Cálculo de Vaso de Pressão

PLANEJAMENTO E PROJETOS NA INDÚSTRIA QUÍMICA – COD. 299

TANQUES DE ARMAZENAMENTO E VASOS DE PRESSÃO PRESS ÃO

1.

TANQUES TANQUES DE ARMAZENAMENTO

1.1 INTRODUÇÃO: Embora os tanques de armazenamento de produtos líquidos possam ser fabricados de vários tipos de materiais ( aço carbono, aço inox, plásticos, etc.), nesta apostila trataremos apenas de tanques de chapa de aço carbono, soldadas, verticais, cilíndricos, com revestimento interno ou não, não enterrados e sujeitos à pressão atmosférica ( conforme norma API de 0 a 0,5 psig).

1.2 CLASSIFICAÇÃO DOS TANQUES

1. Tanque Tanque de teto fifixo: teto auto-portante, apoiado no costado, suportados por estruturas de perfis metálicos. Quanto à forma o teto pode ser: cônico ( forma aproximada de um cone reto), esférico ou curvo ( forma aproximada de uma calota esférica), em gomos ( constituído de tal forma que qualquer seção horizontal seja um polígono regular). 2. Tanque de teto móvel: móvel: no seu interior interior existe existe um uma câmara de vapor vapor cuja pressão pre ssão é responsável pela movimentação do teto, o qual possui uma selagem entre o costado e o teto. São os chamados gasômetros. 3. Tanque de teto teto flutu flutuante: ante: teto flutu flutuaa sobre sobre a superfície superfície do líqui líquido, do, acom acompanhando sua movimentação. A perda por evaporação nesse tipo de tanque é bem menor do que no teto fixo, no entanto seu custo é maior do que o tanque de teto fixo. dc248.4shared.com/doc/bDrPM dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev s9H/prev iew.html iew.html

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1.3 VOLUME DE TANCAGEM

A determinação do volume de armazenamento de um tanque ou de vários tanques depende de vários fatores, dentre eles citamos: capacidade de produção da planta, autonomia que se requer, características do produto, tipo de transporte, consumo do produto armazenado, etc. A partir de um volume total que deve ser armazenado podemos projetar um único tanque ou vários tanques; sendo que a decisão deve levar em conta principalmente: Custo por m³ armazenado: quanto maior o volume de um tanque menor o custo de armazenamento. Segurança operacional: quanto maior o número de tanques, maiores os requisitos de segurança, porém poré m maior maior a flexi flexibil bilidade idade ope operacional. racional. Manutenção e Inspeção: quanto maior o número de tanques, maior o custo de manutenção e inspeção. Exigências de serviços: tanques para produtos com qualidade especificada e tanques para produtos produtos fora de especif especificação para para fu futuro turo reproc reprocessam essamen ento. to. Perdas por evaporação através o respiro do tanque: tanque de teto fixo x tanque de teto flutuante.

1.4 DIMENSÕES DOS TANQUES

As dimensões correspondem aos valores de Diâmetro interno e de Altura, ou seja a relação D/H. Para a definição desses valores os seguintes fatores são importantes: 1. Util Utilizar izar para pa ra def de finição inição da altu a ltura ra um núm número inteiro inteiro de chapas de aço aço carbo c arbono, no, ou seja a altura altura deverá sempre que possível ser um múltiplo da largura de chapas de aço carbono comerciais ( larguras usuais 1800 mm, 2400mm). 2. Para def de finição inição da altura altura calcul calcular ar as cargas de vento. vento. 3. Espaço Espaço disponível disponível para o tanqu ta nquee e sua bacia de contenção ( espaç es paçoo pequeno pequeno signi signiffica altura altura maior).

1.3 VOLUME DE TANCAGEM

A determinação do volume de armazenamento de um tanque ou de vários tanques depende de vários fatores, dentre eles citamos: capacidade de produção da planta, autonomia que se requer, características do produto, tipo de transporte, consumo do produto armazenado, etc. A partir de um volume total que deve ser armazenado podemos projetar um único tanque ou vários tanques; sendo que a decisão deve levar em conta principalmente: Custo por m³ armazenado: quanto maior o volume de um tanque menor o custo de armazenamento. Segurança operacional: quanto maior o número de tanques, maiores os requisitos de segurança, porém poré m maior maior a flexi flexibil bilidade idade ope operacional. racional. Manutenção e Inspeção: quanto maior o número de tanques, maior o custo de manutenção e inspeção. Exigências de serviços: tanques para produtos com qualidade especificada e tanques para produtos produtos fora de especif especificação para para fu futuro turo reproc reprocessam essamen ento. to. Perdas por evaporação através o respiro do tanque: tanque de teto fixo x tanque de teto flutuante.

1.4 DIMENSÕES DOS TANQUES

As dimensões correspondem aos valores de Diâmetro interno e de Altura, ou seja a relação D/H. Para a definição desses valores os seguintes fatores são importantes: 1. Util Utilizar izar para pa ra def de finição inição da altu a ltura ra um núm número inteiro inteiro de chapas de aço aço carbo c arbono, no, ou seja a altura altura deverá sempre que possível ser um múltiplo da largura de chapas de aço carbono comerciais ( larguras usuais 1800 mm, 2400mm). 2. Para def de finição inição da altura altura calcul calcular ar as cargas de vento. vento. 3. Espaço Espaço disponível disponível para o tanqu ta nquee e sua bacia de contenção ( espaç es paçoo pequeno pequeno signi signiffica altura altura maior).

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4. Para a defi de fini nição ção do di d iâmetro lembrar lembrar que: diâmetro diâmetro maiores maiores para produtos prod utos inf inflamáveis lamáveis defini definirá rá maior distância entre tanques dentro de uma mesma bacia e portanto área de armazenamento maior. Diâmetros maiores fundações menores devido a uma maior área para distribuição de cargas sobre as fundações.

1.5 DIQUES E BACIAS DE CONTENÇÃO

A finalidade das bacias de contenção cercadas por diques com altura que variam de 600 mm até 1800 mm, é a de conter o produto armazenado em caso de rompimento do tanque ou tubulação, conter o produto armazenado em caso de falha de operação, limitar um possível incêndio dentro de pequen pequenaa área. área. O vol voluume da baci bacia de conten contenção ção deve deve possu possuir a capaci capacidade dade do tanqu tanque, e, ou no caso de vários tanques na mesma bacia a mesma deve conter o volume do maior tanque mais o volume dos outros tanques compreendido abaixo da altura do dique. A distância mínima entre costados de tanques deve seguir os seguintes valores conforme normas perti pertinentes: entes: PNB 216 ( ABNT): Distancia mínima entre costados d = ¾ do diâmetro do maior tanque. API ( American Petroleum Institute) Para produtos em geral: d = 1/6 (D 1 + D2 ) Para óleos combustíveis ou inflamáveis: d = ½(D1 +D2 ).

1.6 NORMAS DE PROJETO PARA TANQUES

As normas habitualmente seguidas para o desenvolvimento do projeto de tanques de armazenamento são: API – 650 : para tanques em aço carbono soldado, cilíndricos, verticais não enterrados, fechados ou teto aberto e para pressão interna de 0 a 0,5 psig. PNB – 89: Para o projeto de tanques de aço carbono soldados, cilíndricos, verticais, não enterrados, para armazenamento de petróleo e seus derivados. Idêntica ao API – 650. API – 620: para tanques em aço carbono soldado, cilíndricos, verticais não enterrados, dc248.4shared.com/doc/bDrPM dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev s9H/prev iew.html iew.html

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fechados, para armazenamento de petróleo e seus derivados, e para pressões internas de 0,5 psig psig até 15 15 psig psig. API – 2000: Recomendações práticas para o projeto de respiros em tanques atmosféricos e de baixa pressão.

1.7. PROJETO DO COSTADO DE TANQUES DE ARMAZENAMENTO.

O projeto da espessura das da s chapas uti utilizadas no costado costa do de tanques tanques de d e arm a rmazen azenam amento ento atmosféricos considera-se que a espessura das mesmas não precisa ser a mesma para todo o costado, isto é, o anel mais inferior deve possuir uma espessura maior pois agüenta maior pressão estática interna devido à altura do líquido, enquanto que o anel mais superior pode ter espessura menor pois agüenta menor pressão estática devido a altura do líquido. Abaixo o dimensionamento da espessura das chapas do costado conforme PNB-89 e=0,03983 x D X(H-0,3) x G + c

e= espessura mínima em mm D = diâmetro interno do tanque em m H= distancia entre a linha de centro da junta inferior do anel considerado à cantoneira de reforço da borda superi superior or do costado costado ou à parte parte in inferior erior do ladrão do tan tanque que em metros. etros. G= densidade relativa do produto a ser armazenado. Esse valor deve sempre ser maior ou igual a 1. C = sobre espessura de corrosão em mm OBS.: O cálculo da espessura acima calculada é comparado à espessura comercial oferecida pelos fornecedores e escolhida a espessura imediatamente superior para compor o anel considerado. As espessuras acima serão adotadas se forem maiores ou iguais às espessuras mínimas abaixo consideradas: Para tanques com D menor que 15 m à 3/16” ( 4,75 mm) Para tanques com D menor que 35 m e maior que 15 m

à

¼” (6,3 mm)

Para tanques com D acima de 35 m e menor que 60 m à 5/16”(8,0mm) Para tanques com D maior que 60 m à 3/8” ( 9,5 mm) dc248.4shared.com/doc/bDrPM dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev s9H/prev iew.html iew.html

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1.8 PRINCIPAIS ACESSORIOS DE UM TANQUE DE ARMAZENAMENTO.

Conexão ( normalmente flangeada) para ent rada de produto no tanque Conexão ( normalmente flangeada) para s aída de produto do tanque Bocas de visita no costado e no teto do tanque. Escotilha para medição manual e retirada de amostra no teto do tanque Dreno de fundo d o tanque Escada helicoidal de acesso à plataforma do topo do tanque Trena para indicação do nível Poço para termômetro no costado do tanque. Bocal para conexão de manômetro no cos tado do tanque ou no topo do tanque Agitador mecânico Câmaras de espuma para combate a incêndio. Ladrão. Respiro ou válvula de pressão e vácuo no topo do tanque.

1.9. PROJETO DE RESPIROS E VÁLVULAS DE SEGURANÇA/VÁCUO PARA TANQUES ATMOSFÉRICOS. NORMA API 2000.

Os requisitos mínimos de controle de sobrepressão e de prevenção de vácuo em tanques atmosféricos segundo a Norma API 2000 são:

A – Requisitos para evitar vácuo

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A.1 : Esvaziamento: Durante o esvaziamento a capacidade da válvula de vácuo deve permitir a entrada de 560 ft³/h de ar para cada 100 barris ( 4200 galões) por hora de vazão de saída de produto. A.2. Efeito Térmico: Para uma determinada capacidade de armazenamento, a entrada de ar devido a um decréscimo na temperatura atmosférica deve seguir a seguinte tabela abaixo:

B - Requisitos para evitar sobrepressão

B.1. Enchimento: a capacidade da válvula de sobrepressão leva em conta o resultado da evaporação do produto armazenado e para tanto existem duas situações a saber: Para produtos com Ponto de Fulgor maior ou igual a 100 °F ( 37,8°C), o dimensionamento da válvula de sobrepressão ou “vent” deve ser equivalente a saída de 600ft³/h de ar para cada 100 barris ( 4200 gal) por hora de vazão de entrada de produto. Para produtos com Ponto de Fulgor menor que 100 °F ( 37,8°C), o dimensionamento da válvula de sobrepressão ou “vent” deve ser equivalente à saída de 1200 ft³/h de ar para cada 100 barris(4200 gal) por hora de vazão de entrada de produto. B. 2. Efeito Térmico: Para uma determinada capacidade de armazenamento e para um determinado Ponto de Fulgor, haverá uma capacidade correspondente de saída de gases equivalente à saída de ar mostrada na tabela a seguir, em função do Ponto de Fulgor do produto; devido a um acréscimo na temperatura atmosférica.

EM TODOS OS CASOS O DIMENSIONAMENTO DA VÁLVULA DE SGURANÇA E VÁCUO DEVE LEVAR EM CONTA A SOMA DOS DOIS FATORES ACIMA A SABER: MOVIMENTAÇÃO DO PRODUTO MAIS EFEITO TÉRMICO.


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Tabela referente ao requisito referente ao Efeito Térmico ( Expressa em ft³/h de ar a 14,7 psia e 60°F) CAPACIDADE DO TANQUE EM BARRIS

CAPACIDADE DO TANQUE EM GALÕES

DECRÉSCIMO DE TEMPERATURA ATMOSFÉRICA (VÁCUO)

AUMENTO DA TEMPERATURA ATMOSFÉRICA

AUMENTO DA TEMPERATURA ATMOSFÉRICA

(SOBREPRESSÃO) PARA PONTO DE FULGOR MAIOR OU IGUAL A 100 °F

(SOBREPRESSÃO) PARA PONTO DE FULGOR MENOR QUE 100°f

60

2500

60

40

60

100

4200

100

60

100

500

21000

500

300

500

1000

42000

1000

600

1000

2000

84000

2000

1200

2000

3000

126000

3000

1800

3000

5000

210000

5000

3000

5000

10000

420000

10000

6000

10000


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2.VASOS DE PRESSÃO

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2.1. INTRODUÇÃO: Vasos de pressão são equipamentos de processo estanques, de dimensões e formato normalizados, capazes de conter um fluído pressurizado. São classificados em : Vasos não sujeitos a chama, empregados em três casos gerais numa indústria química: ARMAZENAMENTO DE GASES SOB PRESSÃO, PROCESSAMENTO DE GASES E LÍQUIDOS, ACUMULAÇÃO INTERMEDIÁRIA DE GASES E LÍQUIDOS EM PROCESSOS INDUSTRIAIS. São exemplos de vasos de pressão não sujeito a chama: Vasos de armazenamento e de acumulação intermediários, Torres de destilação fracionada, Torres de Absorção, Torres de Extração, Reatores químicos, Evaporadores, Esferas de armazenamento de gases liquefeitos, Vasos separadores de fases, Trocadores de Calor. Vasos sujeito a chama: Caldeiras e Fornos.

2.2 DESCRIÇÃO

Os vasos de pressão são formados pelo: CORPO ( também chamado de Casco ou Costado), normalmente cilíndrico, cônico, esférico ou combinações dessas formas. TAMPOS utilizados para fechamento do corpo, podendo ter formas elipsoidal, semi-esférica, cônica e toro-esférica. A escolha do tipo de tampo ( também chamada de fundo ou calota) mais adequado para cada situação depende de uma série de fatores como pressão, dimensões, material de construção, espessura da chapa, estado físico de produto armazenado e custo. Algumas regras práticas podem ser seguidas tais como: Fundos chatos ou planos empregam-se para vasos de pressão de pequeno porte e para baixas pressões. Fundos ou tampos toro-esféricos utilizam-se para pressões até 400 kPa e/ou diâmetros menores que 2 metros. Fundos ou tampos elípticos para pressões superiores a 400 kPa e /ou diâmetros superiores a 2 metros. Fundos ou tampos hemisféricos são os que apresentam a forma ideal quanto à espessura necessária para resistir a uma dada pressão, porém são restritos à armazenamento de gases ou líquidos muito voláteis e portanto com alta pressão de vapor. Apresentam alto custo de fabricação quando comparado com os outros tipos. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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POSIÇÃO: Horizontais, verticais ou inclinados PRINCIPAIS DIMENSÕES: DI: Diâmetro interno DE: Diâmetro externo CET: Comprimento entre tangentes.

2.3 NORMA DE PROJETO A norma de projeto mais utilizada para vasos de pressão é o Código ASME ( American Society of Mechanical Engineers) – Seção VIII: Vasos de Pressão.

2.4. DESENVOLVIMENTO DO PROJETO DE UM VASO DE PRESSÃO

1. Definição dos dados de Processo ( ou Operação) Função do vaso de pressão ( torre, acumulador, etc.) Propriedades do produto: composição química; concentração; densidade; corrosividade; vazão, temperatura e pressão de operação de todas as correntes que entram e saem do vaso. Considerar também valores máximos e mínimos. Temperatura e Pressão de operação do equipamento. Considerar também valores máximos e mínimos . Volume armazenado ou tempo de residência: valores normais, máximo e mínimo. Para trocadores de calor: Carga térmica, temperaturas de entrada e saída, viscosidades , coeficientes de incrustação, calores es pecíficos, condutividades térmicas, perda de carga máxima.

2. PROJETO DE PROCESSO DO VASO: Consiste no cálculo das dimensões gerais do equipamento e na definição de todos os detalhes do equipamento ( bocais, peças internas, etc.) Formato do vaso: cilíndrico, es férico, compos to. Dimens ões gerais: DI, CET Tipo do tampo ( Elíptico, Toro-esférico, etc.) dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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Posição de instalação ( Vertical, horizontal, inclinado). Posição e elevação dos bocais Detalhes internos : tipo, localização, formato, dimensões gerais, espaçamentos, etc.( bandejas, vertedouros, enchimento, demisters, chicanas, defletores, quebra vórtices, serpentinas, etc.) Definição da Press ão e Temperatura de Projeto Diâmetro nominal de todos os bocais ligados às tubulações, inclusive os de instrumentos. Definição dos níveis máximo, mínimo e n ormal Elevação do v aso, principalmente s e houver necessidade de NPSH para bombas. Necessidade ou não de isolamento térmico Indicação básica dos materiais de construção Instruções de condicionamento para partida e de parada para limpeza. Enquadramento na Categoria de trabalho conforme norma NR-13. Exigências es peciais de trans porte, montagem, manutenção e inspeção. Se for trocador de calor: Tipo conforme norma TEMA; Número de pass es pelos tubos e pelo casco; Área de troca térmica; Quantidade, arranjo, espaçamento e diâmetro dos tubos; Tipo dos tubos ( lisos ou aletados); Tipo de chicanas; Diâmetro do casco.

3. PROJETO MECÂNICO

Seleção/especificação de todos os materiais do vaso, flanges, pescoço, bocais, suportes, p eças internas, etc. Definição da sobrespessura de corrosão e proteção interna e externa com pintura. Dimensões finais Tipo de tampos Norma de projeto ( ASME), NR-13 Definição da eficiência de soldas/grau de inspeção. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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Cálculo mecânico: espessura, reforços, etc. Dimensões e espes suras da bas e e berços. Chumbadores Elevação e orientação dos bocais Cálculo da PMTA e pressão de tes te hidrostático Cálculo do peso vazio/ cheio com água/ e em operação Condições de transporte e montagem Desenho de detalhes cons trutivos Tratamento térmico de soldas/especificação de s oldagem.

2.5. CONDIÇÕES DE OPERAÇÃO E DE PROJETO DE VASOS DE PRESSÃO

2.5.1. Pressão Normal de Operação: é a pressão reinante no topo do vaso nas condições normais de operação. Dependendo do caso se define também a pressão no fundo do vaso medindo-se a coluna líquida.

2.5.2. Pressão Máxima de Operação: é a condição de pressão no topo do vaso que pode ser atingida em condições normais de operação, em condições anormais como emergências, partida e parada, falha de sistemas de controle, limpezas especiais para manutenção, etc.

2.5.3. Pressão Mínima de Operação: é a condição em que em situações normais e anormais conforme acima citado a pressão no topo do vaso poderá atingir valores menores que a pressão atmosférica.

2.5.4. Temperatura Normal de operação: consiste na temperatura média real da parede do vaso nas condições normais de operação. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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2.5.5. Temperatura Máxima de Operação: consiste na temperatura real da parede do vaso em condições normais ou anormais conforme citado acima.

2.5.6. Temperatura Mínima de Operação: é o menor valor que a parede do vaso pode atingir em condições normais ou anormais conforme acima descrito.

2.5.7. Temperatura e Pressão de Projeto: O Código Asme Seção VIII – Divisão 1 no parágrafo UG-21, considera que a pressão de projeto é a pressão correspondente às condições mais severas de pressão e temperatura coincidentes que possam ser previstas em serviço. Para os vasos que possam estar submetidos simultaneamente, ou sucessivamente à pressão interna e à pressão externa, devem ser estabelecidos dois valores de pressão de projeto correspondentes a cada uma dessas condições. Normalmente o cálculo deverá ser feito em função de cada uma das pressões de projeto como agindo isoladamente. De acordo com o código ASME Seção VIII ( parágrafo U.1, Divisão 1), o valor mínimo da pressão interna de projeto é de 1,0 kgf/cm2, mesmo para os vasos que operam com pressão nula ou muito baixa. O parágrafo UG-20 do código ASME Seção VIII, Divisão 1, admite temperaturas de projeto diferentes para diversas partes de um mesmo vaso, desde que essas variações de temperatura possam ser claramente estabelecidas ( exemplo: coluna de destilação). É prática usual fixar-se a temperatura de projeto 30°C ou 50°C acima da máx ima temperatura que efetivamente possa ocorrer na parede do vaso.

2.5.8. Pressão de Abertura da Válvula de Segurança ( Safety valve set pressure ): No caso de vasos projetados para pressão interna, que tenham dispositivo de alívio de pressão, é usual adotar-se para a pressão de abertura desses dispositivos o maior dos dois seguintes valores: Pressão máxima de operação acrescida de 10%. Pressão máxima de operação mais 1,5 kgf/cm2 manométricos Nota: O Código ASME, Seção VIII, Divisão 2 ( parágrafo AD-121), considera formalmente a pressão de projeto como sendo igual à pressão de abertura do dispositivo de alívio de pressão. Nos permutadores de calor temos quase sempre dois valores diferentes de pressão de projeto e de temperatura, correspondentes a cada um dos dois circuitos de circulação de fluidos. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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2.5.9. Pressão Máxima de Trabalho Admissível : a PMTA, segundo o código ASME, do vaso todo é o maior valor permissível para pressão, medida no topo do vaso, na posição normal de trabalho, na temperatura correspondente à pressão considerada, tomando-se o vaso com espessura corroída. Será calculada posteriormente. Na maioria das vezes PMTA é maior que a pressão de projeto.

2.5.10. Pressão de Teste Hidrostático: o teste hidrostático tem por finalidade a detecção de possíveis defeitos, falhas ou v azamentos em soldas, roscas, partes mandriladas e em outras ligações no próprio vaso ou em seus acessórios externos ou internos. Essa pressão é maior que a pressão de projeto e também maior que a PMTA. Segundo o código ASME a pressão de teste deve ser no mínimo 1,5 vez a PMTA. Quando o PMTA não for calculada, permite-se que a pressão seja 1,5 x a pressão de projeto x Sc/Sh em que Sc e Sh são respectivamente, as tensões admissíveis do material em temperatura ambiente e na temperatura de projeto do vaso.

2.6. CÁLCULO DA ESPESSURA DA PAREDE DA PARTE CILINDRICA DO VASO, PARA PRESSÃO INTERNA.

e = ____P x R + C SxE – 0,6 P

e = espessura mínima R= raio interno do cilindro P = pressão manométrica interna de projeto ( acrescentar o efeito de coluna hidrostática de liquido quando for o caso) S= tensão admissível básica do material em função da temperatura de projeto do Vaso ( valor obtido por tabela). E=coeficiente de eficiência de solda – Tabela. Depende do tipo de solda e o grau de dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

inspeção adotado. Radiagrafia total à E= 1,0 Radiografia parcial à E=0,85 Sem radiografia à E= 0,70 C= sobrespessura de corrosão. IMPORTANTE: A espessura que deve ser utilizada para a construção do casco do vaso é a espessura comercial imediatamente superior ao e calculado

2.7. CÁLCULO DA ESPESSURA DO CASCO ESFÉRICO PARA PRESSÃO INTERNA.

e=PxR+C 2SxE – 0,2P IMPORTANTE: A espessura que deve ser utilizada para a construção do casco do vaso é a espessura comercial imediatamente superior ao e calculado

2.8 CÁLCULO DA ESPESSURA DE TAMPOS PARA PRESSÃO INTERNA

Tampos elípticos com relação semi-eixos 2:1 e=PxR+C SxE – 0,1P

Tampos toriesférico

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e= 0,885 P x L +C onde L= raio da coroa central e coincide com o diâmetro do SxE-0,1P vaso

Definições importantes : . Espessura Requerida: é aquela determinada pelas formulas do código, utilizando a pressão e a temperatura de projeto, antes de somar a sobre espessura de corrosão. . Espessura de Projeto: é a espessura requerida mais a sobre espessura de corrosão. . Espessura nominal ( ou espessura comercial): espessura comercialmente disponível, sempre um valor imediatamente superior à espessura de projeto.

IMPORTANTE: A espessura que deve ser utilizada para a construção dos tampos do vaso é a espessura comercial.

2.9 .PRESSÃO MÁXIMA DE TRABALHO ADMISSÍVEL PARA O CASCO CILINDRICO Conforme anteriormente definido a pressão máxima de trabalho admissível deve ser calculada, considerando que o vaso já esteja corroído, ou seja, não incluindo a sobre espessura de corrosão: PMTA = S x E x e R + 0,6 x e Onde a espessura e é a espessura comercial utilizada menos a sobre espessura de corrosão e os demais termos são os anteriormente definidos.

2.10. PRESSÃO MÁXIMA DE TRABALHO ADMISSÍVEL PARA OS TAMPOS


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Tampo elíptico: PMTA = S x E x e R + 0,1 x e Tampo Toriesférico: PMTA = S x E x e 0,885 x L + 0,1 x e Onde a espessura e é a espessura comercial utilizada menos a sobre espessura de corrosão e os demais termos são os anteriormente definidos.

2.11. DETERMINAÇÃO DO COMPRIMENTO E DO DIÂMETRO DE VASOS DE PRESSÃO.

A determinação do volume de um vaso de pressão, isto é a determinação do comprimento entre tangentes ( CET) e do diâmetro interno, é comandada pelos dados de processo e necessidades operacionais. Exemplo: Reatores químicos à velocidade espacial Torre de Destilação à máxima vazão de vapor que não arraste líquido e número de pratos e portanto a distância entre eles ( ou altura de enchimento se for coluna com recheio), mais o volume de “surto”. Vaso de Flash à velocidade dos vapores e volume de “surto” do líquido. Esferaà Capacidade de armazenamento.

A relação recomendada entre CET/Di para um vaso de pressão, está situada entre os valores: 1,5 < CET/D <5. A escolha mais adequada dentro da faixa citada é influenciada por outros fatores tais como: forma do vaso, espaço na planta, tempo de surto, tempo de residência, velocidade de separação de fases, existência de partes internas ( chicanas, bandejas, recheio, etc.), custo, etc.

12. POSIÇÃO DOS VASOS DE PRESSÃO


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A escolha da posição do vaso e pressão ( Vertical ou Horizontal) depende fundamentalmente do tipo de função ao qual ele se presta, associada ao espaço na planta e ao custo. Vaso Vertical. # Para separar misturas onde a razão mássica V/L é grande. # Tambor de Flash # Tambor de sucção de compressores #Tambor de gás combustível # Tambor de refluxo de torres de destilação # Torre de destilação e de absorção # Tambor de descarga contínua de caldeiras

Vaso Horizontal.

# Para separar misturas com V/L baixo # Tambor para separação contínua de dois líquidos imiscíveis # Desaerador de água para caldeiras #Tambor de refluxo de torres de destilação # Vaso de descarga intermitente de caldeiras.

12. PROJETO DE VASOS DE NORMALIZAÇÃO

São também conhecidos como tanques de retenção ou pulmões ou intermediários, possuindo somente a função de garantir funcionamento uniforme do processo. O volume necessário guarda uma relação direta com as capacidades das bombas que o alimentam e pelas bombas que retiram produto deles conforme o balanço material constante no projeto básico. Deve haver reserva suficiente para possibilitar uma ação corretiva em períodos anormais de operação. Um estudo de dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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análise de risco sobre o processo permitirá fixar com razoável confiança o tempo de duração de um colapso no consumo ou na alimentação para se poder calcular a capacidade de retenção necessária.

2.13.1. SURTO: Tempo de surto ( ou surge time) é o tempo necessário para esvaziar o vaso, se a alimentação for interrompida, ou seja é o tempo de que se dispõe para iniciar a ação corretiva na eventualidade de ocorrer uma alteração crítica de vazão. Num sentido mais genérico o tempo de surto é o tempo necessário para o nível do líquido variar entre dois pontos definidos do vaso, para valores particulares das vazões. Desta forma podemos delimitar um nível normal de operação em um vaso de pressão (Nn); nível baixo ( Nb)como sendo o menor nível que o líquido pode atingir em qualquer situação, por falta de alimentação; e nível alto ( Na) como sendo o nível máximo que o líquido pode atingir em qualquer situação, por falta de retirada de produto. Definindo: Q an como tempo de surto necessário para queda do nível desde Na até Nn ; Q nb como o tempo de surto necessário para a queda de Nn até Nb; e Q ab como o tempo de surto necessário para o nível cair de Na até Nb.

. TABELA DE TEMPOS DE SURTO ( EM MINUTOS) RECOMENDADOS PARA OS PRINCIPAIS EQUIPAMENTOS DE UMA INSTALAÇÃO INDUSTRIAL.

FUNÇÃO

ab

V

an

H

V

nb

H

H

Vaso de alimentação de Fornos

8-20

Vaso de refluxo de torre de destilação

3-6

5-15

1

2

2

5

Vaso de “flash”

3-6

3-6

1

2

2

2

Vaso que alimenta uma bomba

5-15

5-15

2

2

5

5

Pote de condensado

2-5

Desaerador dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

2

V 10

1 8-35

2 6

15 19/44

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Tambor de vapor de caldeiras Coluna de destilação alimentando outra coluna

8-35 5-15

6 2

15 5

Os tempos de surto acima podem ser alterados em função da existência ou não de instrumentação automática, intertravamentos, alarmes, treinamento dos operadores, distância entre a casa de controle e os equipamentos, etc.

.CAPACIDADE DE SURTO : A capacidade de surto é o volume a ser previsto para permitir que os controles do processo se ajustem à alterações sofrida pela operação, tornando possível a ação corretiva numa velocidade adequada para minimizar a propagação de efeitos adversos sobre o restante do sistema; exercendo a função de amortecedora entre a alimentação e a saída. Por exemplo, se a bomba de alimentação de uma coluna for danificada, deve haver capacidade de reserva suficiente para o operador ir até a área e dar partida na bomba reserva. O volume de surto do vaso é o produto do tempo de esvaziamento ( tempo de surto) pela vazão de saída, caso seja interrompida a alimentação.

2.13.2. DIMENSIONAMENTO: Após efetuada a escolha da posição do vaso ( vertical ou horizontal) com base nos requisitos do processo, espaço na planta, custo, etc; proceder-se-á ao dimensionamento do vaso com base no tempo de surto total e na vazão de alimentação, fixando-se um volume preliminar. Utilizando-se uma relação geométrica recomendada entre CET ( comprimento entre tangentes) e diâmetro interno do vaso, calcula-se um seção transversal, para posteriormente proceder-se ao cálculo das diferenças de nível a e b a partir dos tempos de surto para enchimento entre Ln e La sem consumo e esvaziamento de Ln até Lb sem alimentação.

Vaso Vertical: Para o caso de vaso vertical em primeiro lugar fixa-se um tempo de surto Q ba conforme valores recomendados na tabela no. 1 e em seguida calcula-se o volume de surto Vba. Vba = Qe. Q ba ( Qe = vazão volumétrica de entrada) Chamando Vba de volume útil do vaso podemos também escrever que :


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Vab = V = P D² L onde D é o diâmetro interno do vaso e L = CET 4

Como essa equação possui duas incógnitas, vamos adotar uma relação L/D dentro dos valores recomendados, isto é : 1,5 < L/D< 5,0; e portanto a expressão ficará:

Vab= V = P . D³ L 4. D

D = [( 4/P ) (V/(L/D))]¹/³

e S = P /4 [( 4/P ) (V/(L/D))]²/³

Posteriormente calcula-se a e b com base nos tempos de surto Qna e Q nb, sendo:

a = Qe. Qna b = Qs . Q nb SS

Lembrando que em regime permanente as vazões de entrada ( Qe) e de saída( Qs) são iguais. Ver exercícios de aplicação. Em certas ocasiões podermos projetar um vaso de pressão onde somente o tempo de surto de esvaziamento será importante ou então onde somente o tempo de enchimento será importante, e neste caso deveremos determinar somente a distância a ou a distância b; adotando-se para o CET do vaso um valor compreendido entre os limites usuais, isto é: 1,5 < CET/D < 5,0; ou segundo alguns autores 3,0 < CET/D< 5,0


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OBS.: Em ambos os casos o volume contido nos tampos dos vasos pode ser desprezado, constituindo-se assim num crédito adicional para o volume de surto.

Vaso Horizontal: Para o projeto de vasos horizontais devemos nos lembrar que a secção transversal varia com o nível de líquido no tanque e o método mais apropriado seria calcular primeiramente o volume necessário para acomodar o surto, para depois se obter os valores de a e b com auxilio da tabela abaixo.

Para vasos horizontais o cálculo do volume líquido contido no mesmo em níveis intermediários segue o cálculo do volume de uma calha ( excluindo o volume contido nos tampos) e a partir de um vaso com diâmetro interno = D e área da seção transversal = A; estando operando com uma altura de nível = H a área da seção transversal correspondente ocupada pelo líquido será As; guardando portanto a seguinte relação:

H/D

As/A

0,100

0,0520

0,150

0,0941

0,200

0,1424

0,250

0,1955

0,300

0,2523

0,350

0,3119

0,400

0,3735

0,450

0,4364

0,500

0,500

As H A = p D²/4

E nesse caso o volume contido na calha com altura de líquido = H será As x L onde L é o comprimento entre tangentes e As é determinado pela tabela dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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acima. Para melhor fixação dos conceitos acima Exercícios serão realizados em classe.

2.13.3. EXERCÍCIOS:

1º.)Calcular as dimensões de um vaso cilíndrico vertical que funciona como pulmão, sabendo-se que: a vazão de entrada é igual a vazão de saída e tem o valor de 30m³/h, o tempo de surto para o nível cair desde o nível normal até o nível baixo é de 8 minutos e o nível normal deverá corresponder a 40% do CET. 2º.) Repetir o exercício acima para um vaso horizontal, adotando como nível normal 40% do D ( diâmetro interno).

3º.)Projetar um vaso horizontal pulmão de 1500 mm de diâmetro, para conter entre o nível mínimo e o nível máximo 6.000 litros. Considerar que o nível mínimo está a 225 mm do fundo do vaso e o nível máximo a 225 mm do topo do vaso. Conferir a relação CET/D.

4º.) Projetar um vaso de refluxo horizontal para uma coluna de destilação, o qual deverá operar com nível normal de 50%, sabendo-se que a vazão de refluxo deverá ser de 12 t/h e a retirada de destilado de 5 t/h ( massa específica do refluxo e do destilado = 0,79 t/m³. Adotar CET/D = 3,0. Adotar tempo de surto conforme tabela apresentada nesta apostila.

5º.)Projetar um vaso pulmão vertical cuja vazão de entrada = vazão de saída = 25 m³/h onde o tempo de surto Qna = 3 min e Qnb = 5 min. Considerar que o nível baixo deverá estar a 150 mm na linha de tangencia inferior e o nível alto deverá estar a 300 mm da linha de tangência superior. Adotar CET/D = 3,0

6º.) Dimensionar um vaso vertical de carga para uma bomba com vazão de entrada = vazão de saída de 20 m³/h, sabendo-se que Qab = 10 min. Os tempos de surto são:Qan= 2 min e nb=5 min. Adotar CET/D = 1,5 e reservando um mínimo de 300 mm no topo como espaço para o vapor e 300 mm no fundo para garantir carga líquida para a bomba quando for atingido o nível dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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máximo.

7ª.) Repetir o problema anterior para um tanque horizontal.

8ª.) Projetar um vaso de refluxo vertical para uma coluna de destilação que opera com vazão de refluxo de 15 m³/h e vazão de produto de 6 m³/h sabendo-se que o tempo de surto para esvaziamento deverá ser de 4 min e o tempo de surto para enchimento de 7 min. Considera o nível alto a 150 mm da linha de tangência superior e o nível baixo a 150 mm da linha de tangência inferior. Determinar a percentagem do nível normal em relação ao CET. Adotar CET/D = 3,5.

9ª.) Repetir o problema anterior para um vaso horizontal.

10ª.) Projetar um vaso de flash de 800 mm de diâmetro interno, com vazão de líquido de 10 m³/h e tempo de surto conforme valores constantes da tabela apresentada no texto.

14. PROJETO DE VASOS DE PRESSÃO PARA SEPARAÇÃO DE

LÍQUIDO – VAPOR

VASOS DE PROCESSO: Os vasos de processo propriamente ditos são os reservados para funções mais complexas do que somente os vasos pulmão, uma vez que devem proporcionar unções como mistura ou separação de fases, dissolução, neutralização, cristalização, aeração ou reação química, destilação, absorção, extração, etc. Geralmente são equipados com acessórios como chicanas, agitadores, bandejas, recheios diversos, etc. As dimensões principais devem ser fixadas de acordo com a função que os vasos exercem no processo, utilizando a equação de projeto específica.

2.14.1. SEPARADORES VAPOR – LIQUIDO.


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Em geral os vasos separadores vapor-líquido exercem dupla função: separar o vapor e o líquido transportados conjuntamente pela tubulação de alimentação e funcionar como vasos de acúmulo do líquido separado. São exemplos os vasos de flash, vasos de sucção de compressores, colunas de destilação, etc. O princípio que norteia a escolha das dimensões principais desses equipamentos ( comprimento entre tangentes e diâmetro interno) é a velocidade máxima dos vapores ascendentes que não causa grande quantidade de arraste de gotículas de líquido para a fase vapor ( ou gasosa), isto é, busca-se determinar o mínimo diâmetro que o vaso de pressão ( normalmente vertical) deve possuir para manter o arraste dentro de valores baixos. Qualquer diâmetro maior que o calculado provocará velocidades menores que a máxima velocidade que causa arraste de líquido para o vapor. De um modo geral os tanques com grandes volumes de surto devem ser horizontais, como é o caso dos acumuladores de líquido para a coluna atmosférica de uma refinaria de petróleo. Um vaso de coleta interestágio de um compressor será um vaso vertical No projeto de vasos separadores V-L a presença de coalescedores ( demisters) no topo do vaso também deve ser considerada para permitir maiores velocidades e portanto diâmetros menores. A decantação de uma gotícula sob a ação da gravidade ocorre em movimento acelerado até que a força de atrito fluido sobre a gotícula que cresce à medida que a velocidade aumenta, iguala o peso da gotícula. A partir daí a decantação ocorre com velocidade constante denominada velocidade terminal de decantação. Para partículas esféricas a velocidade de decantação é dada pela seguinte expressão: ______________ u=

Ö 4 . g D ( r L - r ) G

__________  3 C rG

em função do diâmetro da partícula, das massas específicas do líquido e do gás e do coeficiente de arrasto que dependo do número de Reynolds da partícula.

Para simplificação Souders e Brown propuseram uma equação empírica para calcular a velocidade superficial de arrasto v de gotículas entre as bandejas de colunas de destilação, absorção e stripping, representada pela equação abaixo, equação esta que se aplica perfeitamente para o projeto de vasos separadores V-L. ______________ dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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vmax = k Ö ( r L - rG)/ rG)

vmax em m/s

r L = densidade do liquido em kg/m³ rG= densidade do vapor em kg/m³ k = 0,06096 ( sem demister) k = 0,10668 ( com demister)

RECOMENDA-SE PARA O CÁLCULO DO DIÂMETRO UTILIZAR A VELOCIDADE DE PROJETO COMO SENDO 75% DO VALOR DA VELOCIDADE MÁXIMA ACIMA REFERIDA.

A necessidade de se projetar vasos de pressão que favoreçam a separação da fase líquida e da fase vapor, tais como vasos de flash, vasos de sucção de compressores, colunas de destilação, etc.; é muito comum nas indústrias químicas. O principio que norteia a escolha das dimensões principais desses equipamentos ( comprimento entre tangentes e diâmetro interno) é a velocidade máxima dos vapores ascendentes que não causa arraste de gotículas de líquido para a fase vapor ( ou gasosa), isto é, busca-se determinar o mínimo diâmetro que um vaso de pressão ( normalmente vertical para essas aplicações) deve possuir, posto que qualquer diâmetro maior que o calculado provocará velocidades menores que a máxima velocidade que causa arraste de líquido para o vapor. No projeto de vasos separadores L-V a presença de coalescedores ( demister) no topo do vaso também deve ser considerada para permitir maiores velocidades e portanto diâmetros menores. O projeto neste caso visa determinar o menor diâmetro que o vaso deve ter de tal sorte que o arraste de líquido pelos vapores ascendentes seja menor que 1%. Qualquer diâmetro maior que o mínimo é aceitável. O tempo de surto também deve sr calculado nestes casos após a escolha do diâmetro interno do vaso.

Algumas dimensões práticas recomendadas para o caso de vasos separadores verticais: - Distância mínima entre o nível de líquido máximo e o bocal de entrada = 500 mm Distância mínima entre o bocal de entrada e o demister = Diâmetro interno do vaso dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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ou no mínimo 100 mm. - Distância entre o demister ( aprox. 100 mm de espessura) e a linha de tangência do topo = 300 mm

2.14.2. SEPARADOR VERTICAL

Através do cálculo da velocidade de arrasto v podemos dimensionar o separador, utilizando um valor prático de 75% da velocidade de passagem do fluido pelo separador ( com ou sem demister). De posse de v p( velocidade de projeto) obtemos: ________ Q/v p = P . Dmin ²/4 ou Dmin = Ö 4Q/P v p Q = Q G + QL

O volume V do reservatório de líquido deve ser obtido em função da vazão Q L de alimentação de líquido e do tempo de surto Qab ( mínimo de 5 minutos)

V = Q L Qab = P . D². H H = 4V___ 4 P . D² Isto permite calcular a altura H de líquido entre o valor baixo e o valor mais alto permitido e posteriormente a altura total CET que deve ficar entre 1,5 e 5,0. Se o volume de líquido for muito pequeno, aumenta-se o tempo de surto de modo a resultar CET/D maior. Por outro lado se, para satisfazer o tempo de surto, se chegar a CET/D maior que 5,0 deve-se aumentar o diâmetro do vaso. O bocal de alimentação do gás é dimensionado com um velocidade

v B obtido pela expressão:

____ ____

4,6 Ö r m < v B < 7,6 Ö r m onde r m = Massa específica da mistura. Para o cálculo do diâmetro do bocal de saída de líquido do vaso, seja por gravidade, seja quando a dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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pressão interna é superior; deverá haver uma altura mínima de líquido no vaso que deverá ser fixada durante o projeto a fim de garantir o dimensionamento adequado. Para fins de projeto utiliza-se uma altura mínima crítica de três alturas de velocidade:

hc = 3 v²/2g = 3/2g[(4QL/P .Db²)]² Onde hc é a altura crítica, QL a vazão líquida em m³/s, Db é o diâmetro do bocal em metros e g = 9,8 m/s²

2.14.3. EXERCÍCIOS:

1ª.) Projetar um vaso de flash vertical cuja vazão de entrada é de 24.000 kg/h ( 30% em massa de fase gasosa e 70% m de fase líquida), sabendo-se que a massa especifica da fase gasosa é de 11 kg/m³ e a massa especifica da fase líquida é de 984 kg/m³. O tempo de surto Qab = 8 min e o vaso não deverá possuir demister. Determinar o CET, D e diâmetro do bocal de entrada

2ª.) Repetir o problema anterior considerando o vaso com demister.

3ª.)Projetar um vaso de sucção de um compressor vertical cuja vazão total é de 36.000 kg/h ( com 80 % em massa de fase gasosa e 20% em massa de fase líquida), sabendo-se que a massa especifica da fase gasosa é 55 kg/m³ e da fase líquida 870 kg/m³. Adotando-se como nível normal do líquido no vaso de 20% do CET, calcular o tempo de surto para esvaziamento do vaso. Considerar CET/D = 4,0. Efetuar os cálculos considerando o vaso com demister. Determinar o CET, D e o diâmetro do bocal de entrada. 4ª.) Repetir o problema anterior considerando o vaso sem demister. 5º.). Projetar um vaso de sucção de um compressor ( vertical) que recebe uma vazão total de 215.000 kg/h, composta de 92% de gás e restante água. As massas específicas do gás e do líquido são respectivamente 11,04 kg/m³ e 990 kg/m³. O vaso não deverá possuir demister. O tempo de surto para esvaziamento desde o nível normal até o nível baixo deverá ser de 4 minutos e o tempo de surto para atingir o nível alto desde o nível normal deverá ser de 8 minutos. 6º). Repetir o exercício anterior instalando-se um demister.


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7º). Deseja-se projetar um vaso separador de líquido arrastado por uma corrente gasosa de uma unidade industrial onde os seguintes valores são conhecidos: Vazão de gás incluindo o arraste 1200 kmol/h Massa molar do gás 25 Condições de operação: Temperatura 150°C Pressão 1830 kPa abs. Fator de compressibilidade 1,0 Líquido arrastado Quantidade em massa 30% Massa específica 890 kg/m³ Adotar tempo de surto de 15 min para esvaziamento deste o nível normal até o nível mínimo que deve coincidir com a linha de tangência de fundo. Calcular Sem demister

8º). Repetir o problema anterior utilizando-se um demister. 9º). Projetar um vaso de flash cuja vazão total de entrada ( L+V) = 45.000 kg/h sendo composto por 40% de vapor e 60% de líquido. As massas específicas para o líquido e o vapor são respectivamente 984 kg/m³ e 15,60 kg/m³. Verificar qual o tempo de surto para esvaziamento desde o nível normal até o nível mínimo, que deverá estar a 150 mm da linha de tangência, supondo que o nível normal de trabalho seja de 30 do CET.

2.15. PROJETO DE VASOS DE PRESSÃO PARA SEPARAÇÃO DE DUAS FASES LÍQUIDAS.

O projeto de vasos de pressão cujo objetivo consiste na separação contínua de duas fases líquidas imiscíveis de diferentes densidades, deve seguir uma das formas da Lei de Stokes, onde a fase pesada desce pela força da gravidade contra o atrito da fase leve, e com velocidade constante. Neste caso de projeto o objetivo é uma eficiente separação de fase, ficando a determinação do volume de surto em segundo plano. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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A velocidade de separação das fases é dada por:

vsep = Ks ( r p - rl)/m isto é vl = Ks ( r p - rl)/ml e v p = Ks ( r p - rl)/m p

vsep: velocidade de separação das fases em estudo em in/min

r p = densidade da fase pesada em lb/ft³ rl = densidade da fase leve em lb/ft³ m = viscosidade da fase em estudo em cp Ks = 1,331 d² 10E4 onde d = diâmetro de partícula Valores tabelados:

MISTURA

Ks

Hidrocarbonetos + água onde a densid. Fase leve menor que 0,85

0,333

Hidrocarbonetos + água onde a densid. Fase leve maior 0,163 que 0,85 e menor eu 1,0 Solvente + água

0,163

Cetona + água

0,163

Os valores de velocidade de separação esperados são menores ou no máximo igual a 10 in/min. Caso o cálculo indique velocidades maiores, indica que as densidades possuem valores muito próximos ou que os líquidos podem formar emulsões de difícil separação. Nestes casos a instalação de coalescedores é recomendada. A condição de projeto consiste no dimensionamento de um vaso de pressão onde o tempo de dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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residência das fases é maior do que o tempo necessário para a separação das mesmas., levantando em conta a vazão e portanto a percentagem de cada fase. Após essa determinação o tempo de surto de cada fase poderá ser calculado e verificado se o mesmo atende as necessidades operacionais. Os vasos de separação de fases líquidas imiscíveis são preferencialmente horizontais. Passos para o cálculo das dimensões principais de um vaso separador de 2 fases líquidas imiscíveis em processo contínuo. Calcular as velocidades de separação da fase leve e da fase pesada. Estimar um valor para o D ( diâmetro interno do vaso horizontal) Calcular as alturas de fase leve e fase pesada dentro do vaso, supondo o vaso totalmente cheio;

hp = Qp ______ x D hl = = Ql ______ x D Qp + Ql Qp + Ql

Calcular os valores dos tempos de decantação :

tl = hl / vl e tp = hp/vp

Calcular os valores dos tempos de permanência ( retenção) de cada fase dentro do vaso.

l = Al . CET/Ql e Q p = Ap . CET/Qp

Comparar os tempos de separação com os tempos de permanência. Se dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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Q l > tl e Q p > tp o projeto está encerrado Se

Q l < tl e/ou Q p < tp aumentar o D e repetir os cálculos.

Os exemplos em classe ilustraram os conceitos acima citados 1º.) Uma corrente líquida na vazão total de 20.000 lb/h, sendo 70% hidrocarbonetos e 30% água, devem ser separadas num vaso horizontal. Dimensionar o mesmo sabendo-se que: l = 52 lb/ft³ , ml = 0,550 cp e r p = 62,0 lb/ft³, m p = 0,682 cp

2º.) Uma corrente líquida na vazão total de 30.000 lb/h, sendo 40% hidrocarbonetos e 60% água, devem ser separadas num vaso horizontal. Dimensionar o mesmo sabendo-se que: l = 55 lb/ft³ , ml = 0,4800 cp e r p = 62,0 lb/ft³, m p = 0,682 cp

2.16. PROJETO DE REATOR DE MISTURA PERFEITA.

O cálculo do volume de um reator de mistura perfeita, apresenta também a facilidade de se determinar o tempo de residência da mistura reacional dentro do reator em função de uma determinada conversão. Assim sendo podemos determinar o volume de um reator de mistura perfeita através da seguinte equação:

V = FAO . XA/ - rA

Onde: FAO = Vazão molar do reagente A na alimentação em mol/tempo. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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XA = Conversão do reagente A. - rA = taxa de reação em mol/vol.tempo Com volume de reação calculado pela equação acima adotamos como volume do vaso um valor 25 % maior ou seja o Vvaso = V/0,75, isto é o volume do reator deve ser em média 25% maior que o volume de líquido dentro do reator de mistura perfeita. Com o Vvaso podemos calcular o diâmetro interno e o CET e a partir da vazão volumétrica de entrada de reagentes, a qual deve ser igual à vazão volumétrica de saída de reagentes não convertidos mais produtos ( assumindo massa específica invariável), poderemos determinar o tempo de surto para o esvaziamento total do reator. Esse tempo de surto será igual ao tempo de residência dentro do reator. Exercícico: Seja uma reação enzimática A à R que se processará num reator de mistura perfeita vertical, onde a vazão de reagente é de 25 L/min com concentração de A de 2 mol/L. Objetivandose uma conversão de 95% de A em R e sabendo-se que a taxa de reação é expressa por - r A = 0,1 FA/(1+ 0,5 FA) onde FA = vazão molar de A na saída do reator. Solução:

FAO = 25L/min x 2 mol/L = 50 mol/min FA = 50 mol/min ( 1 – 0,95) = 2,5 mol/min - r A = 0,1 . 2,5 / ( 1+0,5.2,5) = 0,11 mol/L.min

V = 50 mol/min . 0,95/0 ,11 mol/L.min = 432 L Vvaso = 432/0,75 = 576 L ou 0,576 m³; sendo CET/D = 3 teremos 0,576=( P .D²/4 ).3D portanto D=0,625 m e CET = 1,875 m.

Tempo de surto para esvaziamento = tempo de residência da mistura = V/Qsaida s = 0,432 m³/ 0,025 m³/min = 17,28 min.

2.17. ETAPAS DE UM PROJETO DE UM SISTEMA DE DESTILAÇÃO.

As seguintes etapas são recomendadas para o projeto de um sistema de destilação, incluindo a coluna de destilação ( com bandejas ou com recheio), o refervedor e o condensador. 1. Definição da qualidade da separação, isto é a determinação da pureza dos produtos de topo e de fundo.

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2. Balanço Material para determinação das vazões e concentrações do destilado e do produto de fundo a partir da vazão e composição da carga. 3. Escolha da pressão de operação a partir da definição do fluido de resfriamento que será utilizado no condensador da coluna; isto é uma vez definido o fluido que será utilizado para condensar os vapores de topo de uma coluna ( geralmente água de resfriamento) bem como definida as temperaturas de entrada e de saída da água de resfriamento, aplica-se um “approuch” ( aproximação) econômico para se fixar a temperatura de topo da coluna e a partir daí calcular a pressão de operação no topo da coluna utilizando o conceito de cálculo do Ponto de Orvalho dos vapores de topo. Para água de resfriamento o approuch econômico está situado na faixa de 20 a 30°F ( de 11 a 17°C); isto é T topo = temperatura da saída da água de resfriamento + approuch escolhido. Lembrar que o P.O. é definido por Σyi/ki = 1,0 onde yi = fração de molar de cada componente nos vapores que deixam a coluna pelo topo e ki a constante de equilíbrio para cada componente presente nos vapores que deixam a coluna pelo topo. 4. Calcular o número de estágios teóricos por método gráfico ou algébrico, assumindo uma taxa de refluxo na faixa usual ( 1,2 a 1,5 vezes a taxa de refluxo mínima). A seguir calcular o número de estágios teóricos assumindo um determinado valor de eficiência de prato ou de enchimento. 5. Com o conhecimento do número de estágios reais, estimar uma perda de carga através dos pratos ou recheio para se ter a primeira estimativa da pressão no fundo da coluna e a partir desse valor calcular a temperatura no fundo da coluna utilizando-se o conceito de Ponto de Bolha no fundo da coluna. Lembrar que P.B é definido por Σxi.ki = 1,0 onde xi = fração molar de cada componente no liquido presente no fundo da coluna e ki as respectivas constantes de equilíbrio( este valor deve ser verificado posteriormente quando da definição do tipo de prato ou recheio). 6. Efetuar o Balanço Energético do sistema de destilação para se efetuar o projeto do refervedor e do condensador. Neste ponto várias taxas de refluxo podem ser testadas para se verificar o custo total dos equipamentos ( torre, condensador e refervedor). 7. Escolha e dimensionamento da coluna. 1. Torre de Pratos ou bandejas : determinação da altura da seção de pratos a partir da definição do espaçamento entre os pratos, determinação do diâmetro da coluna utilizando a equação empírica de Sounders e Brown para a seção de topo e do fundo escolhendo o maior valor, projeto dos pratos ( tipo do prato, downcomers, etc.), determinação da perda de carga total e real pela coluna para verificação do ponto de bolha no fundo da coluna, determinação do prato de carga, determinação do diâmetro e localização dos bocais, determinação do volume de surto no fundo da coluna, definição da pressão e temperatura de projeto no topo e no fundo para definição da espessura do costado e dos tampos e conseqüente emissão da folha de dados da dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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torre que também é um vaso de pressão. 2. Torre de Recheio: escolha do tipo e tamanho do recheio, determinação da altura da seção de recheio a partir da conhecimento da HETP , determinação da perda de carga total e real pela coluna para verificação do ponto de bolha no fundo da coluna, determinação do diâmetro da coluna a partir da utilização do gráfico de perda de carga generalizada para a seção de topo e do para a seção do fundo escolhendo o maior valor, determinação da altura de entrada de carga, projeto de distribuidores, coletores e suportes do enchimento, determinação do diâmetro e localização dos bocais, determinação do volume de surto no fundo da coluna, definição da pressão e temperatura de projeto no topo e no fundo para definição da espessura do costado e dos tampos e conseqüente emissão da folha de dados da torre que também é um vaso de pressão. 1. Projeto de Instrumentação: Definição das malhas de controle abertas e fechadas para o controle da operação da torre de destilação.

NOTA: Para o cálculo do número de estágios teóricos poderemos utilizar o método gráfico de McCabe Thiele ou os variados métodos algébricos existentes na literatura, sejam eles rigorosos e não rigorosos. A título de exemplo nesta apostila utilizaremos o método algébrico de Fenske/Underwood e Gillilland ( FUG) para misturas binárias e para misturas de multicomponentes, o qual apresenta boa precisão num grande número de casos de destilação de multicomponentes onde todos os componentes mais voláteis que o chave leve ( light key – LK) saem somente pelo topo da coluna e todos os componentes menos voláteis do chave pesada ( heavy key – HK) saem somente pelo fundo da torre. Por sua vez o chave leve está mais concentrado no topo da coluna do que no fundo da coluna e o chave pesada está mais concentrado no fundo da coluna do que no topo. Com a equação de Fenske determina-se o Número Mínimo de estágios teóricos o qual corresponde a situação de refluxo total, enquanto que com as equações de Underwood determina-se a Razão de Refluxo Mínima correpondente à situação de infinitos estágios para cada tipo de carga, e a seguir utilizando-se o gráfico de Gillilland determina-se o número de estágios teóricos a partir de uma taxa de refluxo adotada. As equações serão apresentadas em exercícios em sala de aula.

2.17.1. DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO DE TORRES DOTADAS DE dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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PRATOS.

A determinação do diâmetro de torres de pratos se baseia na limitação da velocidade do gás, a um ponto em que o arraste de líquido não é excessivo. Esta limitação é usualmente estabelecida pela expressão empírica de Sounders e Brown: ______________

v = k .Ö [(rL - rG)/ rG]

v = velocidade superficial disponível para o vapor, ft/s

rL = massa específica do líquido em lb/ft³ rG = massa específica do gás( na absorção) ou do vapor ( destilação) em lb/ft³ k = constante empírica que depende do sistema, das características do prato, do espaçamento entre os pratos, da altura do selo líquido existente no prato, e da formação maior ou menor de espuma durante o borbulhamento do gás no líquido. É prática usual adotar-se como velocidade de projeto de 65 a 80% da velocidade calculada acima, dependendo da maior ou menor formação de espuma respectivamente. A tabela mostrada abaixo é bastante fiel pra destilação de hidrocarbonetos em colunas de pratos perfurados, valvulados ou com borbulhadores ( bubble cap). O diâmetro calculado por essa expressão é baseado na área total da seção transversal da coluna

VALORES DE K EM FUNÇÃO DO ESPAÇAMENTO ENTRE PRATOS E DA ALTURA DO SELO LÍQUIDO.

ESPAÇAMENTO ALTURA DO SELO LÍQUIDO NO PRATO EM IN ENTRE PRATOS (POLEGADAS) EM IN (POLEGADAS) 0,5 1 2 3 dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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6

0,02/0,04

-

-

-

12

0,09/0,11

0,07/0,09

0,05/0,07

-

18

0,15

0,14

0,12

0,09

24

0,185

0,17

0,16

0,15

30

0,195

0,185

0,18

0,175

36

0,205

0,195

0,19

0,185

O selo liquido pode ser estimado em função da pressão de operação da torre conforme a tabela abaixo:

Pressão

Altura do selo líquido ( in)

Vácuo ( 50-200 mmHg)

0,5 a 1,5

atmosférica

1,0 a 2,0

50 a 100 psig

1,5 a 3,0

200 a 500 psig

2,0 a 4,0

O espaçamento entre pratos pode ser estimado em função do diâmetro conforme a tabela abaixo:

Diâmetro da torre em ft

Espaçamento entre pratos em in

2,5 a 4,0

18

5,0 a 20,0

24


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EXERCÍCIO: Determinar o diâmetro de coluna de destilação de pratos perfurados que deve operar nas seguintes condições: NO TOPO DA TORRE

NO FUNDO DA TORRE

Vazão de liquido

245 lbmol/h

273 lbmol/h

Vazão de vapor

270 lbmol/h

310 lbmol/h

Massa molar do vapor

70

110

Temperatura

220°F

260°F

Pressão

1,0 atm

1,1 atm

Massa especifica do líquido

44 lb/ft³

42 lb/ft³

O espaçamento entre os pratos deverá ser de 24 in e o selo líquido de 1 in.

2.17.2. O PROJETO DE TORRES COM RECHEIO

As torres com recheio são utilizadas para o contacto contínuo contracorrente ente líquidos e vapores ( ou gases), tendo em vista que o recheio apresenta uma grande superfície de contacto. Assim sendo são largamente utilizadas para operações de separação por Destilação, por Absorção ou por Extração. O líquido é distribuído sobre o leito de recheio e escoa tortuosamente para o fundo da torre molhando a superfície externa do recheio, enquanto os vapores ( ou gases) que fluem ascendentemente, efetuando igualmente um caminho tortuoso, passa entre os vazios do recheio efetuando troca de calor e massa com o líquido. As torres com recheio apresentam menor perda de carga para os vapores ( ou gases) ascendentes quando comparadas com torres providas de bandejas e por isso são preferidas quando o “head” para os vapores for baixo, no entanto não são indicadas para fluidos com grande quantidade de partículas sólidas em suspensão uma vez que a limpeza do enchimento é difícil quando comparada com a torre de pratos. Os recheios devem possuir as seguintes características: dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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1. Propiciar uma grande superfície interfacial de contacto entre o líquido e o vapor ( ou gás), para isso a superfície do recheio por unidade volume do espaço recheado deve ser grande. 2. O recheio deve possuir características desejáveis para o escoamento do fluido, portanto a fração de vazios no leito recheado deve ser grande. O recheio deve permitir a passagem de grandes volumes de fluido através da seção transversal da torre sem no entanto atingir o flooding ( inundação da torre). 3. Ser quimicamente inerte aos fluidos processados 4. Ter resistência estrutural para permitir o seu fácil manuseio e instalação

TIPOS DE RECHEIOS

Os recheios podem ser classificados em dois grandes grupos: randômico ou aleatório e estruturado ou arrumado. Os recheios randômicos são simplesmente jogados na torre durante a montagem do equipamento e portanto se distribuem ao acaso. Os tipos mais comuns são : 1. Anéis de Raching que são cilindros ocos com diâmetros variando de ¼ a 4 in, podendo ser fabricados em porcelana, de aço carbono, aço inox, metais nobres ou de plásticos. Os Pall Rings são cilindros com orifícios laterais e partes internas na forma de ganchos que aumentam a área de contacto e são fabricados preferencialmente de metais e de plástico 2. Selas de Berl com a forma de selas, disponíveis nos tamanhos de ½ a 3 in. O Intalox é uma variação desse tipo de recheio. As selas são fabricadas preferencialmente de metais. De uma forma geral os recheios randômicos de pequena dimensão oferecem grandes superfícies de contacto quando comparados com recheios maiores, no entanto devido à melhor acomodação na torre eles apresentam maior perda de carga para a fase gasosa. Os recheios maiores apresentam menor custo por pé cúbico uma vez que nesse volume cabem menos peças de grande tamanho do que de menor tamanho. Durante a instalação do recheio randômico, para evitar quebra na queda , a torre pode ser primeiro cheia com água para reduzir a velocidade de decantação

Os recheios estruturados ou arrumados se apresentam na forma de grades ou colméias ( chapas de várias camadas de metal com superfície ondulada), podendo ser fabricados em metais e plásticos. Embora com custo mais elevado que os randômicos eles tem a vantagem de apresentar menor perda de carga para os vapores ascendentes. dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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Suporte do Recheio: Um espaço vazio no fundo da torre é necessário para assegurar uma boa distribuição do gás ( ou vapor) no recheio, o qual deve ser estar suportado por uma grelha de barras que agüente o seu peso. Suportes especial projetados para fornecerem caminhados separados para o líquido e para os gases são hoje preferidos ( suporte na forma de calhas devidamente arrumadas).

Distribuidor de Líquido: Este é um dos equipamentos mais importantes nas torres de recheio para se efetuar destilação, absorção ou extração. A eficiência do distribuidor está diretamente ligada com a adequada distribuição do líquido por todo o recheio, garantindo o molhamento total do mesmo, uma vez que recheio seco é completamente ineficiente. Bicos de “spray”, calhas de distribuição, distribuidor tipo vertedor, etc. Quanto maior o diâmetro coluna, maior é e dificuldade de distribuição do líquido. Geralmente considera-se necessário ter no mínimo cinco pontos de introdução de líquido para cada pé quadrado de área de seção transversal de uma torre.

O projeto de torres de recheio apresenta problemas semelhantes ao projeto de torres de pratos, envolvendo considerações ligadas à operação mecânica e eficiência do equipamento. Os fatores mecânicos de maior interesse em torres de recheio são: Queda de pressão Capacidade Distribuidores e Suportes

Os fatores relacionados com a eficiência do equipamento são a distribuição e redistribuição do líquido e a área de contacto vapor-líquido. Princípios que devem ser lembrados: 1. A torre deve usualmente ser projetada para operar na região chamada de “loading” ( de 40 a 80% do limite máximo de “flooding” (inundação). Com isto teremos a área ótima para a qual a eficiência será máxima. A distribuição inicial do líquido e a sua redistribuição no topo de cada secção é muito importante para corrigir a migração de líquido para as paredes. 2. A dimensão do recheio não deve ser maior que 1/8 do diâmetro da torre; isto é não há objeção nenhuma em se utilizar recheios de dimensões pequenas, a menos que a vazão de líquido não seja suficiente para molhar toda a área disponível. 3. A altura de cada secção é limitada a aproximadamente 3D para anéis de Raching e 5D para anéis de Pall. Não é recomendável utilizar-se secções recheadas superior a 20 ft ( aprox. 6 dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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metros) devido ao fenômeno de capilaridade que provoca o fluxo preferencial do líquido pelas paredes, quando a altura supera esse valor, provocando queda na eficiência. 4. Recheios estruturados ou arrumados são economicamente comparados com o recheio aleatório para diâmetros de recheio superiores a 2 in.

A ESCOLHA DO RECHEIO

À medida que a dimensão do recheio aumenta, a capacidade máxima e o HETP ( altura equivalente a um prato teórico) aumenta também, porém o custo por unidade de volume e a perda de carga são reduzidos. Portanto para um determinado serviço o tamanho do recheio influencia no diâmetro e na altura da coluna, na perda de carga total e no custo do recheio. Um aumento na altura da torre é freqüentemente mais oneroso do que um aumento no diâmetro, devido as construções, estruturas internas, tubulações e suportes

Está perfeitamente claro que a eficiência, a perda de carga e a capacidade de recheios são funções da área superficial e porosidade apresentadas por estes recheios. As qualificações importantes são: percentagem de molhabilidade da área total e formato aerodinâmico. Então anéis de Rasching e anéis de Pall têm área específica e porosidade aproximadamente equivalentes, mas comportamento diferente devido à aerodinâmica da peça.

O tamanho nominal de um recheio não deve ser superior que 1/8 do diâmetro da torre, senão haverá sérios riscos de mal distribuição do líquido.

O recheio deve apresentar algumas qualidades, tais como: alta porosidade e área específica, baixa perda de carga, resistência química e mecânica, formato irregular de modo a evitar escoamento preferencial, baixo custo e peso específico.

2.17.3. DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO DE TORRES COM RECHEIO

Numa torre de recheio, sendo irrigada por uma determinada vazão de líquido, há um limite superior dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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para a vazão de gás e portanto para a velocidade do gás, velocidade essa denominada velocidade de inundação, acima da qual o líquido fica “bloqueado” e não consegue descer pelo recheio. A perda de carga no ponto de operação mais eficiente de uma torre de recheio está situada entre 0,50 e 1,00 in H2O/ft de recheio. No ponto de flooding ( inundação) entre 2,0 e 3,0 in H 2O/ft de recheio.. O cálculo do diâmetro de uma torre de enchimento que esteja operando para destilação ou para absorção pode ser efetuada pelas CURVAS DE CORRELAÇÃO GENERALIZADA PARA PERDA DE CARGA, onde em abscissa entramos com a relação L/G( rg/rl)0,5 em função da perda de carga em in H2O/ft de recheio, obteremos o valor em ordenada em função das massas específicas do líquido e do gás, da viscosidade do líquido em cp, da relação entre a massa específica da água e do líquido e em função do fator de empacotamento que é uma caracterização do recheio. Valor este apresentado em catálogos e fornecedores de recheio

Catálogo de Anéis de Pall ( Pall Rings)

Tamanho do recheio ( diâmetro da peça) em in

Quantidade Peso em de peças por lb/ft³ ft³

Área superficial ft²/ft³

Percentagem Fator de de espaço empacotamento, livre ( %) característico do tipo e do tamanho do enchimento

5/8

5950

37

104

93

70

1

1400

30

63

94

48

1 1/2

375

24

39

95

28

2

170

22

31

96

20

2.17.4. DETERMINAÇÃO DA ALTURA DE UMA TORRE DE RECHEIO

Para o cálculo da altura de uma coluna de recheio devemos levar em conta que:


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1. Para uma coluna de Destilação: quanto maior a razão de refluxo, menor será a quantidade de estágios de equilíbrio e portanto menor será a altura da coluna, no entanto com maiores razões de refluxo e portanto maiores vazões de refluxo, maior será o trafego de líquido e vapor dentro da coluna e portanto maior será o diâmetro da coluna. Uma vez fixada razão de refluxo e calculado o número de estágios teóricos e posteriormente o número de estágios reais utilizando a eficiência do recheio, podemos determinar a altura da seção de recheio através do conhecimento da HETP ( altura equivalente a um prato teórico) para o tipo de recheio escolhido e para as substâncias envolvidas), esta determinação é trabalhosa teoricamente e muitas vezes é levantada na prática em plantas piloto Como exemplo citamos que para a maioria das separações de compostos orgânicos a seguinte tabela pode ser utilizada para o caso de Pall Rings

Diâmetro do Recheio

HETP

5/8 in

0,8 a 1 ft

1 in

1,0 a 1,5 ft

1 ½ in

1,5 a 2 ft

2 in

2,0 a 2,5 ft

2. Para colunas de absorção uma vez determinada a vazão de solvente que será utilizada para absorver o gás da mistura gasosa, será calculada o número de estágios teóricos e a seguir calculada a altura mediante uma tabela semelhante à anterior.

EXERCÍCIO: Para destilar fenol de uma carga contendo 40% mol de fenol com 60% de ortocresol, a coluna deverá operar com pressão no topo de 90 mmHg ( 0,118 atm). Ela deverá ser projetada com 27 pratos reais e operará com uma razão de refluxo de 10:1. A vazão de vapores que deixa o topo da coluna deverá ser de 12.000 lb/h, e a máxima perda de carga permitida é de 0,45 in de H2O/ft de recheio. O produto de topo deverá possuir 98% mol de fenol e a massa molar no topo é de 94,3 lb/lbmol e no fundo 101,4 lb/lbmol. Será utilizado Pall Rings de 1 ½ in como recheio( fator de empacotamento 28) e numa planta piloto foi determinado que o HETP para esse processo é de 1,7 ft, no entanto para prover segurança será adotado HETP igual a 2 ft para esse dc248.4shared.com/doc/bDrPMs9H/prev iew.html

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Cálculo de Vaso de Pressão

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