PROCEDIMIENTO EN HYSYS Efectuar el diseño de una torre depropanizadora (construcción de una torre de destilación) con una alimentación de 167 °F y 522
gmol/h (flujo molar), 0% vaporizada (saturada), presión promedio de operación (rehervidor): 250 psia, con la siguiente composición molar: Composición molar
C2
1,2
C3
50
IC4
15
NC4
16
IC5
5,3
NC5
4,2
C6+
8,28
Temperatura de tope: 121 °F
C2 C3 IC4 NC4
CALCULAR:
Composición molar % 2,401 96,026 1,516 0,061
Temperatura Temperatura de fondo: 235 °F, composición molar 2276 moles/h
C2 C3 IC4 NC4 IC5 NC5 C6
Composición molar % 0 0,067 29,29 44,679 11,64 9,205 4,509
a) N° de platos mínimo b) Relación de reflujo mínimo c) Numero de platos teóricos y reales para una relación de reflujo igual a 2 y una eficiencia de platos de 85% d)Determinar el plato de alimentación Ejercicio 4 Hysys Diseo de una Torre de Destilacion [parte 1 2] [Ghost Hack].wmv
DIMENSIONAMIENTO DE TORRES FRACCIONADORAS MÉTODO DEL FACTOR "C" - Muchos métodos de diseño para el dimensionamiento de fraccionadores de bandeja se han utilizado. Generalmente estos métodos están orientados a las limitaciones de arrastre de líquidos o correlaciones de los límites de inundación. Un método sencillo llamado la ecuación de Souders y Brown, implica el uso de una fórmula de Stokes tipo Ley:
Eq. 19 - 11 =
nótese que tanto la ρL como la ρv son función de la temperatura y presión. El valor de C se puede encontrar en la figura. 19-13 sobre la base de la bandeja de espaciamiento y la tensión superficial líquido. Entonces, el diámetro de la columna es:
Eq. 19 - 12 =
.
FIG 19- 13 CORRELACIÓN APROXIMADA DE SOUDERS – BROWN PARA DIMENSIONAR UNA TORRE
Este método fue desarrollado originalmente para las bandejas de la tapa de burbujas y da un diámetro conservador, especialmente para otros tipos de bandejas.
MÉTODO NOMOGRAMA Los fabricantes de platos de válvulas han desarrollado métodos de diseño para sus bandejas. Los procedimientos de diseño se hacen disponibles para los estudios preliminares. Uno de los procedimientos dichos se inicia con el nomograma en la figura. 19-14. Este es una simple relación de
tasa de líquido (GPM) y una cantidad que se define como: Eq. 19 - 13 =
−
VLOAD = vapor loading CFS = vapor loading, ft³/sec
MÉTODO DETALLADO La figura. 19-14 es sólo una aproximación y no tiene en cuenta la formación de espuma que es una consideración importante en muchos sistemas. Con el fin de compensar la formación de espuma, se utiliza un factor del sistema para ajustar las capacidades del vapor y el líquido (Fig. 19-15).
FIG 19- 14 Diámetro de válvula del plato
BANDEJAS ALTERNATIVAS DE FLUJO DE LÍQUIDO Con el fin de soportar mayores tasas de líquidos, se requiere tubos de descenso con más área . Esto se logra a menudo mediante el uso de bandejas de múltiples pasos. Las bandejas de múltiples pasos
aumentan la capacidad de manejo de líquidos para un determinado diámetro debido a la reducción en la longitud del camino de flujo y la presa de cima. Fig. 19-12 muestra varias configuraciones más allá de una bandeja de un paso donde la fase líquida se divide en dos hasta cuatro caminos de flujo para La
aumentar la capacidad de manejo de líquidos.
FIG 19- 15 FACTORES DEL SISTEMA
La velocidad de bajada en el tubo VD* dsg se encuentra en la fig. 19-16. VD*dsg es corregido por el factor del sistema: Eq. 19 - 14 = ∗
El otro factor requerido para el método de diseño es el factor de capacidad de vapor CAF.
Eq. 19 - 15 CAF=CAF0 (Factor de sistema) CAF = vapor capacity factor, corrected, ft/sec CAFo = vapor capacity factor, uncorrected, ft/sec
CAFo es leído de la Fig. 19-17. En orden al cálculo, la columna cruza el área seccional. Tres cantidades son necesarias. La longitud de flujo, FPL (flow path length) es:
Eq. 19 - 16 =
D T y NP son encontrados de la Fig. 19-14.
FIG 19- 16 VELOCIDAD DE DISEÑO
FIG 19- 17 Inundación aproximada de capacidad de platos
0,412
3
El Área Activa, AAM: Eq. 19 – 17
=
+ ∗
AAM = tray active area, ft2
∗
FF, el factor de inundación comúnmente utilizado es 0.82 para la mayoría de los sistemas.
El Área de tubo de bajada, ADM: Eq. 19 – 18
=
∗
ADM = tray downcomer area, ft2
Si el ADM es menos que el 11% de AAM, se debe usar 11% de AAM o el doble que el ADM, cualquiera es permitido.
La torre que cruza el área seccional es entonces: Eq. 19 – 19
=
Ó también:
Eq. 19 – 20
=
ATM = tower cross sectional area, ft2 FF = flooding factor used in Eq 19-17 AAM = tray active area, ft2
.∗∗
El valor más grande de entre éstos dos es el utilizado. Luego:
Eq. 19 - 21 =
EJEMPLO 19-3.Determinar el diámetro de una depropanizadora con los siguientes datos:
Caudal de vapor = Vmax= 70418 [ft³/hr] Densidad de vapor= 3.0 [lb/ft³] Caudal de líquido= 1190 [GPM] Densidad del líquido=28.8 [lb/ft³] Tensión superficial del líquido= 3.3 [dyna/cm] Bandeja de espaciamiento= 24” MÉTODO DEL FACTOR “C”: =
−
De la Fig. 19-13: C=430 = 430
28.8 3.0 3.0
=
. =
=
70418 ∗ 0.7854
= .
∗ .
.
FIG 19- 13 CORRELACIÓN APROXIMADA DE SOUDERS – BROWN PARA DIMENSIONAR UNA TORRE
430
NOMOGRAMA: (Fig.
=
=
19-14) CFS = vapor loading, ft³/sec
−
70418
3
28.8 3
= .
.
Luego de la Fig. 19-14@ GPM= 1190 (dato): ≅ ′ " ≅ ′ " MÉTODO DETALLADO De la figura (19-16)
∗ =
= . gpm/ft²
VDdsg = downcomer velocity (corrected ), bajante
=
1.21 3
.
= . (. 19 15)
= . = .
FIG 19- 14 Diámetro de válvula del plato
1190
6,67
FIG 19- 16 Velocidad de diseño
186
25,8
FIG 19- 15 FACTORES DEL SISTEMA
De la Fig. 19-17: = .
CAFo = vapor capacity factor, uncorrected, ft/sec
= 0.412 . = . = 9
=
(flow path length, longitud de la trayectoria de flujo), hallamos D T y NP son encontrados de la Fig. 19-14 NP = number of passes in a tray
=
9 . 2
= .
.
AAM = tray active area, ft²
∗ ∗
. 13000 = . . .
. ∗ = =
∗
=
.
ADM = tray downcomer area (area de bandeja bajante), ft²
1190 158.1 0.82
= .
.
FIG 19- 17 Inundación aproximada de capacidad de platos
0,412 0,412
33
=
. ∗ ∗
ATM =, tower cross sectional area (área de la sección transversal de torre) ft² ADM = tray downcomer area (area de bandeja bajante), ft² FF = flooding factor used AAM = tray active area, ft2
=
= 34.00 2 9.18 = . =
6.67 0.78 0.350 0.82
= 29.8
Finalmente el mayor valor es : =
=
.
52.36 0.7854
= .
. .
.Simulación Proceso Paloma.exe
NOMENCLATURA b = exponente en las Ecs. 6-6, 6-7 B = flujo molar total de producto de fondos, moles/unidad de tiempo D = flujo molar total de producto destilado de cima, moles/unidad de tiempo F = flujo molar total de alimento, moles/unidad de tiempo F’ = flujo volumétrico total de alimento, galones/unidad de tiempo
H = entalpía, Btu/lb K = constante de equilibrio L0 = flujo molar total de reflujo líquido, moles/unidad de tiempo L0’ = flujo volumétrico total de reflujo líquido, galones/unidad de tiempo Qc = duty del condensador, Btu/h q = moles de líquido saturado en el alimento por mol de alimento R = relación de reflujo, moles de reflujo (L0) dividido por moles de producto neto (destilado) de cima (D) S = número de etapas teóricas SF = factor de separación definido por la Ec. 6-2 V = flujo molar total de vapor, moles/unidad de tiempo V1 = flujo molar total de vapores del plato de cuna, moles/unidad de tiempo x = fracción molar de líquido X = flujo molar líquido de un componente en una corriente, moles/unidad de tiempo y = fracción molar de vapor LETRAS GRIEGAS α = volatilidad relativa βij = factor de volatilidad definido por Ec. 6 ε = eficiencia global de plato, % θ = parámetro de correlación en Les. 8, 9 μ = viscosidad, cP
SUBÍNDICES B = fondos BP = punto de burbuja corriente de alimento calc = valor calculado cima = cima de la columna corr = valor corregido D = destilado (cima) F = alimento fondo = fondo de la columna HK = componente clave pesado i = componente puro LK = componente clave liviano m = mínino n = plato número pro = promedio VF = corriente vaporizada de alimento
