicio no se corten.

Elección del material de construcción Algunos de los materiales que sirven son los siguientes (Obtenido de KNOVEL)

Material Alloy 20-38-3-3Cu (20Cb3/825) Alloy 30-44-5-3W (G-30) Alluminum alloy (3003/5154) Austenitic Cr-Ni-Mo Stainless steel (17-12-3; 316L) Superferritic Stainless steel (26-1) Tantalum

Mpy <2 <2 <20 <20 <20 <2

El material seleccionado fue el acero inoxidable 316L o mejor dicho, el austenitic Cr-Ni-Mo Stainless Steel (17-12-3; 316L). Pues se decidió trabajarlo con una vida útil de 5 años. Disposición de los fluidos Los criterios para definir la ubicación de los fluidos son los siguientes: corrosión, factores de encrustamiento, temperaturas, caídas de presión, viscosidad y tasas de flujo. A continuación se hará un análisis para cada uno de los fluidos. Kern recomienda enviar los fluidos que sufren condensación por el lado de la coraza, en nuestro caso el fluido de proceso es quien se condensa, por tal razón lo enviamos por ese lado. Dado que la velocidad de corrosión generada sobre el material por ambas sustancias es la misma, el criterio de corrosión no suministra información de cual de los fluidos es preferible que vaya por los tubos y cual por la coraza. Como el vapor que se va a condensar viene de una separación flash, este trae consigo muy poca cantidad de sales disueltas que formen costras, mientras que el diclorometano puede traer consigo material particulado, que se puede depositar en la tubería a medida que se vaporiza.

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ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO DE UN CONDENSADOR HORIZONTAL DE TUBOS Y CORAZA PARA VAPOR SATURADO MULTICOMPONENTE 1. Determinación del rango de condensación Mediante el programa Pro II se estiman las temperaturas de burbuja y de rocío del fluido de proceso. Tabla 5. Condiciones del fluido de servicio Presión de operación, P Temperatura de entrada o de rocío (T1) Temperatura de salida o de burbuja (T2)

14.7 Psi 374 °F 183.44 °F

2. Definición de temperaturas de entrada y de salida del refrigerante El refrigerante entra al condensador a la temperatura de ebullición como liquido saturado 39.66 °C (103.4 °F) y sale a la misma temperatura como vapor saturado. Lo anterior se definió con el fin de que el fluido de proceso se enfriara aprovechando el calor latente de vaporización del diclorometano, dado que el calor sensible de de este es mucho menor que el de vaporización y por ende su contribución no es muy apreciable. 3. Calculo de la carga térmica del condensador La carga térmica que se requiere remover para llevar el fluido de proceso de vapor saturado a líquido saturado viene dado por la siguiente expresión:

Q W H1 H 2 W: Flujo másico del vapor por condensar, en lb/h H1: Entalpía de la mezcla como vapor saturado a T1, en BTU/lb H2: Entalpía de la mezcla como líquido saturado a T2, en BTU/lb Numéricamente se tiene:

Q 60339294,31BTU

4. Calculo del flujo de refrigerante Asumiendo que en el intercambiador de calor no hay pérdidas energéticas; del balance de energía se tiene:

Q vap

Donde

vap es la diferencia de entalpía del vapor saturado y el líquido saturado respectivamente,

en BTU/lb

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Numéricamente se tiene:

Q 143.627

420105,2184 lb

5. Construcción de la curva de condensación q vs. T Los cálculos de la condensación flash se realizaron tomando como condiciones iniciales las condiciones de entrada de la mezcla y como condición final una temperatura comprendida en el rango de condensación, así:

q WH 1 VH v W

T1 . El valor de q

para cada punto del condensador se obtiene

LH l

Donde: H1: Entalpía del vapor saturado a las condiciones de entrada del condensador, en kJ/kg-mol. Hv: Entalpía del vapor saturado a la temperatura T, y composición obtenida en el calculo de condensación flash, en kJ/kg-mol. Hl: Entalpía del líquido saturado a la temperatura T, y composición obtenida en el calculo de condensación flash, en kJ/kg-mol. V: Flujo de vapor remanente a la temperatura T, en kg-mol/h. L: Flujo de liquido condensado a la temperatura T, en kg-mol/h.

W H1

WH1

3193.2 lb

21657,43 BTU

lb mol 69156505,476 BTU h

Tabla 6. Construcción de la curva de condensación

Temperaturas (ºC) 190,00 182,44 174,88 167,32 159,76 152,20 144,64 137,08 129,51 121,95 114,39 106,83 99,27

WH1 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7 72986101,7

Hv 50375,7064 50246,6573 50118,5001 49986,2272 49846,6888 49697,8597 49539,4021 49370,3225 49190,5542 49000,7767 48801,1413 48592,3669 48733,1327

Hl 0 20736,0486 19482,3261 18229,7184 16981,391 15740,1699 14516,4249 13311,1377 12129,6725 10978,2591 9853,0007 8734,1031 7521,3324

V 1.448,8353 1446,0790 1444,1305 1442,6725 1441,4683 1440,3285 1439,0867 1437,5424 1435,3994 1432,0778 1425,9895 1409,8192 112,5882

L 0 2,7563 4,7048 6,1628 7,367 8,5068 9,7487 11,293 13,436 16,7576 22,8459 39,0162 1336,2472

q 0,0000 268310,9823 516786,6383 760000,2260 1008578,0221 1270959,5025 1553090,7353 1863847,1213 2215035,4307 2629207,9252 3171085,9442 4138878,3523 57448966,6439

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6. Representación gráfica de las curvas q vs T y la curva q vs t

Fig. 1. Curva de condensación

7. Calculo de

Para realizar el cálculo de

UA se utiliza la siguiente relación

q t av Tabla 7. Cálculo de la diferencia de temperatura balanceada. T (ºC)

t (ºC)

∆tav

∆q

(∆q/∆tav)

190,00

0,00

39,8

150,20

---

182,44

268310,98

39,8

142,64

268310,98

1881,05

174,88

516786,64

39,8

135,08

248475,66

1839,49

167,32

760000,23

39,8

127,52

243213,59

1907,29

159,76

1008578,02

39,8

119,96

248577,80

2072,22

152,20

1270959,50

39,8

112,40

262381,48

2334,43

144,64

1553090,74

39,8

104,84

282131,23

2691,17

137,08

1863847,12

39,8

97,28

310756,39

3194,62

129,51

2215035,43

39,8

89,71

351188,31

3914,52

121,95

2629207,93

39,8

82,15

414172,49

5041,44

114,39

3171085,94

39,8

74,59

541878,02

7264,48

106,83

4138878,35

39,8

67,03

967792,41

14437,74

99,27

57448966,64

39,8

59,47

53310088,29

896398,31

91,71

62779320,24

39,8

51,91

5330353,59

102683,11

84,15

63731076,11

39,8

44,35

951755,87

21460,11

∑

63731076,11

1067119,98

∆t (ºC)

59,72

ΣUA 1067119,98 KJ

ºC

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8. Calculo de la temperatura balanceada Para el cálculo de la temperatura balanceada se utiliza la siguiente expresión:

q ΣUA

59.72º C

t 107.50º F 9. Suponer UD

250

10. Primera estimación del área del intercambiador Con Q, UD y la temperatura balanceada se estima por primera vez el área del intercambiador

Q U D * t av

3823,467ft 2

11. Definición de la configuración del condensador a) En principio se elegirá un paso por la coraza, por donde fluirá la mezcla condensante y dos pasos por los tubos para el fluido refrigerante. b) Ahora se especificara el diámetro, la longitud efectiva y el tipo de arreglo de los tubos.

Arreglo : Triangular

0.482in

0.75in

20ft

18.33ft

a 0.1963(ft 2 /ft lineal) a : Área de los tubos por unidad de longitud, ft2/ft-lineal c) Estimación del número de tubos: El número de tubos se estimara mediante la siguiente ecuación:

Grupo 2: Nitrobenceno

AO a * Le

N to N to

973.88

d) De las tabla 9 del libro de Kern se estima: n, número de pasos-tubos Arreglo Pitch (in) Nt DI Carcasa (in) Ud"

2 triangular 1 1044 37 149.39

12. Calculo del área de transferencia para el intercambiador especificado en el numeral anterior:

Nt * a * Le

1044 * 0.1963 * 18.33 ft 2

3757.18ft 2

13. Estimación de la carga de calor sensible del condensador: La carga de calor sensible se estimara por medio de la siguiente ecuación:

WCp av T1 T2 2

Cpav: es la capacidad calorífica promedio entre T1 y T2 de la mezcla por condensar en el estado líquido, en BTU/lb ºF, y esta se estima de la siguiente forma: Cálculo del Cp promedio del líquido

Fig. 2. Gráfica Cp del líquido vs temperatura

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La integral se estimo mediante el método del trapecio, puesto que el polinomio ajustado presenta una gran desviación:

CpdT T1

Cp av Cp av

0,395444 BTU/º F lb

58999.53lb

374º F

183.44º F

Reemplazando los respectivos valores en la ecuación de la carga de calor sensible se tiene:

2222981.1447 BTU

14. Estimación de la fracción de tubos sumergidos:

Qs Q Numéricamente se tiene:

2222981.1447 60339294.31

0.04

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CALCULO DEL COEFICIENTE PELICULA A LADO DE LOS TUBOS

15. Calculo del área de flujo:

N t at ………….. 144n 0.182 ft 2

0.6598 ft

ft2

N tn

10 del libro de Kern. n: Número de paso por los tubos. 16. Calculo de la velocidad másica y la velocidad lineal:

Gt 3600

1044 * 1 0.04

28. Calculo del flujo másico por unidad de longitud:

……………….ft/s

2.19648ft

w at

………………….lb/h-ft2

636764.256 lb

58999.53 20 *1002.24

lb/ft3

1002.24

: Fracción de tubos sumergidos.

LN tn

: Densidad en

Nt 1

N tn : Número de tubos no sumergidos.

: Área de flujo por tubo, en ft2, ver tabla

27. Estimación del número de tubos no sumergidos:

N tn

Donde: Nt: Número de tubos

CALCULO DEL COEFICIENTE PELICULA AL LADO DE LA CORAZA

h - ft 2

29.3914 lb 3

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17. Calculo de las temperaturas para el refrigerante y el vapor condensante:

T1 T2

2 374º F 183.44º F

278.72º F

t1 t 2 2 103.4º F

103.4º F

76.4694

0.2877

1.5

4G f

1 3

kf3

2 f 2

1 3

Reemplazando los respectivos valores se tiene:

18. Suponer un valor de ho entre 150 y 250 BTU/h-ft2-ºF:

propiedades

30. Calculo de ho:

t1 103.4º F t2

1.0753

1157.6505

31. Ahora se estima la diferencia de ho calculado en el numeral anterior con el valor supuesto (relativo al supuesto):

200

19. Se obtiene hi BTU/h-ft2-ºF de la figura 25 del texto de Kern.

29. Estimación temperatura de tf:

%desv

272.5040 %desv

1157.6505 200 *100% 200 478.82%

20. Calculo del número de Reynolds:

Puesto que la diferencia es mayor al 15% se recalcula tw y tf desde el numeral 24 con el valor de ho calculado:

DGt

0.8781lb

Grupo 2: Nitrobenceno

tw tf μw φt hi0 Sf μf kf h0 %desv h0

D 0.0402ft

29127.31767

21. Se halla el JH de la figura 24 del texto de Kern :

22. Se estima hi asumiendo

0.0775

0.29

k c D k

1 3

0.8781 k: Conductividad térmica a ta BTU/ (h- ft2 (ºF/ft))

32. Calculo del coeficiente de transferencia de calor:

hioho hio ho

276.6267 *1079.1614 276.6267 1079.1614

220.1855

33. Cálculo del área requerida para la condensación:

c: Calor especifico a ta BTU/lb-ºF:

: Viscosidad a ta, en

lb/h-ft

Reemplazando Los respectivos valores en la ecuación anterior se tiene:

244.6361 261.6780 0.0335 1.5796 276.6267 82.8018 1.3036 0.2712 1079.1614 6.7800

Q Uc t

60339294.31 220.1855 *107.5

2549.19 ft2

272.5040

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23. Calculo del coeficiente de transferencia de calor referido al diámetro exterior del tubo:

hi DI DE

DI = 0.482 DE = 0.75

hio

tw 2

Reemplazando los respectivos valores en la ecuación anterior se tiene que la temperatura de pared es:

196.8718º F

Y la temperatura de película es:

2549.19 * 0.04

101.9676 ft 2

175.1293

24. Se calculara la temperatura de pared y de película:

34. Cálculo del área necesaria para retirar el calor sensible de condensado:

237.7959º F

35. Cálculo del área total requerida:

A 2651.16 ft 2

Grupo 2: Nitrobenceno

25. Calculo de

t :

0.14 t w

Donde:

w : Es la viscosidad a la temperatura de pared.

0.0312lb 0.8781 0.0312 1.5952

26. Puesto que

ft h

0.14

1.5952

t no se encuentra en el

intervalo 0.95> t >1.05 no se corrige hio y por ende se tiene:

hio

175.1293

Grupo 2: Nitrobenceno

CALCULO DEL COEFICIENTE TOTAL DE TRANSFERENCIA DE CALOR 36. Cálculo del coeficiente total limpio balanceado

Uc Uc Uc

Q A t 60339294.31 2651.1576 *107.5 212.3618

37. Cálculo del coeficiente total de transferencia de calor de diseño:

1 Uc

Rd UD

1 1 212.3618 149.0547 0.002

38. Calculo del área del intercambiador:

A A

Q UD t 60339294.31 149.0547 *107.5

A 3765.7020 ft 2 39. Comparación del área calculada en el paso anterior y la calculada en el paso 12

%desv %desv

3765.70 3757.18 *100% 3765.70 0.226%

Comparando el área calculada en el numeral anterior con la calculada en el numeral 12, se evidencia que el error es menor al 5%, por ende el área calculada en el paso anterior corresponde a la del intercambiador.

Grupo 2: Nitrobenceno

CÁLCULO DE LA CAIDA DE PRESIÓN EN EL LADO DE LOS TUBOS

CÁLCULO DE LA CAIDA DE PRESIÓN EN EL LADO DE LA CARCAZA

40. Se estima f mediante la tabla 26 del texto de Kern, usando la carga de

44. Se supone un espacio plausible de los deflectores y se calcula el área de flujo:

condensación G y las propiedades

f ,

B =12.333 in

sf ,k f 29.3914 lb

1.3036

82.8018

0.2712

Área de flujo:

0.0002

41. Calculo de la caída de presión por los tubos:

fGt Ln

5.22 *1010 Ds

Donde: S: Gravedad específica a ta S=1.3269 L: Longitud del tubo, en ft Reemplazando los respectivos valores en la ec. Anterior se tiene:

0.7381Psi

DI * C B 144 PT

(ft2)

37 * 0.25 *12.333 144 *1 0.792 ft 2

Donde: DI: Diámetro interior de la carcaza, en in C’: Espaciado entre los tubos, en in B: Espaciado entre los deflectores, en in PT: Paso de los tubos, en in

45. Calculo de la velocidad másica:

Gs Gs

w as

(en lb/h ft2 )

74471.284

Grupo 2: Nitrobenceno

46. Se calcula el número de Reynolds: 42. Calculo de la caída de presión de regreso:

De Gs

4nV 2 2 sg

4 * 2 * 2.1965 2 2 * 1.3269 * 32.2

0.4517 Psi

0.0608 * 74471.28 1.441 3143.664

Donde: 43. Calculo de la caída de presión total:

De :

Diámetro

equivalente

para

transferencia de calor, en ft, se estima de la gráfica 28 del libro de Kern

P 1.1898Psi

: Viscosidad a T1, en lb/ft-h

47. Usando el número de Reynolds se estima f de la figura 29 del texto de Kern: f: ft2/in2

0.0026

48. Cálculo de la caída de presión en la carcaza:

2 1 fGs DI * N 1 2 5.22 *1010 D s e

1.188 Psi

N+1: Número de cruces = 12 Le/B=19.459 Le: Longitud efectiva de los tubos s: Gravedad especifica a T1

Dado que la caída de presión es satisfactoria por ambos lados, el ensayo puede darse por concluido.

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PARTE II: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO MECÁNICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR DE TUBOS Y CORAZA

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1. SELECCIÓN DE MATERIALES Con el fin de seleccionar el material más apto para la construcción del recipiente, se tuvo en cuenta el efecto que tiene cada uno de los componentes que se encuentran presentes en la alimentación a este separador y las respectivas compatibilidades químicas de estos con diferentes materiales; se elige Austenitic Cr-Ni-Mo Stainless Steel (17-12-3; 316L/ 317L); esta aleación ofrece una aceptable resistencia a la corrosión tanto para el fluido que circulara por los tubos, como a él de la coraza. Tabla 1. Permitancia por corrosión [xxx] Resistencia Sustancia corrosión(mpy) Benceno (C6H6) <2 Agua (H2O) <2 Nitrobenceno (C6H5NO2) <2 Acido nítrico <2 Acido sulfúrico <20 Di cloro metano <20

Por los datos anteriores se deduce que el intercambiador estará sometido a una corrosión menor de 20 milis pulgadas por año tanto por tubos como por coraza. (VER ANEXO 1) corrosión Knovel 2. CONDICIONES DE DISEÑO TIPO DE INTERCAMBIADOR DE CALOR. Debido a los requerimientos del diseño térmico se selecciono un intercambiador de calor de un pasó por la coraza y dos por los tubos. El tipo de intercambiador seleccionado es AES, con el cabezal delantero estacionario y el trasero flotante para permitir la libre expansión de los tubos, considerando que en el equipo se realiza una condensación. (Ver Fig. 1) [i]

Fig. 1 Tipo de intercambiador de calor

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Tipo de cabezal extremo delantero El cabezal o extremo delantero seleccionado es del tipo A, estacionario con canal y tapa removible, este tipo de canal se ajusta de manera satisfactoria a operaciones donde se presenta un cambio de fase Tipo de casco El casco seleccionado para este intercambiador es de tipo E, de un sólo paso por la coraza, esto se había especificado previamente en el diseño térmico del condensador. Este tipo de diseño para el casco es empleado básicamente para fluidos limpios

Tipo de cabezal extremo trasero El tipo de cabezal utilizado es flotante de extracción, el cual permite la libre expansión de los tubos, dado por el cambio de fase que ocurre en ambos lados del intercambiador de calor. Este tipo de cabezal además se encuentra diseñado para trabajar en rangos de temperaturas superiores a los 200ºF

CLASE DE INTERCAMBIADOR DE CALOR. Clase C, intercambiadores de calor fabricados principalmente de aleaciones de cobre, utilizado en la mayoría de procesos industriales bajo condiciones de temperatura moderadas Tipo AES

CONDICIONES DE OPERACIÓN Condiciones Numero de pasos Fluido circulado Temperatura de diseño (ºF) Presión de diseño (psig) Tolerancia de corrosión

Casco 1 Mezcla de vapores 399 30 0.1”

Tubos 2 Diclorometano 269 30 0.1”

MATERIALES DE DISEÑO. Debido a las condiciones de operación del proceso es necesario tener un material con alta resistencia mecánica y térmica. El principal parámetro de selección fue la resistencia a esfuerzos a la temperatura de diseño, considerando además alta resistencia a la corrosión cuantificada en valores menores a 20 mpy a dicha temperatura. Bajo las anteriores consideraciones, el material empleado para la fabricación del intercambiador de calor es el Austenitic Cr-Ni-Mo Stainless Steel (17-12-3; 316L/ 317L), que posee unas propiedades mecánicas adecuadas y permite un intercambio de calor óptimo entre los dos fluidos. Todas las partes del intercambiador serán diseñadas con este material (Casco, canal, placas, tubos, boquillas, etc.).

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TUBOS Cantidad Diámetro Calibre Paso

1044 ¾” 10 BWG 1”

DEFLECTORES Tipo Corte Espaciado

Segmentados Vertical 37/3

3. DIMENSIONAMIENTO GENERAL DEL CASCO 3.1. Espesor [Asme sección VII, Div 1 UG-27] Espesor debido al esfuerzo circunferencial

Espesor debido al esfuerzo longitudinal

Donde: P = Presión de diseño en el lado de la coraza R = Radio interior de la coraza (37/2 in) S = Esfuerzo permisible de la aleación Cu-Ni a 334 ºF (15700 psi) [tabla 1ª, línea #12, SA 240, grado 316L, código ASME] E = Para garantizar una excelente seguridad, (ya que nuestra sustancia de servicio lo requiere por su peligrosidad), el grado de inspección será de radiografía total para la junta, por lo cual, la eficiencia de junta será: E =1.00 [xxx] Debido a que el esfuerzo circunferencial es mayor, con este trabajaremos. Adicionándole el espesor por corrosión tenemos:

El espesor mínimo para una coraza de 37” es de 3/8” para el caso de aceros., por tanto debemos trabajar con , pues satisface la presión de diseño y la permitancia por corrosión. [tabla CB-3.13, TEMA]

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3.2. BRIDAS. [7] De la tabla 1A de la sección 9 de la TEMA, vemos que el acero SA 240 grado 316L pertenece al grupo de materiales 2.3. De la tabla 2-2.3 a una temperatura de 400 ºF, vemos que una brida clase 150 Lb es suficiente, pues permitiría hasta una presión de 160 psig (casco- tapa). A una temperatura de 269 ºF (más cercana por encima 300 ºF) es suficiente con usar una brida clase 150 Lb, presión máxima permitida 175 psig (casco- canal). 3.3. BOQUILLAS 3.3.1. CÁLCULO BOQUILLA 1: ENTRADA DE VAPOR A LA CORAZA Condiciones T= 190 ºC P= 1 atm Propiedades Considerando que la densidad de la mezcla calculada por medio de PRO II [6] a la temperatura de entrada (T=190ºC) es [ii]:

Condiciones

Propiedades

Se procede a hallar el caudal y la velocidad lineal de flujo

(Rules of thumb for Chemical Engineers, Carl Branan)

Luego,

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Como vemos es un diámetro muy grande comparado con el diámetro interior de la coraza, por lo que se hace necesario un análisis más profundo, por ello a continuación se calculara la velocidad critica de vibración por flujo a la entrada de la coraza. Cálculo de la velocidad crítica de vibración por flujo [TEMA]

Donde:

Cálculo del parámetro D [TEMA, tabla V-10 para arreglos triangulares]

Donde:

Pero,

Grupo 2: Nitrobenceno

De la tabla [TEMA, Fig. V-7.11]

Luego, Número de spans,

Pues

[TEMA, tabla CB-4.41]

Luego,

Cálculo del parámetro

Geometría del Span: 2 [Tabla v-5.3]

Donde:

Grupo 2: Nitrobenceno

Luego,

Por tanto

Calculando entonces la velocidad crítica se tiene,

Luego se debe asegurar que la velocidad sea inferior a la velocidad crítica de vibración por flujo

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Área de flujo en la coraza

Un diámetro equivalente a dicha área sería

La velocidad máxima en la boquilla es aproximadamente 1,4 veces la velocidad de dicho vapor dentro de la coraza, por lo que:

Ahora realizamos el cálculo del espesor de la boquilla según la norma UG-27 de la norma ASME, considerando el sobreespesor por corrosión debido a un periodo de evaluación del proyecto de diez años [4]

Espesor de la boquilla 1 Espesor debido al esfuerzo circunferencial

Espesor debido al esfuerzo longitudinal

Donde: P = Presión de diseño en el lado de la coraza (30 psia) R = Radio interior de la boquilla (6.2366 in). S = Esfuerzo permisible de la aleación Cu-Ni a 334 ºF (15700 psia) E = Eficiencia de la junta (1.00), ya que según la norma UW-12 ASME, este es el punto óptimo de eficiencias de soldadura, por experiencia para cuerpos cilíndricos, es decir, el espesor no es muy grande y el costo de radiografía es relativamente bajo. Tabla 3.3.1. Espesores de la boquilla de entrada de fluido caliente.

Espesor debido al esfuerzo circunferencial Espesor debido al esfuerzo longitudinal

0.1119 in 0.1059 in

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De los datos anteriormente obtenidos, se escoge el mayor espesor requerido para soportar el esfuerzo máximo que se aplica a la boquilla.

3.3.2 CALCULOS BOQUILLA 2. SALIDA LIQUIDO DE LA CORAZA Condiciones T=84.15°c P= 1 atm ρ= 61.3431 lb/ft3 μ= 0.4079 cP

Velocidad máxima para líquidos con μ<1cP [Carl Branam]

Luego

Espesor de la boquilla 2 Espesor debido al esfuerzo circunferencial

Espesor debido al esfuerzo longitudinal

Donde: P = Presión de diseño en el lado de la coraza (30 psia) R = Radio interior de la boquilla (1.2372 in). S = Esfuerzo permisible de la aleación Cu-Ni a 334 ºF (15700 psia) E = Eficiencia de la junta (1.00), ya que según la norma UW-12 ASME, este es el punto óptimo de eficiencias de soldadura, por experiencia para cuerpos cilíndricos, es decir, el espesor no es muy grande y el costo de radiografía es relativamente bajo. Tabla 3.3.2. Espesores de la boquilla de salida de fluido caliente.

Espesor debido al esfuerzo circunferencial Espesor debido al esfuerzo longitudinal

0.1023 in 0.1012 in

Grupo 2: Nitrobenceno

Entonces tenemos que

3.3.3 ESPECIFICACIÓN DE BRIDAS Y BOQUILLAS DE LA CORAZA Boquillas Especificaciones de las bridas de cuello soldable largo: Tabla 3.3.3.1. Especificación de las bridas de cuello soldable largo Valores (pulgadas) Características Boquilla 1 Boquilla 2 K 16 1/4 4 1/8 L 16 3¾ M 10 9 N 14 2½ J 1 3/8 7/8 H 21 7 Nº de barrenos 12 4 Diámetro de los 1 5/8 pernos Círculo de los 18 3/4 5 1/2 pernos Longitud de los 5 1/4 3 1/2 pernos

Bridas Como se anotó anteriormente, las bridas que unen tanto el casco con el canal como la que une el casco con la tapa del casco, son bridas clase 150, pero con las siguientes características. Tabla 3.3.3.2ª. Especificación de la brida que une el casco con el canal

Coraza I.D.

42 3/4

39 7/8

39 3/8

1/2

Características de la brida de la coraza (pulgadas) Nº y tamaño B.C. t h L de los pernos 41 1/8 48-3/4 2 1/4 1 5/8 3 7/8

Emáx

0.380

0.786

38 13/16

Grupo 2: Nitrobenceno

Tabla 3.3.3.2b. Especificación de la brida que une el casco con su tapa

Coraza I.D.

45 1/8

44 5/8

1/2

Características de la brida de la coraza (pulgadas) Nº y tamaño B.C. t h L de los pernos 46 3/8 52-3/4 3 5/8 1 5/8 5 1/4

0.380

0.786

3.3.4 CÁLCULO DE LAS DISTANCIAS DE PENETRACIÓN DE LAS BOQUILLAS EN EL CASCO

Donde: Di y d son los diámetros internos de la coraza y de la boquilla, respectivamente; y C es la profundidad mínima de la boquilla en la coraza.

Tabla 3.3.4 Profundidad de las boquillas C (in) BOQUILLA 1 1,3754 BOQUILLA 2 0,0423

3.3.5 REFUERZO PARA BOQUILLAS Cálculos de las áreas disponibles para refuerzo Donde: t: Limite medido paralelamente a la pared del recipiente tr: Límite medido paralelamente a la pared de la boquilla tn: Espesor de la pared del recipiente trn. Radio interior de la boquilla en estado de corrosión Área del espesor excedente de la pared del recipiente

Se escoge el mayor de los dos valores Área del espesor excedente de la pared de la boquilla Se usa el menor valor

Tamaño de la brida de la cabeza 42

Grupo 2: Nitrobenceno

Área de la extensión de la boquilla hacia el interior Área de las soldaduras

Pero,

Entonces,

Cálculo del área de refuerzo

Con los valores:

d t tr tn trn h C

Valores (in) Boquilla 1 Boquilla 2 14 2.5 0,375 0.375 0,0354 0,0354 1,00 0,625 0,0119 0,0023 1,3754 0,0423 0,1 0,1

Boquilla 1 Área total:

Área de refuerzo requerida:

No se necesita de refuerzo adicional

Boquilla 2 Área total

Área de refuerzo requerida:

No se necesita de refuerzo adicional

Se obtiene: Áreas A1 (1) A1 (2) A1 MAYOR A2 (1) A2 (2) A2 MENOR A3 A4

Valores (in2) Boquilla 1 Boquilla 2 4,7544 0,849 0,9339 0,6792 4,7544 0,849 1,8527 1,1676 4,9405 1,9459 1,8527 1,1676 2,4757 0,0444 0,0812 0,0812

Grupo 2. Nitrobenceno

3.3.6 LOCALIZACION DE LAS BOQUILLAS DE LA CORAZA Donde: a: Distancia desde el centro de la boquilla hasta la brida que une el casco con el canal delantero del intercambiador. Este punto determina la localización de la boquilla en el casco y es igual al mayor valor entre (b+c) ó (b+i+g+h). b: Valor en pulgadas obtenido de la tabla C-8 de las normas TEMA, para bridas 150 lb, con una diámetro interno de coraza de 37”, en cada caso igual a L c: Radio exterior de la brida de la boquilla. Obtenido de tablas de especificación de bridas [2] d: Equivale tS/1.73 e: Valor mayor o igual entre 1 in y 2*tS (in) g: Valor que debe ser supuesto y debe ser mayor o igual a 1.5 in. h: Diámetro externo de la boquilla, in. i = 2*d+e ts ≡ tr ≡ espesor comercial del casco, 0.375in.

Boquilla 1 Cálculo del parametro a. Parámetro Relación (1) a

Relación (2)

b+c

b+i+g+h

15,75

14,6835

Valor

15.75

Se selecciona el valor mayor Tabla 3.3.6.1. Ubicación de la boquilla 1. a 15,75 in b c

5 1/4 in 10,5 in

d e

0,2185 in 1 in

g h

0 in 8 in

1,4335 in

Luego, la boquilla 1 está ubicada a 15.75” con respecto a la base de la cara levantada de la brida que une el casco con su respectiva tapa. Boquilla 2 Cálculo del parametro a. Parámetro Relación (1) a

Relación (2)

b+c

b+i+g+h

7,375

7,1835

Se selecciona el valor mayor

Valor

7,375

Grupo 2. Nitrobenceno

Tabla 3.3.6.2. Ubicación de la boquilla 2. a 7,375 b 3 7/8 in c d

3,5 in 0,2185 in

e g

1 in 0 in

h i

1,875 in 1,4335 in

Luego, la boquilla 2 está ubicada a 7.375” con respecto a la base de la cara levantada de la brida que une el casco con el canal.

3.3.7 PROYECCION DE LAS BOQUILLAS Se hace con referencia al eje central del intercambiador.

Radio interno (Ri) = 37/2” Espesor del casco (ts) = 0.375” Proyección total = (Ri + ts) + (M – C - ts) Proyección total = Ri + M – C

Boquilla 1 Longitud de la boquilla, M = 10 in Penetración de la boquilla, C = 1.3754 in -----------------------------------------------------Proyección Total =27.1246 in Boquilla 2 Longitud de la boquilla, M = 9 in Penetración de la boquilla, C = 0.0423 in -----------------------------------------------------Proyección Total =27.5423 in

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4. DIMENSIONAMIENTO GENERAL DEL CANAL 4.1 ESPESOR DEL CILINDRO DEL CANAL El espesor del canal se realiza calculando el espesor debido al esfuerzo circunferencial y longitudinal; considerando en ambos casos el sobre espesor por corrosión. Espesor debido al esfuerzo circunferencial

Espesor debido al esfuerzo longitudinal

Donde: P: Presión de diseño en el lado del canal (30 psi) R: Radio interior del canal (37/2”). S: Esfuerzo permisible del acero austenítico 316L a la temperatura de diseño del canal (16700 psia) E: La junta escogida es el tipo de junta 1.00, ya que este es el punto óptimo de eficiencias de soldadura, por experiencia para cuerpos cilíndricos, es decir, el espesor no es muy grande y el costo de radiografía es relativamente bajo Tabla 4.1 Espesores del canal Espesor debido al esfuerzo circunferencial Espesor debido al esfuerzo longitudinal

0.1332” 0.1166”

Según la tabla CB-3.13 de las normas TEMA, el espesor mínimo de la coraza debe ser igual al espesor del canal para evitar la corrosión Por lo tanto el espesor del canal

Y se utilizara láminas de 3/8 de pulgada.

4.2 BRIDAS Estándares según TEMA para 150 lb y diámetro igual al casco de diámetro interior (I.D.) igual a 37”.

Grupo 2. Nitrobenceno

4.3 BOQUILLAS 4.3.1 CÁLCULOS BOQUILLA 3: ENTRADA LIQUIDO AL CANAL Condiciones T= 39,6°C P= 1 atm ρ= 80,5275 lb/ft3 μ= 0,3630 cP Estado: líquido

Velocidad máxima para líquidos con μ<1cP [Carl Branan]

Luego

Espesor de la boquilla 3 Espesor debido al esfuerzo circunferencial

Espesor debido al esfuerzo longitudinal

Donde: P: Presión de diseño en el lado del canal (30 psi) R: Radio interior de la boquilla (2.88145 in). S: Esfuerzo permisible del acero austenítico 316L a la temperatura de 269 °F (16700 psia) E: La junta escogida es el tipo de junta 1.00, ya que este es el punto óptimo de eficiencias de soldadura, por experiencia para cuerpos cilíndricos, es decir, el espesor no es muy grande y el costo de radiografía es relativamente bajo

Grupo 2. Nitrobenceno

Tabla 4.3.1. Espesores de la boquilla 3 Espesor debido al esfuerzo circunferencial Espesor debido al esfuerzo longitudinal

0.1052 in 0.1026 in

Entonces tenemos que

4.3.2 CÁLCULOS BOQUILLA 4: SALIDA VAPOR DEL CANAL Condiciones T= 39,6°C P= 1 atm ρ= 0.2066 lb/ft3 Estado: vapor

Como vemos el valor del caudal calculado es muy cercano al valor del caudal calculado anteriormente para la boquilla 1, por lo cual es de esperarse que la boquilla tenga un diámetro muy cercano al calculado para la boquilla 1. Consideremos una corrección del diámetro debida al caudal, bajo la consideración de velocidades aproximadamente iguales. (por ser vapores saturados, Carl Branan)

Luego,

Espesor de la boquilla 4 Espesor debido al esfuerzo circunferencial

Grupo 2. Nitrobenceno

Espesor debido al esfuerzo longitudinal

Donde: P: Presión de diseño en el lado del canal (30 psi) R: Radio interior de la boquilla (6.3837”). S: Esfuerzo permisible del acero austenítico 316L a la temperatura de 269 °F (16700 psia) E: La junta escogida es el tipo de junta 1.00, ya que este es el punto óptimo de eficiencias de soldadura, por experiencia para cuerpos cilíndricos, es decir, el espesor no es muy grande y el costo de radiografía es relativamente bajo Tabla 4.3.2. Espesores de la boquilla 4 Espesor debido al esfuerzo circunferencial Espesor debido al esfuerzo longitudinal

0.1115” 0.1057”

Entonces tenemos que

4.3.3 ESPECIFICACIÓN DE BRIDAS Y BOQUILLAS DE LA CORAZA Boquillas Especificaciones de las bridas de cuello soldable largo Tabla 4.3.3.1. Especificación de las bridas de cuello soldable largo Valores (pulgadas) Características Boquilla 3 Boquilla 4 K 16 1/4 L 16 M 10 N 14 J 1 3/8 H 21 Nº de barrenos 12 Diámetro de los 1 pernos Círculo de los 18 3/4 pernos Longitud de los 5 1/4 pernos

Bridas Como se anotó anteriormente, las bridas que unen tanto el casco con el canal como la que une el canal con la tapa su respectiva tapa, son bridas clase 150, iguales, con las siguientes características.

Grupo 2. Nitrobenceno

Tabla 4.3.3.2. Especificación de las bridas que une el casco con el canal y el canal con su tapa

Coraza I.D.

42 3/4

39 7/8

39 3/8

1/2

Características de la brida de la coraza (pulgadas) Nº y tamaño B.C. t h L de los pernos 41 1/8 48-3/4 2 1/4 1 5/8 3 7/8

Emáx

0.380

0.786

38 13/16

4.3.4 CÁLCULO DE LAS DISTANCIAS DE PENETRACIÓN DE LAS BOQUILLAS EN EL CASCO ç

Donde: Di y d son los diámetros internos de la coraza y de la boquilla, respectivamente; y C es la profundidad mínima de la boquilla en la coraza.

Tabla 4.3.4 Profundidad de las boquillas C (in) BOQUILLA 3 0.2449 BOQUILLA 4 1.3754

4.3.5 REFUERZO PARA BOQUILLAS Cálculos de las áreas disponibles para refuerzo Donde: t: Limite medido paralelamente a la pared del recipiente tr: Límite medido paralelamente a la pared de la boquilla tn: Espesor de la pared del recipiente trn. Radio interior de la boquilla en estado de corrosión Área del espesor excedente de la pared del recipiente

Se escoge el mayor de los dos valores

Grupo 2. Nitrobenceno

Área del espesor excedente de la pared de la boquilla Se usa el menor valor Área de la extensión de la boquilla hacia el interior

Área de las soldaduras

Pero,

Entonces,

Cálculo del área de refuerzo Con los valores:

d t tr tn trn h C

Valores (in) Boquilla 3 Boquilla 4 6 14 0.375 0.375 0.0332 0.0332 0.875 1 0.0052 0.0115 0.2449 1.3754 0.1 0.1

Se obtiene: Áreas A1 (1) A1 (2) A1 MAYOR A2 (1) A2 (2) A2 MENOR A3 A4

Valores (in2) Boquilla 3 Boquilla 4 2.0508 4.7852 0.8545 0.9399 2.0508 4.7852 1.6309 1.8534 3.8054 4.9425 1.6309 1.8534 0.3796 2.4757 0.0812 0.0812

Grupo 2. Nitrobenceno

Boquilla 3 Área total: Área de refuerzo requerida:

No se necesita de refuerzo adicional Boquilla 4 Área total Área de refuerzo requerida:

No se necesita de refuerzo adicional

4.3.6 LOCALIZACION DE BOQUILLAS Y LONGITUD DEL CANAL La longitud del canal es igual a dos veces la distancia mínima entre el eje de la boquilla y la cara exterior de la brida. Boquilla 3 Tabla 4.3.6.1. Cálculo del parametro a.

Parámetro a

Relación (1)

Relación (2)

b+c

b+i+g+h

9.375 8.933 Se selecciona el valor mayor

Valor

9.375

Tabla 4.3.6.2. Ubicación de la boquilla 3. a 9.375 in b 3 7/8 in c d

5.5 in 0.2165 in

e g

0.75 in 0

h 3.875 in i 1.183 in Nota: en este caso g=0 ya que no hay anillo de refuerzo Localización=9.375” Longitud del canal=2a=18.75”

Boquilla 4 Tabla 4.3.6.3. Cálculo del parametro a.

Parámetro a

Relación (1)

Relación (2)

b+c

b+i+g+h

14.375 13.058 Se selecciona el valor mayor

Valor

14.375

Grupo 2. Nitrobenceno

Tabla 4.3.6.4. Ubicación de la boquilla 4. a 14.375 b c

3 7/8 in 10.5 in

d e

0.2165 in 0.75 in

g h

0 in 8 in

i 1.185 in Nota: en este caso g=0 ya que no hay anillo de refuerzo Localización=14.375” Longitud del canal=2a=28.75”

Luego, se trabaja con la mayor longitud del canal obtenido, 28.75” y con la localización de la boquilla 4, es decir 14.375”. Tal como se muestra en la Fig. 4.3.6.

Fig. 4.3.6 Localización de las boquillas y longitud del canal

4.3.7 PROYECCIÓN DE LAS BOQUILLAS Análogo al procedimiento 3.3.7 Radio interno, Ri = 37/2” Proyección total = (Ri + ts) + (M – C - ts) Proyección total = Ri + M – C Boquilla 3 Longitud de la boquilla, M = 12” Penetración de la boquilla, C = 0,2449” -------------------------------------------------Proyección Total = 30,2551”

Grupo 2. Nitrobenceno

Boquilla 4 Longitud de la boquilla, M = 13” Penetración de la boquilla, C = 1,3754” --------------------------------------------------Proyección Total = 30,1246” 4.4 PLACA DE PARTICIÓN Debido a la configuración del intercambiador de calor (1-2), se requiere una placa de partición ubicada en el canal para separar que separe los flujos de entrada y salida del fluido. El espesor de esta placa, e2, debe ser de 1/2”. (Ver tabla CB-8.131 TEMA y Fig. 4.4) Así mismo, el espesor del borde acanalado, e1, se toma igual a 3/8”. Los cuales dependen tanto del diámetro interno de la coraza como del tipo de arreglo de los tubos. (Ver Faccini, p258).

Fig. 4.4. Placa de partición

Luego, de la Fig 4.4 vemos que la distancia entre tubos ubicados a lados diferentes de la placa de partición, S, está dada por S=2d+e1= 2(0.75”)+3/8”=1.875”. Donde d es el diámetro exterior de los tubos y e1 es el espesor mínimo del borde acanalado de la placa de partición. La tabla 4.4 resume las especificaciones de la placa de partición. Tabla 4.4. Especificaciones de la placa de partición

Espesor de la placa de partición Espesor del borde acanalado Separación entre tubos

1/2 ” ” 1.875”

5. CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DE LA TAPA DEL CANAL El ancho de la ranura en la tapa del canal para recibir la placa de partición debe ser igual a 3/8”+1/8”=1/2”. (Ver TEMA, Fig. F-3) La profundidad de la ranura =3/16”. (Ver TEMA CB- 9.22) El espesor de la tapa del canal se calcula de la siguiente forma: (Ver Faccini, p259)

Grupo 2. Nitrobenceno

En donde: T =Espesor efectivo de la tapa del canal, pulgadas. P =Presión de diseño en el lado de los tubo, psi. P =30 psi. G =Diámetro medio del empaque, pulgadas. G =39 3/8”. (Ver tabla 3.3.3.2) dB =Diámetro nominal del tornillo, en pulgadas. hG =Distancia entre el diámetro medio de los empaques y el circulo de los tornillos, pulgadas AB = Área total de los tornillos, pulgadas cuadradas. La tapa lleva 48 espárragos de 3/4” de diámetro según la tabla de bridas TEMA 150 lbs clase C. (Ver tabla C-8, TEMA)

Donde BC es el diámetro que define el círculo de los tornillos. (Ver tabla 3.3.3.2) Luego,

El anterior es el espesor efectivo mínimo, al que hay que agregar el mayor valor entre la tolerancia de corrosión del lado de los tubos (0.1”) o la profundidad de la ranura de la placa de partición (3/16”).

3/16”=2.9456” Por consiguiente, podemos emplear lámina de 3” de espesor. Cálculo del espesor T con el empleo del código ASME-UG-1.

Donde: C = Factor que depende del método de unión de la cabeza, dimensiones del casco y otros ítems. Los factores para cubiertas soldadas también incluyen un factor de 0.667, el cual incrementa en forma efectiva el esfuerzo permisible a 1.5S. C = 0.3 (Ver Fig. ASME UG-34j) S = Esfuerzo máximo permisible (psi). S =16700 psi. E = Eficiencia de la junta. (Ver tabla UW-12 ASME) E = 1.0 d = Diámetro en pulgadas de la luz corta (para cabezas no circulares) medido como se indica en la Fig. UG-34 del código ASME. d = G = 39 3/8” hG = Brazo del momento del empaque en pulgadas, igual a la distancia radial del centro de los tornillos a la línea de reacción del empaque, como se indica en la tabla 2-5.2 del código ASME.

Grupo 2. Nitrobenceno

hG = 0.875” P = Presión de diseño (psi) P = 30 psi Por otro lado, en el apéndice 2 del código ASME encontramos que la carga en los pernos en condiciones de operación igual a Wm1 se determina por medio de la siguiente fórmula:

En donde: G = Diámetro en pulgadas del círculo en donde está localizada la carga de reacción del empaque. G = 39 3/8” P = Presión de diseño (psi) P = 30 psi m = Factor de empaque. (Ver tabla 2-5.1 del código ASME) m = 3.75 b = Ancho efectivo del empaque. (Ver tabla 2-5.1 del código ASME) b = b0 = N/2 = (1/2”)/2 = 1/4”. Luego, Wm1 =43469.8361 lbs Tenemos también que la mínima carga en los tornillos para asentar el empaque, sin la presencia de presión interna, se obtiene así:

En donde además de lo indicado con anterioridad: Y = Carga unitaria del asentamiento del empaque en psi Y = 7600 psi (Ver tabla 2-5.1 del código ASME) Luego, Wm2 = 3.14(0.25”)(39 3/8”)(7600 psi) = 234911.25 lbs Por otra parte es necesario hallar el área total de la sección transversal de los tornillos en pulg2, a través de la siguiente fórmula:

Donde Sb es el esfuerzo permisible en los tornillos a la temperatura de diseño, psi. (Sb = 16700 psi) Luego, Am = (43469.8361 lbs)/(16700 psi) = 2.6030 pulg 2. Tenemos así mismo que el área de la sección transversal de los tornillos, usando el diámetro de la rosca es: Ab = 21.2058 pulg2. (Calculado anteriormente como AB) Con base en lo anterior, obtenemos:

Como W>Wm1, se tiene que:

Grupo 2. Nitrobenceno

T = 1.1568” que es menor de 2.7581” obtenido por TEMA. Luego se toma el mayor.

6. CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DE LA TAPA DEL CASCO De acuerdo con la tabla de bridas TEMA de 150 lbs, el diámetro interior (I.D.) de la tapa del casco será de 42”. (Ver tabla 3.3.3.2). El espesor de la parte cilíndrica será:

Luego, t=0.1402”. Por lo cual se va a usar lámina de 3/8”de espesor para todo el cabezal. El espesor de la cabeza toriesférica

Donde se consideró: L/r = 9 Luego, r = 42/2” L=189” M=1.5 E=1.0 (Radiografiado total) S=15700 psi

Espesor mínimo recomendado por la norma TEMA es igual a XXX”. (Ver TEMA CB. 3-2. Por lo tanto usamos cabeza de espesor 3/8” para la tapa del casco. Longitud de la tapa del casco La longitud de la tapa del casco es igual a: Ltc = Eje menor de la tapa + 2”+ n + f (Ver pág. 260 Faccini) Eje menor de la tapa =7.2895” (Megyesy, E. pag. 324) Dimensiones de las cabezas Por otra parte, obtenemos: n=2d+2e+2l+m n=2(ts/1.73)+2e+2ts+m e=1. ts=espesor de coraza=3/8” m=2

Grupo 2. Nitrobenceno Luego, n=5.1835”. De la tabla 3.3.3.2 (Especificación de bridas) podemos obtener f. f =5 3/16”+3/16”=5.375”. Luego, Ltc =7.2895”+2”+5.1835”+5.375”=19.848”

7. CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL HAZ DE TUBOS Placa de tubos estacionaria. El espesor de la placa de tubos estacionaria (Tubesheet) debe ser calculado por flexión y por corte.

Por flexión: (Ver TEMA R-7.132)

Para arreglo triangular:

Para placas de tubos estacionarias y flotantes, F = 1. (TEMA RCB -7.132) P=30 psi S=16700 psi G=31 3/8” Luego, Tf=0.795” Por corte: (Ver TEMA R-7.133)

Donde: A= Área de encerrada por el perímetro c, pulg.2 C=Perimetro del arreglo de los tubos perimetrales, pulgadas. De realizar un análisis gráfico de la distribución de los tubos se llega a: El radio de la circunferencia más exacto que concatena el haz de los tubos es: r = 16.5” Pe=2πr=103.673” A= πr2=855.3 pulg.2 DL=4(855.3 pulg2)/(103.673”)=33” d0=3/4” P=30 psi p=1” S=16700 psi

Grupo 2. Nitrobenceno

Luego, Tc=0.07348”<Tf,=0.795” Es decir, que controla la flexión y no el corte. Por consiguiente adoptamos un T nominal=0.795”. El espesor total de la placa de tubos será igual al espesor nominal de flexión más la tolerancia de corrosión del lado del casco, más el mayor valor de: tolerancia de corrosión del lado de los tubos o la profundidad de la ranura para la placa de partición. O sea: Tdiseño=Tf +(C.A.)coraza+ (C.A)tubos ó 3/16” Si (C.A.)tubos > 3/16”, usamos (C.A.)tubos, en caso contrario se usa la profundidad de la ranura. Luego, Tdiseño= 0.795”+0.1”+3/16”=1.0825”. Por lo cual usamos el espesor nominal más cercano al de diseño, en este caso, es 1 1/4". Usamos lámina de 1 1/4". No obstante que el diámetro de la placa de tubos flotante es algo menor, se acostumbra el utilizar el mismo espesor. Deflectores a) Diámetro de los agujeros del deflector. Los agujeros tienen una tolerancia de 0.010” (TEMA RCB-4.2) Dagujeros = (3/4” + 0.010”)=19/25” b) Diámetro externo del deflector. Di,coraza - Do,bafles = 3/16" (TEMA RCB 4.3) Do,bafles= 37”- 3/16”= 36.8125” c) Espesor de los deflectores tdeflectores = 1/4" (TEMA CB-4.41) d) El espesor de la placa de soporte es de 1/4" (TEMA 4.41) Localización de los deflectores extremos La placa de soporte próxima al cabezal flotante se localizará mediante la dimensión U1, así: U1 = p+1 1/2” Donde U1 = distancia entre la placa flotante y la placa de soporte. p= 5.375” Luego, U1 = 6.875”

Grupo 2. Nitrobenceno Cálculo de la distancia libre entre la placa de tubos estacionaria y el primer deflector transversal

Fig. 7. Distancia libre entre la placa de tubos estacionaria y el primer deflector transversal

U2 = a2 - 1/4” + (Di,boquilla/2) + 1 5/8” U2 = 7.375” - 1/4” + 14/2” + 1 5/8” U2 =15.75”

Localización de los deflectores intermedios El espacio libre entre los deflectores intermedios está dado por: LD = LT - 1/4” - 2T – U1 – U2 – t1/2 – t2/2 Donde: LT = 240” T = 1 1/4" t1 = espesor del deflector t1 = 1/4” t2 = espesor de la placa de soporte t2 = 1/4” Luego, LD = 240” - 1/4” – 2(1 1/4") – 6.875” – 15.75” – 1/8” –1/8”= 214.375” Se seleccionó un espaciado de 37/3” cumpliendo con TEMA-RCB 4.51. Número de espaciados = 214.375”/(37/3”) = 17.38” En consecuencia, se requieren 18 deflectores en total y una placa de soporte. Espaciado real = 214.375”/17 =12.6103”

Grupo 2. Nitrobenceno

8. CÁLCULO DE LA LONGITUD TOTAL DEL INTERCAMBIADOR Longitud neta de la tapa del casco = 19.848 – 3/16”

19.6605”

Empaque de la tapa del casco = 1/8"

1/8”

Longitud neta del casco ≈ 232 3/4"

232 3/4"

Empaque entre el casco y la placa de tubos estacionaria = 1/8”

1/8”

Placa de tubos estacionaria = 1 1/4" – 3/16” – 3/16”

39/56”

Empaque entre la placa de tubos estacionaria y el canal = 1/8”

1/8”

Longitud neta del canal = 28.75” – 3/16” – 3/16”

28.275”

Empaque entre el canal y su tapa = 1/8”

1/8”

Tapa del canal = 3” – 3/16”

2.8125” Longitud total =

284.694”

9. CÁLCULOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL CABEZAL FLOTANTE Espesor de la tapa esférica:

En donde: L= radio interno = R – t /2 R= radio medio P = 30 psi S = 15700 psi N = ancho del empaque = 1/2” (TEMA RC-6.31) Do,PTF = diámetro exterior de la placa de tubos flotante Do,PTF = Di,coraza – 3/8” = 36.625” R = Do,PTF – 2N – 1/4" = 35.375” Asumimos un valor de espesor (t) de 3/8” L= R – t / 2 =35.375”- 3/16” = 35.1875” Reemplazando valores se tiene:

tdiseño = t + tc,tubos = 0.056” + 0.1”=0.156” tnominal = 3/8”

Grupo 2. Nitrobenceno Ahora se verificará si el espesor de la cabeza flotante es resistente a presión externa. Cálculo de presión externa Asumir un valor de t, t = 0.1” Ro = radio exterior corroído, en pulgadas Ro = L - tc = 35.1875” – 0.1” = 35.08”

De La Fig. ASME UCS-28.2, se tiene: B=11000 psi

32.35 psia > 30 psia En consecuencia, se utiliza una lámina de 3/8”. Condiciones de operación a) Se estiman la carga de pernos para sellar el casco: Wm1 = H + P H = Fuerza hidrostática total H = 0.785G2P Hp = carga total de compresión en la superficie de contacto de la junta Hp = 2bπGmP Wm1 = 0.785G2P + 2bπGmP G = DO,PTF – N = 36.625” – 0.5” = 36.125” b0 = ancho básico del empaque, em pulgadas b0 = N / 2 = 0.5/2 = 0.25” Donde: N = ancho del empaque b = ancho efectivo del empaque Cuando b0 ≤ ¼ se tiene que b = b0 m = para empaquetados enchaquetados rellenos de asbesto, con cubierta de acero inoxidable m = 3.75 Wm1 = 0.785(36.125”)2(30 psi) + 2(0.25)( π)(36.125)(3.75)(30) Wm1 = 37116.93 lbs. b) Cálculo de la carga necesaria para asentar el empaque Wm2 = 3.14bGY

Grupo 2. Nitrobenceno Y = 9000 psi G = 36.125” b = 0.25”

(ASME UA-49-1)

Luego, Wm2 = 255223.125 lbs El área de los pernos será la mayor de: Am1 = Wm1 / S = 37116.93 / 15700 = 2.364 pulg.2 Am2 = Wm2 / S = 255223.13 /15700 = 16.256 pulg.2 Am2=16.256 pulg.2 > 2.364 pulg.2 El material de los pernos será el acero 316L. El tamaño mínimo de los pernos según TEMA es de 1/2", cuya área útil es de 0.126 pulg. 2 Por consiguiente el número de pernos será: n = 16.256 / 0.126 = 129.01 n = 130 El número de pernos es un poco alto. Miremos, con pernos de diámetro 1”. Área útil, a2 = 0.551 pulg.2 n = 16.256 / 0.551 = 29.50 Luego, se usaran 32 pernos que es múltiplo de cuatro. Por cuadrante serían 8 pernos. C = DO,PTF + b b= 1 3/8” Espaciamiento: B = π(34.625 + 1.375) / 32 = 3.5343” Espaciamiento mínimo: 2 1/4". (TEMA Sección 9 – Tabla D-5) Cálculo del espaciamiento máximo Bmáx = 2dB + 6t /(m + 0.5) dB = 1”. (TEMA – Tabla D-5) t = 3” m = 3.75 Bmáx = 2(1) + 6(3) /(3.75 + 0.5) = 6.23” 2.25” < 3.5343” < 6.23”. Por lo cual, los tornillos de 1” de diámetro satisfacen todos los requerimientos de diseño. El número mínimo de tirantes es 8. Luego, el número de tirantes es 8 y el diámetro de cada uno es de 1/2".

BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA FACCINI, . Ejecución de proyectos de ingeniería. TEMA. Standards of the Tubular Exchanger Manufacturers Association. Novena edición. ASME Code. Seción 8 y Sección 2. División 1 MEGYEGY, E. Manual de recipientes a presión: diseño y cálculo. Editorial Limusa. 1992. KERN, D. Procesos de transferencia de calor.

Grupo 2. Nitrobenceno

HOJA DE ESPECIFICACIONES DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR

Equipo No. (Tag): E-3 Función: Intercambiador de Calor Hoja No. 1 Fecha: 2010-03-01

Dirección: Localización de la planta: Cartagena, Colombia. Tamaño Ø 37 in/ L 240 in Tipo AES (Hor/Vert) Horizontal Área de flujo./Unidad 0.182 Sq Ft; Coraza/Unid. 1 área de flujo/Coraza 0.792 Sq. Ft DESEMPEÑO DE LA UNIDAD Localización de los fluidos Lado de la Coraza Lado de los Tubos Agua, Benceno, Nitrobenceno, A. Nombre del Fluido Diclorometano sulfúrico, A. nítrico. Cantidad de fluido, Total, lb/h 58999.53 420105.2184 Entrada Salida Entrada Salida Vapor 58999.53 0 0 420105.2184 Líquido 0 58999.53 420105.2184 0 Vapor de Agua 0 0 0 0 No condensables 0 0 0 0 Temperatura, °F 374 183.44 103.4 103.4 Gravedad Específica 0.0304 61.3431 80.5275 0.2066 Viscosidad, lb/ft h 0.0159 0.4079 0.3630 0.0110 Peso Molecular 18.4919 84.9323 Calor específico, BTU/(lb °F) 0.1495 0.9806 0.2900 0.1244 Conductividad, BTU/(h ft °F) 0.0187 0.3211 0.0775 0.0046 Calor latente, BTU/lb 19344.2407 12198.5929 Presión de operación, psi 14.7 14.7 2 Velocidad másica, lb/(h ft ) 74471.284 636764.2568 Caída de presión, admitida/Calculada, psi Adm. 5 Calc. 1.188 Adm. 5 Calc. 1.1898 Factor de encrustamiento 0.002 Calor intercambiado 60339294.31 BTU/h; ∆t balanceada 107.5 °F 2 Coeficiente global de transferencia de calor Limpio: 212.3618 Diseño 149.0547 BTU/h ft °F CONSTRUCCIÓN Bosquejo del equipo Tipo AES Lado de la Coraza Lado de los tubos Presión de diseño, psi 30 30 Temperatura de diseño, °F 399 269 Número de pasos 1 2 Tolerancia a la corrosión, in 0.1 0.1 Entrada Salida Entrada Salida Conexiones: Diámetro Boquillas in 14 2-1/2 6 14 Bridas 150 ANSI 150 ANSI 150 ANSI 150 ANSI No. Tubos: 1044 OD: 0.75 in Espesor: 0.134 in Longitud 20 ft P itch: 1 in Tipo de Tubos BWG 10 Material: Austenitic Cr-Ni-Mo Stainless Steel (17-12-3; 316L) Tipo de Arreglo: Triangular Coraza ID: 37 in OD: 37 -3/4 in Material: SA-240 (Gr 316L) Longitud del Canal 28.75 in Espesor de las tapa del Canal: 3 in Placa de tubos Estacionaria 1 Espesor 1-1/4 in Flotante 1 Espesor 1- 1/4 Bafles Cantidad: 18 Bafles Cruzados: Tipo Segmentado vertical: % corte: 25 Espesor: 1/4 in Espaciamiento 12.6103 in Diámetro Agujero 0.8 in Juntas de Expansión SI Tipo Junta Tipo 1, Norma UW-12 Recubrimiento: --------------Tubos -------------Códigos Requeridos ASME SEC VIII DIV 1 TEMA CLASS C Peso Coraza: 1196.5823 lb Peso Tubos: 62.354lb lb Radiografiado SI Prueba Hidrostática SI Prueba de Ultrasonido Observaciones:

Grupo 2. Nitrobenceno

PARTE III: ALGORITMO DE CÁLCULO PARA EL DISEÑO DE UN SEPARADOR LIQUIDO-LIQUIDO

Grupo 2. Nitrobenceno

1. HOJA DE ESPECIFICACIONES EQUIPO DE SEPARACIÓN LIQUIDO-LIQUIDO EQUIPO S-2 HOJA DE ESPECIFICACIONES SEPARADOR

LIQUIDO-LIQUIDO

Función: Separador líquido-liquido Hoja No. 2

DATOS DE OPERACION NUMERO DE UNIDADES REQUERIDAS

GRAVEDAD ESPECÍFICA DE LOS COMPONENTES CORAZA BENCENO, AGUA, NITROBENCENO, DIOXIDO DE NITROGENO, DINITROFENOL, DNPONa, TNPONa, NaOH, Na 2SO4, NaNO3

CONTENIDO (SUSTANCIAS) DIÁMETRO

35,3413 in

LONGITUD

116,6263 in

CÓDIGO DE DISEÑO

ASME

PRESIÓN DE DISEÑO

30 psi

TEMPERATURA DE DISEÑO

172ºF

MATERIAL

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

FACTOR DE JUNTA

PERMITANCIA POR CORROSIÓN

2 mpy

ESPESOR NOMINAL

0.1875 in CABEZAS CABEZA DERECHA

CABEZA IZQUIERDA

TIPO

TORIESFERICA

TIPO

TORIESFERICA

ESPESOR

0.1875 in

ESPESOR

0.1875 in

FACTOR DE JUNTA

REGISTROS REFERENCIA

DIAMETRO NOMINAL (in)

ESPESOR DE PARED (in) 0,0245

TIPO BRIDA CUELLO SOLDABLE

PESO NOMINAL (lb)

MATERIAL

OBSERVACIONES

150

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

ENTRADA MEZCLA SALIDA LIQUIDO ORGÁNICO

2 1/3

0,0222

CUELLO SOLDABLE

150

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

0,0236

CUELLO SOLDABLE

150

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

SALIDA LÍQUIDO ACUOSO

150

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

HANDHOLE

0,1875

CUELLO SOLDABLE

REFUERZOS PRUEBA DE PRESIÓN HIDROSTÁTICA

NO SI

PRUEBA DE PRESIÓN NEUMÁTICA

RADIOGRAFIADO

PRUEBA DE VIENTO

PRUEBA DE DEFLEXION

PRUEBA DE VIBRACION

PINTURA EXTERIOR O INTERIOR

NO PERNOS

REFERENCIA

MATERIAL

TIPO

DIAMETRO in

CANTIDAD

OBSERVACIONES

PERNOS R1

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

ESTÁNDAR

3/4

LIQUIDO

PERNOS R2

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

ESTÁNDAR

5/8

LIQUIDO

PERNOS R3

STAINLESS STEEL (316L/ 317L)

ESTÁNDAR

5/8

LIQUIDO

PREPARADO POR

GRUPO 2 – DISEÑO I

REVISO

FELIPE BUSTAMANTE

FECHA PROCESO

Febrero-24 PRODUCCIÓN DE NITROBENCENO

Grupo 2. Nitrobenceno

IDENTIFICACIÓN El equipo que se diseñara corresponde a un separador liquido-líquido, que hace parte fundamental del proceso de producción de Nitrobenceno, ya que en este se logra eliminar gran parte del agua y sales que son producidas en R-5.

FUNCIÓN Su función es la separación de una mezcla de la corriente (22) en fase orgánica y acuosa, proveniente del reactor R-5 del proceso, comúnmente involucrados en muchos procesos industriales, en una corriente que se encuentra en fase acuosa, que corresponde a la solución agua y sales (24) y una organica que corresponde principalmente a nitrobenceno y benceno (23).

SUSTANCIAS QUE SE MANIPULAN La corriente (22) que ingresa al equipo tiene la siguiente composición: Tabla 1. Corriente de entrada al separador liquido -líquido (S-2) COMPONENTES Y FLUJOS CANTIDAD Kg/h (Kmol/h) Benceno (C6H6) 9.2915 725.6627

%x 0.5877

Agua (H2O)

1475.9667

26596.9193

93.3547

Nitrobenceno (C6H5NO2)

89.3266

10996.9992

5.6499

Dióxido de nitrógeno (NO2)

0.0319

1.4720

0.0020

Dinitrofenol (C6H4N2O5)

0.0029

0.5427

0.0002

DNPONa

0.0118

2.4304

0.0007

TNPONa

0.0012

0.3143

0.0001

NaOH

1.0414

41.6544

0.0659

Na2SO4

5.0114

711.6201

0.3170

NaNO3

0.3453

29.3491

0.0218

TOTAL

1581.0307

39106.9642

100.0000

Y las corrientes de salida (23 y 24) tienen las siguientes composiciones: Tabla 2. Corriente líquida organica de salida del separador liquido-liquido (S-2) COMPONENTES Y FLUJOS CANTIDAD Kg/h %x (Kmol/h) Benceno (C6H6) 8.9882 701.9822 8.8992 Agua (H2O)

3.2978

59.4264

3.2651

Nitrobenceno (C6H5NO2)

88.7088

10920.9383

87.8303

Dióxido de nitrógeno (NO2)

0.0025

0.1141

0.0025

Dinitrofenol (C6H4N2O5)

0.0029

0.5427

0.0029

NaOH

0.0807

3.2291

0.0799

Na2SO4

0.3885

55.1659

0.3846

NaNO3

0.0268

2.2751

0.0265

TOTAL

101.0003

11743.6738

100.0000

Grupo 2. Nitrobenceno

Tabla 3. Corriente liquida acuosa de salida del separador Liquido-Liquido (S-2) COMPONENTES Y FLUJOS CANTIDAD Kg/h %x (Kmol/h) Benceno (C6H6) 0.3032 23.6805 8.8992

Agua (H2O) Nitrobenceno (C6H5NO2) Dióxido de nitrógeno (NO2) DNPONa TNPONa NaOH

1472.6689 0.6178 0.0295 0.0118 0.0012 0.9606

26537.4929 76.0608 1.3579 2.4304 0.3143 38.4253

3.2651 87.8303 0.0025 0.0029

Na2SO4

4.6229

656.4542

0.3846

NaNO3

0.3185

27.0740

0.0265

TOTAL

1473.6311

27363.2903

100.0000

0.0799

CONDICIONES DE OPERACIÓN Respecto a las condiciones en el equipo (S-2), tenemos:

CONDICIONES DE DISEÑO [1] 6.1. Temperatura de diseño: Generalmente se incrementa en 50ºF o un 25% a la temperatura máxima de operación, se escogerá la mayor de ambas opciones como la condición de diseño.

6.2. Presión de diseño: Se recomienda diseñar un recipiente y sus componentes para una presión que sea mayor que la de operación; Este requisito se satisface utilizando una presión de diseño de 30 psi o 10% más que la presión de operación, la que sea mayor será la temperatura de diseño.

6.3. Presión Hidrostática: Sin embargo, dado que el recipiente operará en el estado estable, la mayoría del volumen total del recipiente estará ocupada por líquido que ejercerá una presión hidrostática sobre las paredes del mismo y que deberá ser adicionada a la presión de operación antes de aplicar el factor de seguridad para hallar la sobrepresión. Es importante aclarar que el recipiente se ubicará en una posición horizontal como se argumenta más adelante.

Grupo 2. Nitrobenceno

Donde: diametro del recipiente( ) (

6.4 Factor de seguridad: [2] Norma UG-24 El factor de seguridad recomendado según el código ASME para generar las tablas de esfuerzos máximos permisibles a temperatura ambiente es de 3.5 El Fs= 3.5 6.5 Vida útil del recipiente Para recipientes a presión, se recomienda una vida útil de 10 a 15 años, se seleccionó para el recipiente con una vida útil de 10 años [3]. 6.6

recipiente: [4]

Selección del material para la construcción del

Con el fin de seleccionar el material más apto para la construcción del recipiente, se tuvo en cuenta el efecto que tiene cada uno de los componentes que se encuentran presentes en la alimentación a este separador y las respectivas compatibilidades químicas de estos con diferentes materiales; se elige Austenitic Cr-Ni-Mo Stainless Steel (17-12-3; 316L/ 317L); esta aleación ofrece una excelente resistencia a la corrosión. Tabla 4. Permitancia por corrosión [5] Sustancia Resistencia corrosión(mpy) Benceno (C6H6) <2 Agua (H2O) <2 Nitrobenceno (C6H5NO2) <2 Dióxido de nitrógeno (NO2) <2 DNPONa <2 TNPONa <2 NaOH <2 Na2SO4 <2 NaNO3 <2 6.6.1

Cálculo de la velocidad de corrosión: Como todos los materiales tienen una excelente compatibilidad, entonces se escoge el valor de 2 mpy.

Grupo 2. Nitrobenceno

INFORMACIÓN DEL DISEÑO BÁSICO DEL EQUIPO 7.1 Especificaciones del recipiente [6] 7.1.1

Tipo de recipiente El recipiente elegido es de forma cilíndrica, puesto que estos son los más utilizados cuando de almacenamiento y transporte de líquidos. [7] La posición del recipiente será horizontal.

7.1.2

recomendada

Detalle de las costuras con el grado de inspección

Se va a usar un tipo de junta (1) a tope, hecha por doble cordón de soldadura o por otro medio con el que se obtenga la misma calidad de metal de soldadura depositada sobre las superficies interior y exterior de la pieza, según la norma UW-12. Para garantizar una excelente seguridad, (ya que nuestra sustancia lo requiere por su peligrosidad y volatilidad), el grado de inspección será de radiografía total para la junta, por lo cual, la eficiencia de junta será: E =1.00 [8]

7.1.3

Tipo de tapas [9] Los recipientes cilíndricos con tapas o cabezas semiesféricas, torisféricas, semielípticas, cónicas o toricónicas, son de amplio uso en la industria de procesos químicos, ya sea en recipientes de almacenamiento, transporte o de proceso. También son frecuentes las formas esféricas o esferas modificadas en almacenamiento y transporte.

7.1.4

Selección del tipo de tapa [10] Se selecciona el tipo de tapas toriesféricas ya que son las que mayor aceptación tienen en la industria, debido a su bajo costo y a que soportan altas presiones manométricas, su característica principal es que el radio de abombado es aproximadamente igual al diámetro. Se pueden fabricar en diámetros desde 0.3 hasta 6 metros.

DIMENSIONES DE LA CAMISA O CASCO CILÍNDRICO Cálculo de la longitud y el diámetro Con el fin de encontrar la longitud y el diámetro del recipiente, efectuamos los cálculos para el separador ubicado en posición vertical y horizontal; luego tomamos una decisión respecto al más económico y quedarán definidos entonces el diámetro y longitud de nuestro recipiente. Para la realización de los cálculos de las dimensiones del equipo utilizamos el algoritmo planteados en el libro Métodos y Algoritmos de Diseño en Ingeniería Química [11].

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8.1

Algoritmo de diseño del separador líquido-liquido Para determinar las dimensiones del recipiente, así como su posición (vertical u horizontal), se seguirán los algoritmos 8.1.1

Separador vertical

8.1.1.1 Definir fase dispersa y fase continua En principio se toma como fase continua la cual posee un mayor volumen y como fase dispersa la que ocupe un menor volumen. Teniendo entonces como fase dispersa la fase acuosa del separador, y como fase continua la fase orgánica del mismo. 8.1.1.2 Especificar el tamaño de las gotas Teniendo en cuenta la recomendación dada por el algoritmo seguido el tamaño de las gotas se define como 150µm 8.1.1.3 Estimación de la velocidad de sedimentación: Se tiene en cuenta que la velocidad de decantación será positiva y la de flotación tendrá signo negativo.

Donde: = Velocidad de sedimentación de las gotas de la fase dispersa con diámetro d en m/s. = Diámetro de las gotas, en m. = Densidad de la fase continúa, en Kg/m 3 = Densidad de la fase dispersa, en Kg/m3 = Viscosidad de la fase continua, en N.s/m2 Los valores para la estimación de este parámetro fueron tomados de PRO II.

Tabla 5. Propiedades de la corriente de alimentación del separador ALIMENTACION CORRIENTE ENTRADA: 22 PRESION TEMPERATURA

VALOR 1.00 50.00

UNIDADES Atm °C

VISCOSIDAD

0.000906

kg/m-s

3.3273

kJ/Kg-C

0.2492

W/m-K

DENSIDAD

1041.5200

Kg/m3

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Tabla 6. Propiedades de la salida acuosa del separador SALIDA 1 CORRIENTE DE SALIDA ACUOSA VALOR UNIDADES :24 PRESION 1.00 atm TEMPERATURA 50.00 °C VISCOSIDAD Cp

0.000906 4.0952

kg/m-s kJ/Kg-C

0.6237

W/m-K

DENSIDAD

1001.2343

Kg/m3

Tabla 7. Propiedades de la salida orgánica del separador SALIDA 2 CORRIENTE DE SALIDA VALOR UNIDADES ORGANICA: 23 PRESION 1.00 atm TEMPERATURA 50.00 °C VISCOSIDAD 0.0017 kg/m-s Cp K

1.5369 0.1449

KJ/Kg-C W/m-K

DENSIDAD

1149.2206

Kg/m3

Después de realizada la estimación se obtiene que:

Como el valor obtenido es menor que 4x10-3m/s no hay problema en trabajar con él.

8.1.1.4 Estimación del área interfacial:

Inicialmente se toma Uc = Ud . Donde: Ai= Área de la interfase, en m2. Lc= Caudal de la fase continua, en m3/s Uc= velocidad de la fase continua, en m/s

Grupo 2. Nitrobenceno

8.1.1.5 Estimación del radio del separador:

8.1.1.6 Longitud del tanque: De acuerdo con las recomendaciones del algoritmo y para efectos de diseño se elige una relación L/D de 3 ya que esta relación brinda aspectos de seguridad y cumple el rango definido. L= 5,5059 m

8.1.1.7 Ancho de la banda de la zona dispersa: Para propósitos de diseño se toma un valor del 10% de la altura del tanque. Ancho de banda = 0,5506 m

8.1.1.8 Tiempo de residencia de las gotas en la banda de dispersión:

Este tiempo de residencia no está dentro del rango permitido por el algoritmo por lo tanto un separador vertical no cumple con las condiciones de nuestro proceso.

8.1.2

Separador horizontal

8.1.2.1 Definir fase dispersa y fase continua En principio se toma como fase continua la cual posee un mayor volumen y como fase dispersa la que ocupe un menor volumen. Teniendo entonces como fase dispersa la fase acuosa del separador, y como fase continua la fase orgánica del mismo. 8.1.2.2 Especificar el tamaño de las gotas Teniendo en cuenta la recomendación dada por el algoritmo seguido el tamaño de las gotas se define como 150µm 8.1.2.3 Estimación de la velocidad de sedimentación: Se tiene en cuenta que la la velocidad de decantación será positiva y la de flotación tendrá signo negativo.

Grupo 2. Nitrobenceno

Como el valor obtenido es menor que 4x10-3m/s no hay problema en trabajar con él. 8.1.2.4 Estimación del área interfacial:

Inicialmente se toma Uc = Ud . Donde: Ai= Área de la interfase, en m2. Lc= Caudal de la fase continua, en m3/s Uc= velocidad de la fase continua, en m/s

Para la estimación del radio se debe tener el cuenta que para el área superficial tendremos que: Ai = w*l

Fig. 2. Separador horizontal

Grupo 2. Nitrobenceno

Con w como:

Tomando como z el 50% del diámetro del tanque tenemos que: z = r

Y de la relación L/D tenemos que: L= 3,3(2r) = 6,6r Entonces tenemos que el área será igual a: Ai=13,2r2 8.1.2.5 Estimación del radio del separador: Ai=13,2r2 0,4488 8.1.2.6 Longitud del tanque: Como ya estaba definida la relación L/D tenemos que: L= 2,9623 m

8.1.2.7 Ancho de la banda de la zona dispersa: Para propósitos de diseño se toma un valor del 10% de la altura del tanque. Ancho de banda = 0,2962 m 8.1.2.8 Tiempo de residencia de las gotas en la banda de dispersión: 277,

4,6252

Este tiempo de residencia esta dentro del rango permitido por el algoritmo. 8.1.2.9 Velocidad de la fase dispersa:

Donde: G = Flujo de la fase dispersa, en Kg/h = Densidad de la fase dispersa, en Kg/m3 Ai = Área interfacial, en m2

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8.1.2.10 Diámetro de las gotas de la fase continua arrastradas por la fase dispersa:

Como el diámetro de las gotas coincide con el diámetro supuesto en el numeral 2 tenemos que este valor cumple con las condiciones de nuestro proceso.

8.1.2.11 Disposición de entradas y salidas del tanque: Para efectos de diseño se toma la posición de la interfase como la mitad del diámetro del tanque y la salida del liquido liviano como el 90% de este, entonces: Z1 = 0,9D = 0,8079 m Z3 = 0,5D = 0,4488 m = 0,7617 m 8.1.3

Conclusión:

Con el algoritmo anterior queda establecido que el recipiente tendrá las siguientes dimensiones: Y

8.2 Posición del recipiente: De acuerdo a la implementación de los anteriores algoritmos de cálculo para el recipiente en posición vertical y horizontal respectivamente; determinando la utilización de un recipiente en posición horizontal, esta decisión estuvo radicalmente influenciada el tiempo de residencia de las gotas y por los costos de construcción de cada uno de estos dos diseños; siendo menor el volumen para el recipiente en posición horizontal y por tanto sus costos de construcción.

ESPESOR DE LA CAMISA Y LAS TAPAS [12] 9.1 Espesor de la camisa Esfuerzo circunferencial:

Grupo 2. Nitrobenceno

Esfuerzo longitudinal:

Donde: (Tomada de la presión de diseño). [2] Se elige el mayor valor entre los dos, y se adiciona las pulgadas por corrosión. Por lo tanto el espesor es: t Recipiente = 0.0318 in +0.02 in = 0.0518 in El cual se puede aproximar a un espesor comercial de: t Nominal = 3/16 in (Es el espesor nominal más pequeño para este material) 9.2 Espesor de las tapas

Donde: P = Presión de diseño, en lb/pulg.2 L = Radio de abombado en pulgadas. M = Factor adimensional que depende de la relación L/r. r = Radio de esquina o radio de nudillos, en pulgadas. S = Esfuerzo máximo permisible del material de la tapa a tensión y a la temperatura de diseño, en lb/pulg.2 t = Espesor mínimo requerido en la tapa, sin corrosión, en pulgadas. E = Eficiencia de junta

CÁLCULO DEL VOLUMEN TOTAL DEL SEPARADOR [13] VT= VCIL+2* VTAPAS Calculo de los volúmenes del cilindro y de las tapas:

VTotal

π * D2 * L 4

VTOTAL=70.51 ft3

2 * (2.15ft3 )

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Tabla 8. Dimensiones del separador liquido-liquido Diámetro interior (in) 35.3413 Diámetro exterior (in) 35.7163 Espesor nominal (in) 3/16 Longitud recipiente (in) 116.626 Relación L/D 3.3

VERIFICACIÓN DE LA PRESIÓN EXTERNA QUE PUEDE SOPORTAR EL CASCO La presión externa máxima que puede soportar el casco cilíndrico la hallamos por el método descrito en la norma UG-28 [14]. Para un recipiente en el cual la relación D 0/t es igual o mayor que 10 (siendo D 0, el diámetro externo del casco y t el espesor), la presión máxima externa se calcula por la expresión:

4B 3 (D0/t)

Donde: Pa = Presión máxima de trabajo permitida, psi. t = Espesor de pared mínimo requerido, pulgadas. Do = Diámetro exterior, pulgadas. Determinar L/Do y Do/t:

Con estos se lee el valor del factor A de la figura G. en la subparte 3 de la sección II parte D, del código ASME. A= 0.00002 Con el valor de A, y la temperatura se lee el valor de B en las figuras correspondientes, para cada material de la sección II subparte 3 parte D del código ASME. Con si A, está dentro del rango de lectura la presión externa se determina con la ecuación:

2AE 3 (D0/t)

Como la presión externa en el casco cilíndrico representan el máximo esfuerzo que éste puede soportar en la parte exterior y es mayor que la presión externa, por lo tanto el diseño cilíndrico es adecuado; de lo contrario había sido necesario realizar un diseño esférico o la adición de anillos de atezamiento.

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VERIFICACIÓN DE LA PRESIÓN EXTERNA QUE PUEDE SOPORTAR LAS TAPAS [15]

B (D o /t)

Donde: Pa = presión máxima externa de trabajo permitida, psi. Do = Diámetro exterior de la cabeza, pulgadas. t = espesor mínimo requerido de pared, pulgadas.

A=0.00066 Con el valor de A, y la temperatura se lee el valor de B en las figuras correspondientes, para cada material de la sección II subparte 3 parte D del código ASME. B=7800 Por tanto

Por tanto el diseño del tanque por presión interna es adecuado.

BOQUILLAS DE ALIMENTACIÓN Y DESCARGAS 13.1 Calculo del diámetro óptimo: Correlación: Dopt

3.9 q 0.45

0.13

Turbulento [16]

Donde: D óptimo = Diámetro de la boquilla (in) q = Velocidad de flujo (ft3/s) ρ = Densidad del fluido (Lb/ft3)

Propiedad q (ft3/s) ρ (lb/ft3)

Tabla 9. Propiedades de mezcla y flujos Alimentación Acuoso 0.3683 0.26809 65.0193 62.5044

Aplicando la correlación anterior se obtienen los siguientes resultados Boquilla alimentación Diámetro optimo en ft

Velocidad (m/s)

0.3568

1.12302715

Orgánico 0.1002 71.7428

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Como la velocidad es mayor que 1 m/s este diámetro no cumple para el diseño del separador, por tanto a partir de esta velocidad máxima se calculara el diámetro. Boquilla Alimentación Acuoso Orgánico

Tabla 10. Diámetros de boquillas. Diámetro (in) Diámetro nominal (in) 4.53693784 3.6920 2.4143

5 4 2½

Numero Cedula (Acero inox.) 80s 80s 40s

NOTA: Las propiedades de las corrientes se obtuvieron por medio del software PROII. 13.2 Localización de las boquillas: La boquilla de alimentación estará ubicada en una de las tapas a una distancia, , tomada desde el piso. La boquilla de descarga de los pesados se localizará en el fondo del taque pero esta subirá por una tubería hasta una altura de Z2=2.49887 ft. La boquilla de descarga de líquido liviano se localizara en una de las tapas a una distancia de Z1=2.65056 ft. Las boquillas de los registros se ubicaran en el cuerpo cilíndrico del tanque. 13.3 Registro de inspección: [17] Todos los recipientes sometidos a corrosión interna, erosión o abrasión mecánica, deben proveerse de un registro para hombre, un registro para la mano u otras aberturas de inspección para ser revisados y limpiados . Los registros de inspección se han seleccionado de las opciones permitidas por el código UG-46 [18] en vista de que se estiman como las más económicas. Según la norma UG-46, para un diámetro exterior del recipiente mayor de 36 in, se debe utilizar un registro de hombre con un diámetro interno mínimo de 15 in o dos aberturas con tubo roscado de 6 in de diámetro. Debido a que el recipiente que se está diseñando tiene un diámetro menor a 36 in, no es necesario ponerle un registro de inspección (manhole).

13.3.1

Registros de inspección (Handholes):

La boquilla para los medidores de temperatura, presión y nivel será estándar de tipo soldado y se unirá a las tuberías por medio del mismo tipo de soldadura que el cuerpo del cilindro. Para el diseño de estas boquillas se tiene en cuenta la distancia de penetración de la boquilla (d) en el casco o camisa que se lee con el diámetro nominal del tubo y el diámetro interno del casco. La mínima extensión sugerida (s) para los registros usando brida de cuello soldadle con la presión nominal de la brida y el diámetro nominal del tubo [19] Dado que el diámetro nominal de 2 in es el mínimo que se encuentra a disposición comercialmente todas las boquillas tendrán este diámetro y se unirán a la tubería por medio de un acople que permite disminuir el diámetro de ser necesario y así poder ser ajustada a la tubería y en seguida soldado.

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13.4 Especificaciones comerciales para la boquilla y registros de inspección. Para la alimentación seleccionamos una tubería con un diámetro nominal de 5 con cedula 80s. Comprobamos que el diámetro de la tubería seleccionada soporte las condiciones de diseño, verificando el espesor por esfuerzos longitudinales y circunferenciales: Esfuerzo circunferencial:

Esfuerzo longitudinal:

Donde: E = 1.0 La tubería es comercial y por tanto no necesita costura. S = 16700 psi R = 2.2815 in Tomamos el valor mayor Como la tubería anteriormente descrita tiene un espesor mayor (0.5 in), que el anteriormente hallado entonces soportará las condiciones de diseño. Realizando los mismos cálculos para las demás boquillas se obtienen los siguientes datos, Tabla 11. Especificaciones comerciales para la boquilla y registros de inspección Propiedades Dnom (in) t nom (in) Dint (in) Dext (in) del tubo Alimentación 5 0.5 4.563 5.563 Acuoso 4 0.375 3.750 4.500 Orgánico 2 1/2 0.217 2.441 2.875 Handholes 2 0.109 2.157 2.375 13.5 Longitud saliente y distancia de penetración de la boquilla en el recipiente [20]

Fig. 3. Proyección saliente de la boquilla. Como los registros de alimentación y descarga del líquido liviano se encuentran ubicados en las tapas calculamos la penetración C con la siguiente fórmula:

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Fig. 4. Longitud de acoplamiento Donde

Donde: Ri = diámetro interior del recipiente, en pulgadas. r = radio interior de la boquilla o registro, en pulgadas. Tabla 12. Diámetro interior de las boquillas, registro de inspección y longitud de los tubos. [21] Registro Ri(in) r(in) C(in) Entrada de la mezcla 35.3413 2.2815 0.07372 Salida liquido acuoso 35.3413 1.8750 2.95047 Salida liquido orgánico 35.3413 1.2205 2.21548 Handholes 35.3413 1.0785 0.01646

Tabla 13. Longitud saliente y penetración boquillas y registro de inspección. [22] Diámetro Longitud REGISTRO nominal (in) saliente (in) Entrada de la mezcla 5 8 Salida liquido acuoso 4 6 Salida liquido orgánico 2 1/2 6 Handholes 2 6

13.6 Espesor de pared: Norma UG-45. [23] El espesor requerido en cuellos de boquilla para recipientes sujetos a presión interna, es el calculado para la carga aplicable, con margen de corrosión, pero no debe ser menor de: El espesor de pared requerido para el recipiente.

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El espesor mínimo del tubo de pared estándar + margen de corrosión. Espesor de pared:

Donde: tc = Espesor de la pared de la boquilla (in) P = Presión de diseño (psi) D = Diámetro nominal de la boquilla (in) S = Esfuerzo del material con el factor de seguridad (psi) = 16700 C = Margen por corrosión = 0,02 in Boquilla entrada de la mezcla: Boquilla salida acuosa:

Boquilla salida orgánica:

Tabla 14. Espesores boquillas y registro de inspección. Registro Espesor (in) Entrada de la mezcla 0.02449 Salida acuosa 0.02359 Salida orgánica 0.02225 Como se observa tc < t del casco cilíndrico; por lo tanto, el espesor de las boquillas y de los registros de inspección (handholes) será de 3/16 in. 13.7 Refuerzos en los registros [24] Los registros soldados, sencillos, no sujetos a fluctuaciones rápidas de presión, no requieren de refuerzos si no son mayores que: el tamaño de un tubo de 3 pulgadas en un recipiente de 3/8 de pulgada o menos el tamaño de 2 pulgadas en un recipiente de pared mayor de 3/8 de pulgada (UG-36(c) (3)). Por lo anterior, a este separador no es necesario ponerle refuerzos. 14

SELECCIÓN DE BRIDAS [25] Para las boquillas se utilizarán bridas de cuello soldable de 150 lb, porque de acuerdo a la presión de diseño dichas bridas soportan tales condiciones. En la siguiente figura se observa la nomenclatura para las bridas:

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Fig. 5. Proyección saliente de la boquilla Donde: H = Diámetro exterior de la brida. J = Espesor de la brida. K = Diámetro exterior de la cara elevada. G= Diámetro exterior del cuello. C = Longitud. A = Diámetro de la perforación. Tabla 15. Dimensiones para las bridas. (Dimensiones in.) Entrada Salida Salida Boquilla mezcla acuoso Orgánico DN(in) 5 4 2 1/2 H 10 9 7 J 15/16 15/16 7/8 K 7 5/16 6 3/16 4 1/8 G 6 7/16 5 3/16 3 9/16 C 3 1/2 3 2 3/4 A 5.05 4.03 2.47 # barrenos 8 8 4 D. pernos 3/4 5/8 5/8 Norma ANSI B 16.5

SOLDADURA[26], [27] Se va a usar un tipo de junta (1) a tope, hecha por doble cordón de soldadura o por otro medio con el que se obtenga la misma calidad de metal de soldadura depositada sobre las superficies interior y exterior de la pieza, según la norma UW-12. Para garantizar una excelente seguridad, Usando soldadura por arco: Hay muchas clase de aleaciones de acero cromo – níquel; el mas empleado en ingeniería es el llamado acero inoxidable (18%Cr, 6%Ni, 0.06%C aproximadamente) dándole una le las principales cualidades la soldabilidad. Este material tiene un alto valor a la elongación( 40 a 50 %). La soldadura se hace con electrodos que depositen acero austenitico correspondiente 1-8 cromo-níquel. Cuando el contenido de carbón es mayor que 0.08% ; luego de soldar se debe someter la pieza a un recocido con más de 1.100ºC y se templa en agua para evitar el “Weld decay”( corrosión debajo de la soldadura). Antes de soldar el segundo lado de una junta a tope de doble cordón, las impurezas de la soldadura del primer lado deben separarse por rebabeo, a esmeril o por fusión para que haya metal firme para penetración y fusión completas.

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Utilizaremos ranura escuadrada, con una abertura en la raíz de 3/16 in.

La soldadura para las boquillas se hara en soldadura en filete a todo alrededor, con los mismos métodos que para las juntas tipo A y B.

UBICACIÓN DE LOS REGISTROS Boquillas: Las tres boquillas (medidores de presión, temperatura y perpendicularmente al cuerpo del cilindro.

nivel), serán ubicadas

SILLETAS [28] El sistema de almacenamiento reposara sobre un par se silletas en acero inoxidable 316L/ 317L, el modelamiento se realiza bajo las ecuaciones a que se dan a continuación.

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17.1

Flexi贸n longitudinal En las silletas

En la mitad del claro

17.2 Esfuerzos cortantes tangenciales Silleta a una distancia de la cabeza A>R/2 ya que: A= 23,3252 in R/2= 8,8355 in En el casco

17.3 Circunferencial Sin atiesar, en el cuerpo de la silleta y con: L= 116,626 in 8R= 141,368 in L< 8R

Atesado o sin atiesar, en la parte inferior de la inferior de la silleta

Los datos para los c谩lculos de las silletas se encuentran tabulados en la tabla 17 Donde K= Constantes leen en el libro referencia [29] Qs=Peso Total resiste la silleta

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R=Radio Tanque S=Esfuerzo del Material H=Altura de la Tapa L=longitud sección cilíndrica Θ=Angulo Contacto Silleta ts= Espesor Lamina sección cilíndrica th= Espesor Lamina Tapa (Sin corrosion) A=Distancia Silleta a la tapa El peso del tanque total Qs, ver tabla 16 incluye el peso del casco, las tapas, las bridas, la soldadura, el fluido y la soldadura Tabla 16. Peso total del tanque[30] Material Qs (Lb) Stainless Steel (316L/317L) 2721,1256 Con un ángulo de contacto de 120º (código ASME) Tabla 17. Datos para cálculos en la silleta Valor Variables de las Ecuaciones Material K 0,335 K2 1,171 K3 0,319 K4 0,880 K5 0,401 K6 0,053 K7 0,760 R (in) 17,671 S 16700 H (in) 6,1255 L (in) 116,626 Θ (Grados) 120 ts (in) 0,1875 th (in) 0,0476 A (in) 23,3252 Tabla 18. Resultados para las silletas Variable Valor Valor Restricción* Silleta Restricción S1-Silleta 663,9073772 S1-Silleta + 16700 Cumple Presión 713,6070647 Interna S1-Claro 344,5940917 3075.45 Cumple S2 Casco 18,95836446 16700 Cumple S2 Cabeza 5,164575802 S4 -7674,25353 12343.2 Cumple S5 -654,981995 1650.3 Cumple El valor negativo implica compresión * Restricciones [31]

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CÁLCULO DE OREJAS DE IZAJE [32]

Fig. 6. Orejas de izaje Con el fin de transportar, localizar, dar mantenimiento, etc,. a los recipientes a presión, es necesario equiparlos por lo menos con dos orejas de izaje, el espesor de éstas se calcula por medio de la siguiente ecuación:

Fig. 7. Dimensionamiento de orejas de izaje

Con la carga, leemos las dimensiones de las orejas (Todas las unidades e pulgadas):

Carga (kg)

510.24

3/4

4-1/2

Diametro de barrenos

Numero de orejas para el recipiene

1-1/2

2-1/4

1-1/2

3/8

Las orejas serán realizadas del mismo material del tanque.

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DONDE: to = Espesor mínimo requerido en la oreja de izaje(in). W = Peso del equipo vacío (lb). S = Esfuerzo a la tensión del material de la oreja. (16700 psi) D = Distancia mostrada en la Figura 7(in)

El espesor nominal de la oreja seria de 3/16” Es conveniente verificar que el espesor del recipiente será suficiente para soportar las fuerzas aplicadas en la oreja de izaje, el espesor mínimo requerido en el cuerpo o en la placa de respaldo de la oreja está dado por la ecuación:

DONDE: tc = Espesor mínimo requerido en la placa de respaldo o en el cuerpo. W = Peso del equipo vacío. S = Esfuerzo a la tensión del material del cuerpo o placa de respaldo. C = Longitud mostrada en la Figura 7 to = Espesor de la oreja de izaje.

El espesor nominal de la placa de refuerzo seria de 3/16” Finalmente, debemos verificar que la soldadura aplicada para fijar la oreja de izaje sea suficiente, ello lo haremos con las siguientes ecuaciones: Y Donde: As = Área de soldadura aplicada. Ar = Área mínima de soldadura requerida.

Se cumplir con la condición As > Ar. Debemos considerar que la capacidad máxima está dada para cada una de las orejas.

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DETALLES DE OTROS ACCESORIOS [33] Debido a que el separador es de cortas dimensiones, no será necesario adicionarle una escalera ni tampoco barandal debido a que el tanque trabaja a una temperatura y presión relativamente baja por esta razón no genera demasiados riesgos para los operarios de la planta.

PRUEBAS Y ENSAYOS REQUERIDOS [34] Para asegurar el correcto funcionamiento del equipo en el momento de estar operando en el proceso, es necesaria la realización de pruebas que permitan determinar en qué estado se encuentra el equipo y si fue correctamente diseñado (Calidad). Las pruebas que se realizaran son: 20.1 Prueba de junta o radiografiado. Esta prueba consiste en un examen radiográfico total de las juntas soldadas, esto, debido a que las juntas aplicadas al casco y las boquillas del recipiente son del tipo A y las condiciones de operación del equipo como la temperatura, presión y las sustancias involucradas en el proceso no contradicen las limitaciones que tiene este tipo de junta. 20.2 Prueba de presión hidrostática Es necesario realizarle al equipo una prueba hidrostática durante un período igual a 30 minutos a una presión de mínimo 1,5 veces la presión de diseño. 20.3 Prueba neumática. Una vez que se ha determinado que el tanque puede soportar la presión interna de diseño, completamente ensamblado y tapadas todas las boquillas, se llenará con agua hasta el perfil de coronamiento, para ser presurizado con aire a una presión de prueba igual a la de diseño en el espacio libre entre el espejo de agua y la tapa, la que será sostenida durante 15 minutos, inmediatamente la presión se reducirá a la mitad, manteniéndola hasta que todas las juntas soldadas se revisen con jabonadura o aceite de linaza para detectar posibles fugas. El venteo o dispositivo de seguridad, será probado después de la prueba neumática, el cual, tendrá que mantener la presión de diseño mientras se bombea aire al interior, si ésta fuera rebasada el dispositivo será rediseñado.

REFERENCIAS [1] MEGYESY, Eugene. Manual de recipientes a presión. Diseño y cálculo. Editorial LIMUSA S.A. de C.V. México D.F. 1992. Pág. 15 [2] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. The American society of mechanical engineer, 1983. Norma UG-24

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[3] ROGEL, Alejandro. “Elementos para el diseño de recipientes a presión”. Universidad Nacional Autónoma de México, Facultad de Estudios Superiores.Zaragoza [4] ibíd. Pág. 115 [5] base de datos knovel búsqueda de datos de corrosión, disponible online en: http://www.knovel.com (COR. SUR) [6] KERN, Donald Q. Procesos de transferencia de calor. 1ra. Edición. Compañía editorial continental, S.A. México, 1972, FERNÁNDEZ FACCINI, Humberto. Ejecución de proyectos de ingeniería. Primera edición. 1983. [7] ROGEL, Alejandro. Óp. Cit. Pág. 98. [8] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 188 [9] LEON Estrada, Juan M. Diseño y cálculo de recipientes a presión. Ed. Inglesa.2001. pág. 4 [10]Ibíd. Pág. 6 y 9 [11] Palacio, Luz Amparo; Tapias, Heberto; Saldarriaga, Carlos. “Métodos y algoritmos de diseño en ingeniería química”. Editorial Universidad de Antioquia. Medellín, 2005. Pág. 8890 [12] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 18-20 [13] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 403 [14] ASME. Óp. Cit. UG-28 [15] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 32 [16] CLARKSON UNIVERSITY documents, online en: http://people.clarkson.edu/~wilcox/Design/econdia.pdf [17] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 99 [18] ASME. Óp. Cit. UG-46 [19] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 99 [20] Ibíd. Pág. 104,115 [21] Ibíd. Pág. 115 [22] Ibíd. Pág. 104,115 [23] ASME. Óp. Cit. UG-45 [24] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 105 [25] Ibíd. Pág. 332 [26] Norma ANSI A13.1: 1981 y 1996 [27] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 141 [28] Ibíd. Pág. 96 [29] Ibíd. Pág. 88 [30] Ibíd. Pág. 361,381 [31] Ibíd. Pág. 86 [32] LEON Estrada, Juan M. Óp. Cit. 118. [33] INGLESA, Diseño y calculo de tanques de almacenamiento. [34] LEON Estrada, Juan M. Óp. Cit. 171,172.