Diseño de Intercambiadores de Calor y separadores Liq-Liq

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

2 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 PARA EL DISEÑO MECANICO DE UN INTERCAMBIADOR

SELECCIÓN MATERIALES

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


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


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

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


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


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


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 14.7 Psi Temperatura de entrada o de rocío (T1) 374 °F Temperatura de salida o de burbuja (T2) 183.44 °F

Tabla 2. Flujo de la corriente de proceso

Compuesto Flujo (Kg/h) Flujo (lbm/h) Fracción másica (%)

Ácido nítrico 21.7522 47.9418 0.0813 Benceno 79.777 175.828 0.2980

Ácido sulfúrico 341.7781 753.2789 1.2767 Agua 25934.6368 57159.94 96.883

Nitrobenceno 391.1019 861.99 1.4610

Total 26769.046 58999.53 100.00 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 Vapor saturado Líquido saturado

Temperatura (ºF) 374 183.44 Entalpía (Btu/lb) 254.9964 32.3272

Densidad (lb/ft^3) 0.2066 80.5273 Viscosidad (Cp) 0.0110 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 Liquido saturado Vapor saturado

Temperatura (ºF) 103.4 103.4 Entalpía (Btu/lb) 20.225 163.852

Densidad (lb/ft^3) 84.93 0.2066 Viscosidad (Cp) 0.36298 0.0110


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 Mpy

Alloy 20-38-3-3Cu (20Cb3/825) <2 Alloy 30-44-5-3W (G-30) <2

Alluminum alloy (3003/5154) <20 Austenitic Cr-Ni-Mo Stainless steel (17-12-3; 316L) <20

Superferritic Stainless steel (26-1) <20 Tantalum <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.


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 14.7 Psi Temperatura de entrada o de rocío (T1) 374 °F Temperatura de salida o de burbuja (T2) 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:

21 HHWQ

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:

hBTU160339294,3Q

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

vap

Qw

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

en BTU/lb


Numéricamente se tiene:

hlb4420105,218

627.143

Qw

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, 12 TTT . El valor de q para cada punto del condensador se obtiene

así:

LVW

LHVHWHq lv1

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.

hlb3193.2W

mollbH BTU21657,431

hBTU7669156505,41WH

Tabla 6. Construcción de la curva de condensación

Temperaturas (ºC) WH1 Hv Hl V L q

190,00 72986101,7 50375,7064 0 1.448,8353 0 0,0000

182,44 72986101,7 50246,6573 20736,0486 1446,0790 2,7563 268310,9823 174,88 72986101,7 50118,5001 19482,3261 1444,1305 4,7048 516786,6383 167,32 72986101,7 49986,2272 18229,7184 1442,6725 6,1628 760000,2260 159,76 72986101,7 49846,6888 16981,391 1441,4683 7,367 1008578,0221 152,20 72986101,7 49697,8597 15740,1699 1440,3285 8,5068 1270959,5025 144,64 72986101,7 49539,4021 14516,4249 1439,0867 9,7487 1553090,7353 137,08 72986101,7 49370,3225 13311,1377 1437,5424 11,293 1863847,1213 129,51 72986101,7 49190,5542 12129,6725 1435,3994 13,436 2215035,4307 121,95 72986101,7 49000,7767 10978,2591 1432,0778 16,7576 2629207,9252 114,39 72986101,7 48801,1413 9853,0007 1425,9895 22,8459 3171085,9442

106,83 72986101,7 48592,3669 8734,1031 1409,8192 39,0162 4138878,3523

99,27 72986101,7 48733,1327 7521,3324 112,5882 1336,2472 57448966,6439


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

Fig. 1. Curva de condensación

7. Calculo de UA

Para realizar el cálculo de UA se utiliza la siguiente relación

avtq

UA

Tabla 7. Cálculo de la diferencia de temperatura balanceada.

T (ºC) q 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

CºKJ 1067119,98ΣUA


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

UA

qt

Σ

Ct º72.59

Ft º50.107 9. Suponer UD

250DU

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

avD tU

QA

*0

20 3823,467ftA

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.

TriangularArreglo :

0.482iniD

0.75in0D

20ftL

18.33fteL

lineal)/ft (ft1963.0 2a

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:


e

Oto

La

AN

*

88.973toN

d) De las tabla 9 del libro de Kern se estima:

n, número de pasos-tubos 2

Arreglo triangular

Pitch (in) 1

Nt 1044

DI Carcasa (in) 37

Ud" 149.39

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

et LaNA **

22 3757.18ft18.33*0.1963*1044 ftA

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

2

21 TTWCpQ av

S

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


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

12

2

1

TT

CpdT

Cp

T

Tav

lb FBTU/º 0,395444avCp

hlb58999.53W

FT º3741

FT º44.1832

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

hBTU472222981.14SQ

14. Estimación de la fracción de tubos sumergidos:

Q

Qs

Numéricamente se tiene:

04.0160339294.3

472222981.14


CALCULO DEL COEFICIENTE DE PELICULA A LADO DE LOS TUBOS 15. Calculo del área de flujo:

n

aNa tt

t144

………….. ft2

2182.0 ftat

26598.0 ftat

Donde: Nt: Número de tubos

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

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

3600

tGV ……………….ft/s

: Densidad en lb/ft3

sft2.19648V

t

ta

wG ………………….lb/h-ft2

2ft-hlb636764.256tG

CALCULO DEL COEFICIENTE DE PELICULA AL LADO DE LA CORAZA 27. Estimación del número de tubos no sumergidos:

1ttn NN

24.100204.01*1044tnN

tnN : Número de tubos no sumergidos.

: Fracción de tubos sumergidos. 28. Calculo del flujo másico por unidad de longitud:

32

tnLN

WG

ftlbG 3914.29

24.1002*20

53.58999

32


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

2

21 TTTv

FT º3741

FT º44.1832

FTv º72.278

2

21 ttta

Ft º4.1031

Ft º4.1032

Fta º4.103

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

200oh

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

5040.272ih

20. Calculo del número de Reynolds:

te

DGR

hftlb8781.0

29. Estimación de propiedades a temperatura de tf:

0753.1f

4694.76fs

2877.0fk

30. Calculo de ho:

31

2

2331

45.1

f

ff

fo

gkGh

Reemplazando los respectivos valores se tiene:

6505.1157oh

31. Ahora se estima la diferencia de ho

calculado en el numeral anterior con el valor supuesto (relativo al supuesto):

%100*200

2006505.1157%desv

%82.478%desv

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


0.0402ftD

729127.3176eR

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

25HJ

22. Se estima hi asumiendo 1t

31

k

c

D

kJh Hi

0775.0k

29.0c

8781.0

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

5040.272ih

tw 244.6361

tf 261.6780

μw 0.0335

φt 1.5796

hi0 276.6267

Sf 82.8018

μf 1.3036

kf 0.2712

h0 1079.1614

%desv h0 6.7800

32. Calculo del coeficiente de transferencia de calor:

oio

oioc

hh

hhU

1614.10796267.276

1614.1079*6267.276cU

1855.220cU

33. Cálculo del área requerida para la condensación:

tU

QA

c

c

5.107*1855.220

31.60339294cA

219.2549 ftAc


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

DE

DIhh i

o

DI = 0.482 DE = 0.75

1293.175oh

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

avoio

oaw tT

hh

htt

2

wvf

tTt

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

Ftw º8718.196

Y la temperatura de película es:

Ft f º7959.237

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

cs AA

04.0*19.2549sA

29676.101 ftAs

35. Cálculo del área total requerida:

cs AAA

216.2651 ftA


25. Calculo de t :

14.0

w

t

Donde:

w : Es la viscosidad a la temperatura de

pared.

hftlb

w 0312.0

5952.10312.0

8781.014.0

t

5952.1t

26. Puesto que t no se encuentra en el

intervalo 0.95> t >1.05 no se corrige hio y

por ende se tiene:

1293.175ioio hh


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

tA

QUc

5.107*1576.2651

31.60339294cU

3618.212cU

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

cd

D

UR

U1

1

3618.212

1002.0

1DU

0547.149DU

38. Calculo del área del intercambiador:

tU

QA

D

5.107*0547.149

31.60339294A

27020.3765 ftA

39. Comparación del área calculada en el paso anterior y la calculada en el paso 12

%226.0%

%100*70.3765

18.375770.3765%

desv

desv

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.


CÁLCULO DE LA CAIDA DE PRESIÓN EN EL LADO DE LOS TUBOS 40. Se estima f mediante la tabla 26 del texto de Kern, usando la carga de

condensación G y las propiedades f ,

fs , fk

ftlbG 3914.29

1.3036f

82.8018fs

0.2712fk

0.0002f

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

t

tt

Ds

LnfGP

1010*22.5

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:

PsiPt 7381.0

CÁLCULO DE LA CAIDA DE PRESIÓN EN EL LADO DE LA CARCAZA 44. Se supone un espacio plausible de los deflectores y se calcula el área de flujo: B =12.333 in Área de flujo:

Ts

P

BCDIa

144

* (ft2)

1*144

333.12*25.0*37sa

2792.0 ftas

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:

ss

a

wG (en lb/h ft2)

284.74471sG


42. Calculo de la caída de presión de regreso:

gs

nVPr

2

4 2

2.32*3269.1*2

1965.2*2*4 2

rP

PsiPr 4517.0

43. Calculo de la caída de presión total:

tr PPP

PsiP 1898.1

46. Se calcula el número de Reynolds:

see

GDR

441.1

28.74471*0608.0eR

664.3143eR

Donde:

eD : Diámetro equivalente para la

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

: 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

0026.0f

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

sD

NDIfGP

e

ss 10

2

10*22.5

1*

21

PsiPs 188.1

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.


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


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]

Sustancia Resistencia

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


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 Casco Tubos

Numero de pasos 1 2

Fluido circulado Mezcla de vapores Diclorometano

Temperatura de diseño (ºF) 399 269 Presión de diseño (psig) 30 30

Tolerancia de corrosión 0.1” 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.).


TUBOS

Cantidad 1044

Diámetro ¾” Calibre 10 BWG

Paso 1”

DEFLECTORES

Tipo Segmentados

Corte Vertical Espaciado 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]


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,


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:

Donde:

Pero,


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

Luego,

Número de spans,

Pues [TEMA, tabla CB-4.41]

Luego,

Luego,

Luego,

Cálculo del parámetro

Geometría del Span: 2 [Tabla v-5.3]

Donde:


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


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


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 0.1119 in

Espesor debido al esfuerzo longitudinal 0.1059 in


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


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.




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

Características Valores (pulgadas)

Boquilla 1 Boquilla 2

K 16 1/4 4 1/8 L 16 3 ¾ M 10 9 N 14 2 ½ J 1 3/8 7/8

H 21 7 Nº de barrenos 12 4 Diámetro de los

pernos 1 5/8

Círculo de los pernos

18 3/4 5 1/2

Longitud de los pernos

5 1/4 3 1/2

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 Características de la brida de la coraza (pulgadas)

I.D. A D G W B.C.

Nº y

tamaño

de los pernos

t h L g0 g1 E Emáx

37 42 3/4 39 7/8 39 3/8 1/2 41 1/8 48-3/4 2 1/4 1 5/8 3 7/8 0.380 0.786 - 38 13/16


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


I.D. A D G W B.C.

Nº y tamaño

de los pernos

t h L g0 g1 E

Tamaño de la

brida de la cabeza

37 48 45 1/8 44 5/8 1/2 46 3/8 52-3/4 3 5/8 1 5/8 5 1/4 0.380 0.786 - 42

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


Área de la extensión de la boquilla hacia el interior

Área de las soldaduras

Pero,

Entonces,

Cálculo del área de refuerzo

Con los valores:

Valores (in)


d 14 2.5 t 0,375 0.375 tr 0,0354 0,0354 tn 1,00 0,625 trn 0,0119 0,0023 h 1,3754 0,0423 C 0,1 0,1

Se obtiene:

Áreas Valores (in2)


A1 (1) 4,7544 0,849 A1 (2) 0,9339 0,6792

A1 MAYOR 4,7544 0,849 A2 (1) 1,8527 1,1676 A2 (2) 4,9405 1,9459

A2 MENOR 1,8527 1,1676 A3 2,4757 0,0444 A4 0,0812 0,0812

Boquilla 1 Área total:

Área de refuerzo requerida:

No se necesita de refuerzo adicional Boquilla 2 Área total


No se necesita de refuerzo adicional

36 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) Relación (2) Valor

a b+c b+i+g+h

15,75 14,6835 15.75

Se selecciona el valor mayor

Tabla 3.3.6.1. Ubicación de la boquilla 1.

a 15,75 in

b 5 1/4 in

c 10,5 in

d 0,2185 in

e 1 in

g 0 in

h 8 in

i 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.


a b+c b+i+g+h

7,375 7,1835 7,375




a 7,375

b 3 7/8 in

c 3,5 in

d 0,2185 in

e 1 in

g 0 in

h 1,875 in

i 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


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


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 0.1332”

Espesor debido al esfuerzo longitudinal 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”.


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



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


Tabla 4.3.1. Espesores de la boquilla 3




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,




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 0.1115”

Espesor debido al esfuerzo longitudinal 0.1057”


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

Características Valores (pulgadas)


K 16 1/4 L 16 M 10 N 14 J 1 3/8

H 21

Nº de barrenos 12 Diámetro de los

pernos 1

Círculo de los pernos

18 3/4

Longitud de los pernos

5 1/4

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.


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


I.D. A D G W B.C.

Nº y

tamaño de los

pernos

t h L g0 g1 E Emáx

37 42 3/4 39 7/8 39 3/8 1/2 41 1/8 48-3/4 2 1/4 1 5/8 3 7/8 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


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:

Valores (in)


d 6 14

t 0.375 0.375 tr 0.0332 0.0332 tn 0.875 1 trn 0.0052 0.0115 h 0.2449 1.3754 C 0.1 0.1

Se obtiene:

Áreas Valores (in2)


A1 (1) 2.0508 4.7852 A1 (2) 0.8545 0.9399

A1 MAYOR 2.0508 4.7852 A2 (1) 1.6309 1.8534 A2 (2) 3.8054 4.9425

A2 MENOR 1.6309 1.8534 A3 0.3796 2.4757 A4 0.0812 0.0812


Boquilla 3 Área total:


No se necesita de refuerzo adicional Boquilla 4 Área total


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.


a b+c b+i+g+h

9.375 8.933 9.375



a 9.375 in

b 3 7/8 in

c 5.5 in

d 0.2165 in

e 0.75 in

g 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.


a b+c b+i+g+h

14.375 13.058 14.375




a 14.375

b 3 7/8 in

c 10.5 in

d 0.2165 in

e 0.75 in

g 0 in

h 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”


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 1/2 ”

Espesor del borde acanalado ”

Separación entre tubos 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)


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.


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 pulg2. 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:


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


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


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”


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”


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”


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


Y = 9000 psi (ASME UA-49-1) G = 36.125” b = 0.25” 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.


HOJA DE ESPECIFICACIONES DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR Equipo No. (Tag): E-3

Función: Intercambiador de Calor

Dirección: Hoja No. 1

Localización de la planta: Cartagena, Colombia. Fecha: 2010-03-01

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

Nombre del Fluido Agua, Benceno, Nitrobenceno, A. sulfúrico, A. nítrico.

Diclorometano

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

Velocidad másica, lb/(h ft2) 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

Coeficiente global de transferencia de calor Limpio: 212.3618 Diseño 149.0547 BTU/h ft2 °F

CONSTRUCCIÓN Bosquejo del equipo

Lado de la Coraza Lado de los tubos Tipo AES

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

Conexiones: Diámetro Boquillas in Bridas

Entrada Salida Entrada Salida

14 2-1/2 6 14

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:


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


1. HOJA DE ESPECIFICACIONES EQUIPO DE SEPARACIÓN LIQUIDO-LIQUIDO

HOJA DE ESPECIFICACIONES SEPARADOR LIQUIDO-LIQUIDO

EQUIPO S-2

Función: Separador líquido-liquido

Hoja No. 2

DATOS DE OPERACION

NUMERO DE UNIDADES REQUERIDAS 1

GRAVEDAD ESPECÍFICA DE LOS COMPONENTES

CORAZA

CONTENIDO (SUSTANCIAS)

BENCENO, AGUA, NITROBENCENO, DIOXIDO DE NITROGENO, DINITROFENOL,

DNPONa, TNPONa, NaOH, Na2SO4, NaNO3

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 1

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 1 FACTOR DE JUNTA 1

REGISTROS

REFERENCIA

DIAMETRO NOMINAL

(in)

ESPESOR DE PARED

(in) TIPO BRIDA

PESO

NOMINAL (lb) MATERIAL OBSERVACIONES

R1 5 0,0245 CUELLO SOLDABLE 150

STAINLESS STEEL (316L/

317L) ENTRADA MEZCLA

R2 2 1/3 0,0222 CUELLO SOLDABLE 150


317L) SALIDA LIQUIDO ORGÁNICO



317L) SALIDA LÍQUIDO ACUOSO



317L) HANDHOLE

REFUERZOS NO

PRUEBA DE PRESIÓN HIDROSTÁTICA SI

PRUEBA DE PRESIÓN NEUMÁTICA SI

RADIOGRAFIADO SI

PRUEBA DE VIENTO NO

PRUEBA DE DEFLEXION NO

PRUEBA DE VIBRACION NO

PINTURA EXTERIOR O INTERIOR NO

PERNOS

REFERENCIA MATERIAL TIPO DIAMETRO in CANTIDAD OBSERVACIONES

PERNOS R1 STAINLESS STEEL (316L/ 317L) ESTÁNDAR 3/4 8 LIQUIDO



PREPARADO POR GRUPO 2 – DISEÑO I

REVISO FELIPE BUSTAMANTE

FECHA Febrero-24

PROCESO PRODUCCIÓN DE NITROBENCENO


1. 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.

2. 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).

3. 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 (Kmol/h)

Kg/h % x

Benceno (C6H6) 9.2915 725.6627 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)


Kg/h % x

Benceno (C6H6) 8.9882 701.9822 8.8992

Agua (H2O) 3.2978 59.4264 3.2651



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


Tabla 3. Corriente liquida acuosa de salida del separador Liquido-Liquido (S-2)


Kg/h % x

Benceno (C6H6) 0.3032 23.6805 8.8992

Agua (H2O) 1472.6689 26537.4929 3.2651



DNPONa 0.0118 2.4304 0.0029

TNPONa 0.0012 0.3143

NaOH 0.9606 38.4253 0.0799

Na2SO4 4.6229 656.4542 0.3846

NaNO3 0.3185 27.0740 0.0265

TOTAL 1473.6311 27363.2903 100.0000

4. CONDICIONES DE OPERACIÓN

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

5. 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.


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 Selección del material para la construcción del

recipiente: [4] 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.


7 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 Detalle de las costuras con el grado de inspección recomendada 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.

8 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].


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/m3

= 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 VALOR UNIDADES

PRESION 1.00 Atm

TEMPERATURA 50.00 °C

VISCOSIDAD 0.000906 kg/m-s

Cp 3.3273 kJ/Kg-C

K 0.2492 W/m-K

DENSIDAD 1041.5200 Kg/m3


Tabla 6. Propiedades de la salida acuosa del separador

SALIDA 1

CORRIENTE DE SALIDA ACUOSA :24

VALOR UNIDADES

PRESION 1.00 atm



Cp 4.0952 kJ/Kg-C

K 0.6237 W/m-K


Tabla 7. Propiedades de la salida orgánica del separador

SALIDA 2

CORRIENTE DE SALIDA ORGANICA: 23

VALOR UNIDADES

PRESION 1.00 atm



Cp 1.5369 KJ/Kg-C

K 0.1449 W/m-K


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


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.


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/m3

= 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. 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.

8.1.2.4 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


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


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.

9 ESPESOR DE LA CAMISA Y LAS TAPAS [12]

9.1 Espesor de la camisa Esfuerzo circunferencial:


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

10 CÁLCULO DEL VOLUMEN TOTAL DEL SEPARADOR [13]

VT= VCIL+2* VTAPAS Calculo de los volúmenes del cilindro y de las tapas:

)(2.15ft*24

L*D*πV 3

2

Total

VTOTAL=70.51 ft3


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

11 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 D0/t es igual o mayor que 10 (siendo D0, el diámetro externo del casco y t el espesor), la presión máxima externa se calcula por la expresión:

/t)(D 3

4BP

0

a

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:

/t)(D 3

2AEP

0

a

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.


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

/t)(D

BP

o

a

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.

13 BOQUILLAS DE ALIMENTACIÓN Y DESCARGAS

13.1 Calculo del diámetro óptimo:

Correlación: 13.045.09.3 qDopt Turbulento [16]

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

Tabla 9. Propiedades de mezcla y flujos

Propiedad Alimentación Acuoso Orgánico q (ft3/s) 0.3683 0.26809 0.1002 ρ (lb/ft3) 65.0193 62.5044 71.7428

Aplicando la correlación anterior se obtienen los siguientes resultados

Boquilla alimentación

Diámetro optimo en ft Velocidad (m/s)

0.3568 1.12302715


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.

Tabla 10. Diámetros de boquillas.

Boquilla Diámetro (in) Diámetro nominal (in)

Numero Cedula

(Acero inox.)

Alimentación 4.53693784 5 80s Acuoso 3.6920 4 80s

Orgánico 2.4143 2 ½ 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.


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 del tubo

Dnom (in) t nom (in) Dint (in) Dext (in)

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:


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]

REGISTRO Diámetro

nominal (in) Longitud

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.


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:


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.)

Boquilla Entrada mezcla

Salida acuoso

Salida 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

15 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.


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.

16 UBICACIÓN DE LOS REGISTROS

Boquillas: Las tres boquillas (medidores de presión, temperatura y nivel), serán ubicadas perpendicularmente al cuerpo del cilindro.

17 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.


17.1 Flexión 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 cálculos 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


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

Variables de las Ecuaciones

Valor

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 Silleta

Valor Valor

Restricción Restricción*

S1-Silleta 663,9073772

16700 Cumple S1-Silleta +

Presión Interna

713,6070647

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]


18 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) A B C D F

Diametro de

barrenos H

Numero de orejas para el recipiene

510.24 3/4 4-1/2 4-1/2 1-1/2 2-1/4 1-1/2 3/8 2

Las orejas serán realizadas del mismo material del tanque.


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.


19 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.

20 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.

21 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


[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. 88-

90

[12] MEGYESY. Eugene F. Óp. Cit. Pág. 18-20


[14] ASME. Óp. Cit. UG-28


[16] CLARKSON UNIVERSITY documents, online en:

http://people.clarkson.edu/~wilcox/Design/econdia.pdf




[20] Ibíd. Pág. 104,115

[21] Ibíd. Pág. 115

[22] Ibíd. Pág. 104,115



[25] Ibíd. Pág. 332

[26] Norma ANSI A13.1: 1981 y 1996


[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.

Diseño de Intercambiadores de Calor y separadores Liq-Liq

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