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 MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACCIONAMIENTO

PDVSA N°

TITULO

MDP–04–CF–07

0

NO V.9 7

RE V.

F E C HA

A PR OB .

 1994

TORRES DE DESTILACION EMPACADAS

APROBADO

149 D E SC RIPCION FECHA N O V.9 7

L A..R H.. PA G . RE V.

APROB.

A PR OB . A PR OB .

FE C HA

N O V.9 7

ESPECIALISTAS

MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO




PDVSA MDP–04–CF–07 REVISION

FECHA

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NOV.97

Página 1 .Menú Principal

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Indice 1 OBJETIVO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 2 ALCANCE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 3 REFERENCIAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 4 TIPOSDEEMPAQUESYAPLICACIONES 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5

5 ALTURD ALEC AOLUMNA 5.1 5.2

....................2

Empaques desordenados ........................................2 Empaques estructurados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 Diámetro de columna la . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .5. . . . Caída de presión promedio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .15 ... Tasamínimademojado(Min.WettingRate) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .15 .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .1.6. . .

HETP,empaquesdesordenados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .17 Efectos de la mala distribución en el diseño de columnas empacadas . 18

6 INTERNOSDETORRESEMPACADAS

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .18

6.1 6.2 6.3

Distribución de líquido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 ... Criteriosdediseñogeneralesparadistribuidores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 Distribuidores con alimentación líquido–vapor (“Flashing Feed”) . . . . . . 27

6.4 6.5 6.6

Redistribuidores de líquido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .28 . Distribuidores de vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .29 .. Soportes de empaque . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .30 ...

7 EJEMPLO DE DIMENSIONAMIENTO DE TORRES EMPACADAS 7.1P 7.2 7.3 7.4 7.5

31

rimera iteración . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31 .. Cálculo del diámetro usando el criterio de máxima caída de presión ... 34 Dimensionamiento de la columna: segunda iteración . . . . . . . . . . . . . . . . 37 Dimensionamiento de la columna: c hequeos de diseño . . . . . . . . . . . . . . 39 Sumariodediseñoyfuncionamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .43 .

8 ATLAS DE INTERPOLACI ÓN DE CAPACIDAD DEL EMPAQUE Y CAÍDA DE PRESIÓN (MÉTOG DO PDC) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .4.4 8.1 8.2

Guías para el uso de las figuras de interpolación GPDC . . . . . . . . . . . . . . 44 Nomenclaturayleyendasenlasfiguras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 ..

9 DATOSDEEFICIENCIADEEMPAQUE 9.1 9.2

Empaques desordenados Empaques estructurados

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .4.7

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .47 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .49 ..


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OBJETIVO Presentar la metodología generalmente usada para el diseño y evaluación de torres de destilación empacadas en la industria petrolera y petroqu ímica.

2

ALCANC E Esta subsecci ón presenta la metodolog ía para el(desordenados), diseño de torresestructurados de destilación y empacadas con empaques no estructurados rejillas. Adicionalmente se presentan ejemplos que ilustran la metodología de cálculo. No se incluyen métodos para el diseño de distribuidores.

3

REFERENCIAS – Distillation Design, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1992. – Prácticas de Diseño de PDVSA, 1986. – Handbook of Chemical Engineering Calculations, Brittish Petroleum, Mayo 1981. – Distillation Operations, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1990.

4

TIPOS DE EMPAQUES Y A PLICACIONES Los empaques pueden ser divididos en tres clases:

4.1

a.

Empaques con desordenados o rellenos: Son unidades o piezas discretas empaques una forma geom étrica especifica, los cuales son vaciadosdeo rellenados aleatoriamente dentro de la columna.

b.

Empaque estructurado o sistemáticamente arreglado: Está constituido por capas onduladas de malla tejida (wire mesh) u hojas corrugadas. Este empaque es apilado ordenadamente en secciones dentro de la columna.

c.

Rejillas: Son también empaques estructurados, pero en vez de malla tejida u hojas corrugadas están constituidas por una estructura reticular abierta.

Empaques desordenados Son los de uso mas común en la práctica comercial. Históricamente pueden ser divididos en tres generaciones. La primera generación (1907 a 1950) produjo dos tipos básicos de formas simples, el anillo Rasching y lasilla Berl, que vienen a ser los ancestros de los empaques desorden ados modernos. Estos empaques sehan vuelto obsoletos con los nuevos desarrollos, y rara vez son usados en la pr áctica moderna de destilación. La segunda generación (finales de 1950 principio de los setenta) produjo dos geometrías muy populares: el anillo Pall, que evoluciono del anillo Rasching, y la silla Intalox, que se desarrollo apartir de la silla Berl. Esta segunda generación de empaques todavía es popular y de extensivo uso en la industria.


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La tercera generación (mediados de los setenta hasta el presente) ha producido una multitud de geometrías comerciales, la mayoría de las cuales evolucionó de los anillos Pall y sillas Intalox. En la Tabla 1se encuentra algunas equivalencias de las distintasdenominaciones comerciales de los empaques desordenados, y se refiere exclusivamente a los de segunda generación, ya que cada empaque de la tercera generación de distintas compañías ofrecen características únicas, no siendo posible una equivalencia. TABLA 1. EQUIVALENCIA DE LAS DISTINTAS DENOMINACIONES COMERCIALES DE EMPAQUE, EMPAQUES ESTRUCTURADOS Norton

Koch

Intalox saddles (m,c,p)

Flexisaddle(m)

Super Intalox saddles (c,p)

Flexisaddle (p)

Pall rings (m,p) Hypack(m)

Glittsch

Jaeger

Raushert

Novaloxsaddles(m) Ballast saddles (p) Novalox saddles (p)

Flexining (m)

Ballast ring (m)

K –Pack (m)

Ballast plus (m)

Pall rings (m,p,c) (1) Pall rings (m,p,c) (1)

Leyenda: m: metal; p: plástico; c: cerámica

NOTA: 1. El desempeño de los anillos Pall de cerámica es inferior a sillas Intalox de cerámica.

4.1.1

Materiales de empaque–empaques desordenados La selección de el material de empaque se basa principalmente en la resistencia a la corrosión. Los factores que se enumeran a continuación también son importantes. Metales: Los empaques de acero al carbono deberían ser considerados como la primera alternativa para la mayoría de las aplicaciones cuando la corrosión no representa un problema. Comparados con los pl ásticos y de cerámica, normalmente ofrecen una mayor capacidad y eficiencia, una mayor diversidad de geometrías, mayor capacidad de reducción de carga (“turn–down”) y mayor resistencia mecánica (lo cual permite mayor altura de lecho). Los empaques de acero inoxidable cuestan aproximadamente de 3 a 5 veces mas que los de acero al carbono; las aleaciones son inclusive mas costosas. No se deberían usar empaques metálicos cuando la velocidad de corrosión sea mayor a 0.25 mm/año (Ref. 3). Cerámica: El uso de empaques de cer ámica se ha visto reducido desde el advenimiento de los empaques plásticos. Comparados con los plásticos, los empaques cerámicos son frágiles, tienen menor capacidad y no est án disponibles en muchas de las formas mas usadas. Actualmente, los empaques cerámicos se


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especifican solo cuando se requiere una gran resistencia al ataqueímico qu y altas temperaturas (p. ej. absorción de ácido sulfúrico). Sin embargo, se han reportado casos de degradación de empaques cerámicos en soluciones en ebullición de carbonato de potasio. Los empaques cerámicos se degradan rápidamente en presencia de ácido hidrofluorhídrico. En soluciones cáusticas calientes, puede esperarse una vida útil de un año aproximadamente para una operación con 10% de soda cáustica hasta 50 °C, y con 1% de soda cáustica hasta 95 °C (Ref. 2). Plástico: El polipropileno es barato yes el mas usado cuando las temperaturas de operación no exceden los 120 °C (Tomar en consideración procedimientos operacionales como desplazamiento con vapor). Se debe tener cuidado cuando existe la posibilidad de puntos calientes, p. ej. cuando hay calor de disoluci ón. Otros plásticos pueden ser mejores a mayores temperaturas, pero son mas caros. El Kynar tiene como íl mite 140 °C y el polietileno 100°C (pero se puede extender con refuerzos de fibra de vidrio).Generalmente, los anillos Pall de plástico son los mejores, pues son mas rígidos y resisten el ablandamiento mas que otras geometrías debido a sus “brazos” internos. Las sillas Intalox tienden a “empaquetarse” (trabarse) a partir de 95 °C, y por lo tanto limitan la capacidad después de largos períodos de operación. Algunos grados de polipropileno tienden a promover la formaci ón de espuma en servicios alcalinos. Los plásticos tienden a degradarse en atmósferas oxidantes y cuando se usan solventes, por lo cual debe evitarse su uso en tales aplicaciones. Igualmente los plásticos se vuelven frágiles a la luz ultravioleta, a temperaturas muy bajas y con el tiempo. Debido a su baja “mojabilidad”, es más difícil formar una capa delgada de íquido l en la superficie de los empaques plásticos, esto es causa de problemas, especialmente durante el período de “envejecimiento” en el arranque inicial de una columna.

4.2

Empaques e structurados La primera generación de empaques estructurados (p. ej. Panapack) apareci ó hacia los años cuarenta. Estos empaques rara vez son usados en la actualidad. La segunda generación comenzó en los años cincuenta con empaques de malla tejida (“wire mesh”) de alta eficiencia tales como Hyperfil de Goodloe y los empaques Koch–Sulzer de malla tejida. Hacia los años setenta la aplicación de estos empaques cobró importancia en destilación al vacío, donde su baja caída de presión por etapa teórica es de gran ventaja. En este servicio sonmuy usados hoy en día. Los empaques de hoja corrugada, primeramente introducidos por Sulzer hacía 1970, comenzaron con la tercera generación de empaques estructurados. Con una alta capacidad, menor costo y menor sensibilidad a los sólidos (en comparación a los empaques de malla tejida), pero con una alta eficiencia, estos empaques se vuelto mas competitivos con otros internos


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convencionales, especialmente en aumentos de capacidad“revamps”, hasta el punto de hacerlos uno de los internos mas usados en la actualidad. Comparación entre empaques estructurados y desordenados – Capacidad y eficiencia: En general, los empaques estructurados muestran ventajas en capacidad y eficiencia comparados con empaques desordenados, cuando son operados a cargas íquidas l menores (<49 m3/h/m2, 20 GPM/pie2). Sin embargo, los empaques estructurados no deberían ser usados en servicios donde la presión de operación sea mayor de 100 a 200 psia, y/o con cargas líquidas menores a 24 m3/h/m2 (10 GPM/pie2), debido a una severa reducción de eficiencia y capacidad de los empaques estructurados en estas condiciones, puede hacerse una excepción donde la práctica operacional en estas condiciones haya demostrado que son adecuados (p. ej. contactores de glicol). – Caída de presión por etapa teórica: Los empaques estructurados tienen una considerablemente menor caída de presión por etapa teórica que los desordenados. – Inventario de líquido: En aquellas aplicaciones donde se necesite reducir el inventario líquido, debido a la posibilidad p. ej. de degradaci ón térmica, se debería preferir el uso de empaques estructurados – Sensibilidad a problemas operacionales: Los empaques estructurados pueden absorber mejor que los empaques desordenados incrementos úbitos s de presión, tales como los producidos al introducir agua en una torre de crudo, debido a su menor caída de presión y estructura en forma de“bloque”. – Mantenimiento/Inspección: Detectar un defecto de fabricación o instalación, o inspeccionar dentro de un “bloque” de empaque estructurado es extremadamente difícil y puede dañar el empaque. Inspeccionar las paredes de la columna (p. ej. para determinar corrosi ón) puede ser también difícil, y requiere dañar varios elementos de empaque. Es mucho más fácil inspeccionar un empaque desordenado. – Costo: Los empaques estructurados cuestan de3 a 10 veces mas por unidad de volumen que losempaques desordenados de 2plg. Sin embargo, sumayor capacidad y eficiencia permiten el uso de columnas de menor altura ámetro, y di por lo que será necesario realizar un análisis costo–beneficio y compararlo Vs. un diseño de torre con empaque desordenado.

4.3

Diámetro de la columna La herramienta de diseño mas adecuada para dimensionar columnas empacadas es la interpolación de datos experimentales. Sin embargo, el diseñador se encuentra con frecuencia en la situación de no poseer tal información para un servicio particular. Ante esta circunstancia, laúnica opción posible es el uso de correlaciones de diseño. Es importante reconocer que trabajar con una sola


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correlación de diseño de torres empacadas no es suficiente, puesto que un problema frecuente es la incertidumbre de que la correlaci ón seleccionada proporcione una predicción adecuada para el servicio en consideración, ya que sus limitaciones son a menudo desconocidas, y si son conocidas, rara vez son reportadas. A continuación se expondrán las correlaciones mas usadas en la actualidad. 4.3.1

Criterios de dimensionamiento de columnas empacadas – (4.3.1.1) Correlaciones basadas en el concepto de inundaci ón: Se puede definir inundación como “una región de rápido incremento de la ca ída de presión con perdida simultánea de eficiencia en la transferencia de masa, siendo un síntoma adicional una importante acumulación de líquido”. Las torres empacadas usualmente son diseñadas para un 70 a 80 por ciento de la velocidad de inundación. En la Tabla 2 se dan los porcentajes de inundación de diseño dependiendo del servicio. Las siguientes son lascorrelaciones mas empleadas: TABLA 2. PORCENTAJE DE INUNDACIÓN DE DISEÑO SERVICIO

Sistemas de Hidrocarburos

EMPAQUE METALICO

EMPAQUE PLASTICO

EMPAQUE CERAMICO

70–80

NR

NR

Sistemas espumosos (cáustico, amina, catacarb)

60

60

50

Otros sistemas acuosos

85

85

70

NR: No recomendado


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figura de Eckert: Este m étodo cuyo nombre completo es “figura de Sherwood–Eckert Para una Correlación Generalizada de Caída de Presión”, también conocido como GPDC por sus siglas en inglés, ha sido el más empleado en la industria por décadas. La Figura 1 muestra esta correlación. Fig 1. FIGURA DE SHERWOOD–ECKERT.

La abscisa de la figura de Eckert es el parámetro de flujo. La referencia 1, recomienda el uso de la correlación de inundación (la curva de inundación en la Figura 1) sólo para empaques desordenados cuyos factores de empaque Fp excedan 60 (ver definición en la pág. 12). Esta correlación esta incluida en el programa de simulación PROII de Simsci.


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Correlación de Kister y Gill: Esta correlaci ón simplemente establece que:   Fl  0.115 F p0.7

(1)

La ecuación (1) expresa que la caída de presión en el punto de inundación es función solamente del factor de empaque. Una vez que se conoce esta caída de presión, lade velocidad inunda ciónde puede ser calculada usando cualquier é mtodo estándar prediccióde n de caídas presión. La referencia 1 recomienda el uso de esta correlaci ón en conjunto con métodos de predicción de caída de presión por interpolación. Igualmente señala que para empaques estructurados de alta capacidad, con una geometr ía única tales como Norton Intalox 2T y Jaeger Maxpac, la ecuación (1) consistentemente predice puntos de inundación de 5 a 10% menores del valor real. Correlación de Billet y Shultes: Billet y Shultes modificaron laGPDC para tomar en cuenta la retención de líquido. La derivación de esta correlación se basa en el postulado de que en el punto de inundación, un pequeño incremento de la velocidad de líquido o de vapor afecta de manera cuasi–infinita la retención. La correlación es la siguiente:

u 2s,Fl

G L

2 0.3048



  h  L, FL



3

El parámetro de flujo Flv esta dado por: F lv



L G

 



h L, FL 2 l a p C i,FL F lv  v



G L

nFl

 

0.2

(2)

(3)

Ci,FL y nFL están dados por: C i, FL  C 1,Fl n Fl  0.388 C i, FL  C 2,Fl n Fl  1.416

para Flv ≤ 0.4

(4)

para Flv ≥ 0.4

(5)

ap, C1,Fl y C2,Fl son constantes obtenidas de la Tabla 3. donde: ap :

es el

área superficial específica


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ε: hL,FL:

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eslafracci ón vacía del empaque eslafracci ón volumétrica de líquido retenido (pie3 líquido/pie3 de lecho) en el punto de inundación, calculado por:



h 3L,Fl 3h L,Fl – 

Re   6 Ga

L

(6)

L

Esto da una ecuación de cuarto orden en hL,Fl. La ecuación tiene solamente una solución con significado físico, dada por:  3



h L,Fl





(7)

Los números de Reynolds y Galileo, ReL y GaL están dados por: Re L



Ga L



 L L 0.000672 a pL

g 2 L

0.000672  L2a p3

(8) (9)

La correlación de Billet y Shultes aplica tanto a empaques estructurados como a desordenados y tiene una firme base teórica. La referencia 1 indica que su precisión es ± 10%. Sin embargo, las constantes requeridas para el uso de la correlación no están disponibles para la mayoría de los empaques más comunes. Que método usar: Generalmente, la interpolación de datos es el método más preciso, y debe ser el preferido cuando est án disponibles datos de inundaci ón. De otra manera, si están disponibles datos de caída de presión, o estos pueden ser predichos con mucha confiabilidad, la ecuaci ón 1 es la recomendada. Cuando el factor de empaque Fp excede el valor de 60, la correlaci ón de Eckert es la recomendada. En condiciones de vacío y a bajas presiones por encima de la atmósfera, y cuando las constantes apropiadas están disponibles, se recomienda también el uso de la correlación de Billet y Shultes. Predicción de la inundación por interpolación: Los gr áficos de interpolación GPDC son usados para interpolar datos reales de punto de inundaci ón. La interpolación de datos reales permite una predicción muy precisa del punto de inundación, pero solo puede ser usada cuando están disponibles suficientes puntos experimentales. Si en los gráficos están ausentes los datos que corresponden a la inundación, se pueden usar los datos de ca ída de presión para determinar aproximadamente el punto de inundaci ón mediante la ecuación 1.


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TABLA 3. CONSTANTES PARA LA CORRELACION DE BILLET Y SHULTES Características Tamaño nominal, plg

Empaque

Np, 1/ft3

ap, ft2 / ft3

Inundación ε, ft3 / ft2

C,1,Fl

Carga C1,Lo

C2,Fl

C2,Lo

Empaques Desordenados Metálicos Anillos Pall

2

176.8 1.4 1 5/8

Anillos Hiflow

2

AnillosBialecki

2

AnillosRashing

6490.9 141.6

1

CMR

552.7 1345.1

1130.3 177.8

34.3 47.9 65.5 112.3 28.1 60.5 36.9

0.951

1.580

0.946 0.942

2.725

1.679 2.083

0.933

2.629 2.627

2.081

0.977

2.550

1.626

0.962

2.702

2.177

0.966

1.896

2.918 1.627

2.916

3.616

1.4

514.7

47.2

0.965

1.885

1.883

2.753

3.850

1.0

1472.5

68.6

0.945

1.856

1.782

2.521

3.412

1.5

1720.1

53.3

0.974

1.841

2.697

1.0

4487.3

70.9

0.971

1.996

2.703

5/8

15686

103.6

0.951

5/8

10838

177.5

0.917

Empaques Desordenados Plásticos Anillos Pall

2

188.7

31.1

0.926

(Malla) 2

Anillos Hiflow

1.757

1.4

472.4

45.2

0.907

1.742

1.0

1481.0

68.6

0.880

2.064

3.5 2

198.1

36.6

0.924

2

3.221

29.0

0.949

1.786

2.959

1.4

485.5

42.4

0.930

2.242

3.179

1

1260.1

54.9

0.927 2.656

3.419

Tipo B1

2.472

3.277

Tipo C1

2.156

2.990

1 10–web

2.083

2.865

7/8

2.173

2.893

2

2.406

2.246

2.911

1.548 (Malla) 2 1.4

Tellerette

1.366

218.3

Tipo A1

2

Tri–Packs Jaeger

4.062

1.989 1.540

5/8

Anillos Ralu

2.696

1.871

1

Sillas Intalox

2.654 2.252

1.702

2

Nor–Pac

2.967

1.597

(Super) 2 Anillos Bialecki

2.816

1.886

1.657 1.600 1.812

2.382 2.317 2.317

1 3/4 13/4 1

2.132

2.843 2.913

3.881


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– (4.3.1.2.) Correlaciones basadas en el concepto de m áxima capacidad de operación. La máxima capacidad de operaci ón (MOC por sus siglas en ingl és) se define como el“máximo flujo de vapor que permite una operación a un nivel de eficiencia normal del empaque”. Aún cuando algunos autores prefieren el uso de este concepto para el dimensionamiento de torres empacadas en vez del punto de inundación, determinar la MOC es dif ícil, y da lugar a un alto grado de subjetividad. Adicionalmente, la determinación de la MOC es sensible a la precisión en la medida de la eficiencia del empaque. Las correlaciones para la determinación del MOC a veces están disponibles en la literatura abierta, oen programas suministrados por losfabricantes. Laúnica correlación distinta a éstas es la de Kister y Gill: u s,MOC  0.95us,Fl

(10)

Donde es us,Fl evaluado con la ecuación (1). Esta correlación tiene una precisión de ± 20%, tanto para empaques estructurados como desordenados. La referencia 1 señala que para empaques estructurados de altacapacidad de geometría única tales como Norton Intalox 2T y Jaeger Maxpac, la ecuaci ón (1) consistentemente predice puntos de inundación de 5 a 10% menores del valor real. Normalmente, se recomienda diseñar torres empacadas con un margen del 10 al 20% del MOC. Puesto que la MOC estausualmente 5% por debajo del punto de inundación, este criterio equivale a diseñar de un 76 a 86% de la velocidad de inundación, que es por lo tanto menos conservador que el criterio del factor de inundación. – (4.3.1.3.) Correlaciones basadas en el criterio de ca ída de presión: El criterio de caída de presión se usa con frecuencia para especificar la capacidad de una torre empacada. Sin embargo, este concepto adolece de múltiples limitaciones, por ejemplo: 1) La caída de presión varía con el diámetro de la columna para columnas menores a 1 m. de diámetro, 2) La caída de presión es mayor para lechos secos que ú hmedos, 3) Las mediciones de ca ída de presión en alto vacío (<50 mmHg) se ven afectadas por la caída de presión y el gradiente de presión a lo largo del lecho. 4) Las mediciones de ca ída de presión en torres empacadas incluyen el cabezal est ático de vapor, etc. Cuando este criterio es usado, las torres son dise ñadas de manera tal que la caída de presión en cualquier punto no exceda un valor á mximo recomendado.


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Las caídas de presión recomendadas se listan en laTabla N° 4. La caída de presión es el criterio que generalmente fija el diámetro de la torre en los siguientes servicios: destilación al vacío, servicios con formación de espuma y cuando se requiere minimizar el tamaño del motor de compresores/sopladores. Interpolación en gráficas GPDC. Al superponerpuntos de datos experimentales (para un empaque dado) en las curvas de la correlaci ón de caída de presión generalizada (figuras GPDC), las figuras GPDC se convierten en figuras de interpolación. Las curvas de la correlación ayudan a guiarse en la interpolación. La abcisa de la gráfica esta dada por el parámetro de flujo:

F lv  L G



G L

(11)

y la ordenada por: Parámetro de Capacidad = Cs F P 0.5  0.05

(12)

Donde: υ = viscosidad cinemática del líquido en centistokes (=µ, (cP) / ρ) CS= factor “C” (La velocidad superficial del vapor corregida por las densidades del líquido y vapor, dada por: Cs  uS



G  L–  G

(14)

FP = factor de empaque, el cual es un factor empírico característico de la forma y el tamaño del empaque. Debido a los distintos valores reportados enla literatura, se deben usar los factores de empaque dados en la Secci ón 8 para cada empaque.


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TABLA 4. CAÍDAS DE PRESIÓN MÁXIMAS RECOMENDADAS PARA COLUMNAS CON EMPAQUES DESORDENADOS

Tipo de Sistema Fraccionador Atmósferico Fraccionadores de media a baja presión

Máxima Caída de Presión, plg. de agua por pie de empaque 0.5–1.0 0.5–1.0

Destilación a alta presión 0.06 < ρG/ ρL<0.2 (Nota 1)

0.19Fp 0.7(ρL/ρH2O)

0.2 < ρG/ ρL (Nota 2)

0.099Fp 0.7(ρL/ρH2O)

Destilación al vacío (Notas 3,4)

0.1–0.6

Sistemas con formación de espuma (Nota 5)

0.1–0.6

Absorbedores (Nota 5)

0.1–0.75

Absorbedores sin formación de espuma Absorbedores con formación de espuma (Nota 5) Relación L/G > 20

0.25–0.4 0.25 Nota 6

Absorbedores de aminas (Nota 5)

0.25

Absorbedores de carbonato caliente (Nota 5)

0.3

Secado de Cloro (Nota 7) Absorción de SO3 (Nota 8) Atmósfericos Presión (Nota 9) Regeneradores (Nota 5)

0.1–0.15 0.25–0.30 0.2–0.4 0.5–1.0 0.15–0.6

Despojadores con gas inerte de sistemas espumantes (Nota 5)

0.25

Despojadores con vapor o solvente y rehervidor (Reboiled Solvent) de sistemas espumantes

0.3

Regeneradores de Aminas (Nota 5)

0.3

Regeneradores de carbonato caliente

0.4

Atmósfericos

0.2–0.4

Presión (Nota 9)

0.5–1.0

Lavadoras (Scrubbers) (Nota 10) Con agua

0.25–0.6 0.6

Con líquidos distintos a agua L > 50 lb/ft3

0.4

Scrubbers con formación de espuma

0.35


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Tabla 4 (continuación): Notas: 1. Basado en la Ecuación (13): 2.4 P  33F 0.5 p C S 

(13)

2. Basado en la Gráfica 1. 3. Debido a las consideraciones de tasa mínima de mojado, no se recomienda diseñar para caídas de presión menores a 0.1 plg. de agua por pie. 4. Las razones para la baja caída de presión recomendada en sistemas de vacío la formación de rocío y retención de líquido experimentada en vacío, y la minimización de la temperatura de fondo y por tantola degradación de los materiales. 5. La caída de presión máxima recomendada es baja debido a la tendencia a la formación de espuma, lo cual es equivalente a incorporar un factor de seguridad (F.S.) por esta razón. 6. El flujo de gas no debe exceder de 85% del caudal que ocasione una caída de presión de 1.5 plg. de agua por pie. 7. Se refiere al secado del gas cloro usando ácido sulfúrico. La razón de la baja caída en de serie, presión secado grupo de torres arregladas poresloque cualel seCloro deseaes que la caídaendeunpresi ón global del sistema sea baja. 8. Se refiere a la absorción de SO3 en la producción de ácido sulfúrico. La razón de la baja caída de presión es evitar la retención de ácido fuera del absorbedor a la vez que se permite algún aumento de la caída de presión debido a la acumulación de productos de sulfonaci ón y astillas de empaque en el lecho empacado. 9. Presumiblemente en servicios sin formación de espuma. 10. Algunos ejemplos incluyen HF, HCL, Amoníaco, Lavadores de dióxido de azufre.


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En estas gráficas también se presentan datos correspondientes a la capacidad máxima de operación (MOC) y de inundación. Cuando esta información este ausente, las ecuaciones 1 y 10 pueden ser usadas para determinar aproximadamente el punto de inundación a partir de los datos de ca ída de presión. Que criterio usar: Algunos diseñadores han abandonado el criterio de punto de inundación, a favor del de MOC. Ninguno de estos criterios esta libre de limitaciones, pero los asociados con el MOC son bastante m ás restrictivos. El criterio de máxima caída de presión debe ser usado conjuntamente con el de inundación. La columna será entonces diseñada para el mas conservador de los dos criterios. Si prefiere usar el criterio de MOC en vez del punto de inundación, el criterio de caída de presión deberá se usado en conjunto con el de MOC, y la columna será diseñada para el mas conservador de los dos.

4.4

Caída de presión promedio Para cálculos por computadora, un lecho empacado puede ser dividido en varias secciones. La caída de presión del lecho es la suma de la caída de presión de todas las secciones. Alternativamente, la caída de presión especifica puede ser calculada en el tope y fondo del lecho. La caída de presión específica promedio se calcula entonces como:



P  0.5P 0.5 Tope



0.5  P 0.5



fondo

(15)

En vez de usar la Ec. (15), la caída de presión específica puede ser calculada como el promedio aritmético de ∆Ptope y ∆Pfondo. Esto proporciona un estimado ligeramente conservador de la caída de presión promedio.

4.5

Tasa m ínima de mojado (Min. Wetting Rate) La tasa mínima de mojado (MWR por sus siglas en ingles) es el ímite l de estabilidad inferior de un empaque. Es la carga líquida por debajo de la cual la película de líquido descendente se rompe, y esta disminución de líquido produce que el empaque se “seque”. El área disponible para la transferencia de masa disminuye, y la eficiencia cae. Empaques desordenados: Las reglas emp íricas dadas por Glitsh para sus empaques desordenados tipo CMR están recogidas en la Tabla 5.


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TABLA 5. TASA MÍNIMA DE MOJADO RECOMENDADA POR GLITSH (Base: anillos CMR con ap >43 pie3/pie2) Tasa mínima de mojado,

Material

m3/h m2 (gpm/pie2) Cerámica no porcenalizada (chemical stoneware) Metal oxidado (acero al carbono, cobre)

0.5 (0.2) 0.7 (0.3)

Superficie metálica tratada (acero inox. erosionado)

1.0 (0.4)

Cerámica porcelanizada

2.0 (0.8)

Vidrio

2.5 (1.0)

Metal brillante (acero inox, tantalio, otras aleaciones)

3.0 (1.2)

PVC–CPVC

3.5 (1.4)

Polipropileno

4.0 (1.6)

Fluoropolímeros (tipo PTFE)

5.0 (2.0)

Los valores recomendados en la Tabla 6 aplican solo para empaques desordenados CMR #1, #1.5 y #2. La referencia 4 indica quela siguiente ecuaci ón puede ser usada para extender estos valores a empaques distintos: Q MW

 QMW



de la Tabla 6 x 60 ap

0.5

(16)

Empaques estructurados: Los empaques estructurados se distinguenpor sus características de mojabilidad superiores comparadas con los empaques desordenados. Con empaques metálicos, se ha reportado un funcionamientos satisfactorio hasta 0.1 gpm/pie2 en hojas corrugadas, y hasta 0.05 gpm/pie2 en empaques estructurados tipo malla tejida.

5

ALTURA DE LA COLUMNA El único método que se considerará para determinar la altura requerida del empaque es el de “altura equivalente a una etapa teórica” (HETP por sus siglas en inglés). Otros métodos como el de la altura de una unidad de transferencia (NTU en inglés) son más complejos, más difíciles de usar y adicionalmente mejoran muy poco la precisión, en comparación con el método de HETP. Entre los factores que influencian la eficiencia de un empaque se encuentran los siguientes: Tamaño y tipo de empaque: Generalmente la eficiencia de un empaque aumenta cuando:


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– El área superficial por unidad de volumen aumenta. La eficiencia aumenta cuando el tamaño del elemento del empaque disminuye (empaque desordenado) o el tamaño del canal se hace más pequeño (empaque estructurado). – La superficie del empaque esta mejor distribuida alrededor del elemento de empaque Carga líquido/vapor: Para una operación estable con una relación L/V constante, generalmente: – Las cargas de líquido y vapor tienen poco efecto en el HETP de un empaque desordenado – La eficiencia disminuye con lacarga en un empaque estructurado. El efecto es mas pronunciado en los empaques de malla tejida , y mucho menos pronunciado en los de hojas corrugadas. En los empaques estructurados tipo hoja corrugada con ondulaciones mas grandes, la eficiencia es pr ácticamente independiente de las cargas ílquido/vapor. Distribución: Tanto una mala distribución de líquido como de vapor causan una disminución grande en la eficiencia de los empaques. Presión: Generalmente la presi ón tiene poco efecto en la eficiencia de los empaques al menos por encima de presiones del orden de 0.07 a 0.14 bar abs. (1 a 2 psia). En destilación a alta presión (> 14 a 20 bar abs.) se ha observado que la eficiencia de los empaques estructurados disminuye con un aumento de presión. Propiedades físicas: La eficiencia de un empaque es relativamente insensible a las propiedades del sistema. Sin embargo, para los sistemas acuosos, la eficiencia de un empaque estructurado tiende a ser menor que para sistemas no acuosos.

5.1

HETP, empaques desordenados Debido a que solo unas pocas variables afectan significativamente la HETP, y a lo impreciso de hasta el mejor método de transferencia de masa, las reglas empíricas pueden ser usadas con mucha confiabilidad. Para empaques desordenados las siguientes reglas son recomendadas por la referencia 1: HETP (pies) = 1.5d p (plg),para anillos Pall, o empaques similares de alta eficiencia

(17)

HETP ≥ D T para DT (di ámetro de la torre) < 2 pies En columnas de alto vacío (< 0.15 bar abs.), y donde hay problemas de mala irrigación (“underwetting”) estas reglas pudieran se optimistas, por lo que algunos autores han recomendado sumar 150 mm (6 plg.) a los valores anteriores debido a la reducida eficiencia de irrigación.


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Empaques estructurados: Una regla empírica que ha resultado satisfactoria es: HETP (plg)



1200 a p ft 3ft2



4

(18)

Se debe eliminar el 4 añadido cuando el ángulo de las ondulaciones (“crimps”) es de 45° (Ref. 1). Predicción de HETP por interpolación de datos: La interpolaci ón de datos experimentales es el método más confiable de obtener altura equivalentes a una etapa teórica (HETP) de diseño. La referencia 1 recomienda verificar los valores obtenidos por interpolación con las reglas empíricas.

5.2

Efectos de la mala distribuci ón en el diseño de columnas empacadas Los efectos de una mala distribución son mas severos en columnas grandes y empaques de pequeño diámetro. La eficiencia de un empaque puede disminuir por un factor de 2 a 3 debido a una mala distribución. Una buena práctica de diseño es la de seleccionar un tama ño de empaque con una relación DT/Dp entre 10 y 40. Con frecuencia esto es impráctico, por lo cual son comunes relaciones mayores. Existe un incentivo para disminuir la relación cuando esta excede 40. Cuando se excede un valor de 100, es muy difícil disminuir los efectos de la mala distribución. Se deben evitar relaciones que excedan 100, o se deberá tomar en cuenta la perdida de eficiencia por este factor. Para evitar los efectos de mala distribución de pared la relación DT/Dp debe ser mayor a 10. Otro factor a ser tomado en consideración es que los lechos de empaques pequeños o estructurados que desarrollan mas etapas te óricas por lecho son a su vez más sensibles a una mala distribución que un lecho de la misma profundidad, pero con empaques más grandes. Las columnas conmenos de 5 etapas teóricas por lecho son relativamente insensibles a una mala distribuci ón de líquido. Con 10 o más etapas por lecho, la eficiencia es extremadamente sensible a la mala distribución.

6

INTERNOS DE TORRES EMPACADAS El buen funcionamiento de una torre empacada depende no óslo del tipo de empaque usado, sino también del diseño efectivo de los internos de la torre. La selección de los internos puede afectar tanto la eficiencia como la capacidad de operación. Una distribución adecuada del líquido y el vapor ayuda a proveer el contacto necesario líquido/vapor para obtener la máxima eficiencia del empaque.

6.1

Distribución de líquido Cualquier distribuidor de ílquido no esta exento de una mala distribución, ya que por razones practicas, el ílquido puede ser dividido solamente en un número


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limitado de corrientes. Las consideraciones principales al seleccionar un distribuidor para un servicio dado son la compatibilidad con el servicio y evitar una mala distribución a gran escala. Es conveniente recalcar que la flexibilidad operacional (“turndown”) de una torre empacada usualmente viene dada por la relación de flujo mínimo de su equipo de distribución. LosFiguras tipos más comunes distribuidores de íquido l 6. Actualmente comercialesest se en las 2, 3, 4 y son de comparados en la Tabla ánmuestran disponibles en el mercado varios diseños modernos, llamados con frecuencia“distribuidores de alto rendimiento” (high performance), los cuales son versiones sofisticadas de los de tipo común. Estos distribuidores tienen incorporadas caracter ísticas para minimizar una mala distribución a gran escala, y mejorar la compatibilidad con el servicio dado. Su diseño es propiedad de los fabricantes, y se puede esperar que exhiban un mejor comportamiento que los distribuidores est ándar, cuando están adecuadamente diseñados, fabricados e instalados. Los distribuidores de ílquidos son usualmente clasificados en distribuidores a presión y distribuidores por gravedad. En general los distribuidores a presión proporcionan mayor área abierta para un flujo de vapor dado y tienden a ser menos caros, más livianos, menos robustos y requerir menostubería conductora que los distribuidores por gravedad. Su desventajas son un alto costo de operación (debido a la caída de presión del líquido), susceptibilidad de taponamiento y corrosión, retención de líquido (“entrainment”), y una calidad de distribución de líquido relativamente inferior. Los distribuidores a presión más comunes son el de tubería perforada y el tipo rociador. Los tipos más comunes de distribuidores por gravedad son el tipo vertedero y el tipo orificio. Ambos tipos pueden manejar grandes flujos de líquido. El tipo vertedero generalmente es uno de los distribuidores menos problem áticos, con una flexibilidad operacional (“turndown”) excelente, pero usualmente solo puede proporcionar un número limitado de puntos de goteo y es extremadamente sensitivo a la nivelación y agitación superficial. El tipo orificio puede sufrir corrosión y taponamiento, pero puede ser diseñado con un número mayor de puntos de goteo para permitir una distribución de líquido superior.


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Fig 2. TIPOS COMUNES DE DISTRIBUIDORES DE LIQUIDO – PARTE 1. A) DISTRIBUIDOR DE TUBOS ESCALONADOS; B) DISTRIBUIDOR ANILLO PERFORADO; C) DISTRIBUIDOR SPRAY.

A

B

C


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Fig 3. TIPOS COMUNES DE DISTRIBUIDORES DE LIQUIDO – PARTE 2. D) DISTRIBUIDOR DE BANDEJA DE ORIFICIOS; E) DISTRIBUIDOR DE TUNEL DE ORIFICIOS.

D

E


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Fig 4. TIPOS COMUNES DE DISTRIBUIDORES DE LIQUIDO – PARTE 3. F) DISTRIBUIDOR DE RANURAS (NOTCHED–TROUGH); G) DISTRIBUIDOR DE ELEVADOR Y VERTEDERO (WEIR–RISER).

F

G


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6.1.1

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Distribuidores de tubería perforada Los distribuidores de tubería perforada (TP.) son usualmente del tipo escalera o anillo perforado. Las perforaciones son hechas en el lado inferior de la tubería. El de tipo escalera es usualmente el mas ácil f de fabricar, y es por lo tanto menos costoso que el de anillo perforado. Estos distribuidores son losmas adecuados cuando las velocidades másicas del vapor son altas, y cuando se requiere de un área abierta que exceda el 70% para evitar inundaci ón localizada. Se deben seguir las siguientes recomendaciones generales: – Los distribuidores de TP. son adecuados para íquido l solamente, y deben ser evitados cuando hay presencia de vapor. – Se recomienda generalmente que estén localizados de 150 a 200 mm. (6 a 8 plg.) por encima del plato de retenci ón, para permitir la separaci ón del vapor del lecho antes de que pase a través del distribuidor. – La velocidad del líquido en las perforaciones no debe exceder de 1.2a 1.8 m/s (4 a 6 pie/s), y se debe evitar una alta ca ída de presión a través del distribuidor, puesto que esto pudiera restringir el número de puntos de goteo. – Los distribuidores de TP. deben ser evitados en servicios donde pueda ocurrir taponamiento, tales como cuando hay sólidos presentes, o cuando el íquido l esta cerca de su punto de congelación. Tampoco deberían ser usados cuando el líquido pueda corroer, erosionar o expandir los orificios de otra manera, puesto que algunos orificios pudieran expandirse mas que otros, causando mala distribución.

6.1.2

Distribuidores tipo boquillas rociadoras Los distribuidores de boquillas rociadoras (BR.) son cabezales de tuber ías equipados con boquillas rociadoras en laparte inferior de los tubos. Son mas usados en servicios de transferencia de calor y de lavado, y con muy poca frecuencia en fraccionamiento. Los servicios donde estos distribuidores son frecuentes incluyen: columnas de crudo en refiner ías, fraccionadores principales de FCC, torres de vacío en refinerías, columnas muy pequeñas (donde una sola boquilla cubra toda el área transversal de la columna), y aplicaciones donde se desee una gran capacidad de manejo de vapor . Se requiere el uso de eliminadores de líquido arrastrado (demisters) encima deldistribuidor. Algunas guías para su diseño y selección son las siguientes: – Típicamente los distribuidores de BR. usan rociadores deángulo ancho (120°), y están localizados de 460 a 900 mm por encima del lecho, irrigando unárea de 0.5 a 0.9 m2 ( 5 a 10 pie2) por boquilla). Las caídas de presión típicas están en el orden de 0.35 a 2.1 bar (5 a 30 psi). – Se requiere del solapamiento deárea irrigada por cada boquilla en el tope del lecho.


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TABLA 6. DISTRIBUIDORES DE LIQUIDO E s c al e r a

A n i l l o p e r f o r ad o

( L a d de r )

B o qu i l l a s rociadoras

Bandeja de orificio

Túneles con orificio

( O r i f i c eP an)

( Tu nn elO r i f i ce )

( M u l t i p l esp r ay)

Bandeja con perforaciones e“nV” (Notched Through)

Vertedero elevador (Weir Raiser)

Diagrama Fuerza motriz (“Driving force”)

Presión

Presión

Presión

Gravedad

Tipo

Tubería p erforada

Tubería p erforada

Rocío (“Spray”)

Orificio

Orificio

Vertedero

Vertedero

Materiales disponibles

Metal, plástico

Metal,pl ástico

Metal

Metal,Pl ástico, Cerámica

Metal

Metal,mPl ástico, Cerámica

Metal, Plástico, Cerámica

Diámetro de la torre, mm

>460

Cualquiera > 1200

Cualquiera > 600

Cualquiera < 1200

Tendencia al taponamiento

Media

Media

Baja–media

Alta

Alta

Baja

Baja

Resistencia al taponamiento

Baja

Baja

Baja

Alta

Media

Baja

Alta

Susceptible a desnivelación

No

No

No

Afectado por corrosión

Si

Si

Algo

Si

Si

No

No

Susceptible a la agitación en superficie del íquido l

No

No

No

Si

Si

Si

Si

Posible causante de retención líquida

Si

Si

Si

No

No

No

No

Relación de carga mínima (Turn–down)

Baja

Baja

Baja

Medio

Baja

Alto

Medio

Rango aproximado de caudal íl quido para diseño estándar, gpm/pie2

1–10

1–10

Amplio

1–30

1.5–70

1–50

1–10

Peso

Bajo

Bajo

Bajo

Alto

Medio

Medio

Medio

Calidad de distribución

Media

Media

Baja–media

Alta

Alta

Media

Media

>920

Cualquiera

Gravdedad

Cualquiera< 1200

bajo Aflujo

bajo Aflujo

Gravedad

Si

Gravedad

Si


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6.1.3

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– Como los distribuidores de tubería perforada, los distribuidores de BR. son sensibles al taponamiento, corrosión y erosión. Si se usan en servicios con sólidos, es obligatoria la filtración previa. Distribuidores tipo orificio Los distribuidores tipo orificio (TO.) son usualmente del tipo bandeja o del tipo túnel. El primer tipo es el más adecuado para torres de peque ño diámetro (<1200 mm), mientras que el tipo ú t nel se usa para torres >1200 mm. Un distribuidor tipo bandejas de orificio consiste de una bandeja equipada con tubos elevadores (raisers) para el vapor y perforaciones en el piso de la bandeja para el líquido. Los distribuidores tipo túneles con orificio consisten en canales paralelos con perforaciones para el íquido l en el piso de los canales. Los canales a menudo están interconectados con otros canales cruzados que permiten mantener un nivel de líquido igual en los distintos compartimientos. Estos canales ecualizadores son más importantes en torres mayores de 3000 mm de di ámetro. Los distribuidores TO. son capaces de manejar altas cargas deíquido. l El área abierta para el flujo de vapor es relativamente baja en distribuidores TO. Estos distribuidores son mas caros, mas grandes, consumen mayor espacio vertical y son más difíciles de soportar que la mayoría de los demás distribuidores. Los distribuidores de túneles con orificio proporcionan mayorárea abierta para el flujo de vapor, son mas áciles f de soportar y son m ás adecuados para columnas de gran diámetro que los distribuidores de bandejas con orificios. Algunas guías para el diseño y selección son las siguientes: – Las vigas o anillos de soporte muy anchos pueden generaráreas pobremente irrigadas en el tope del empaque, y por tanto una mala distribuci ón a gran escala. Se debe revisar muy cuidadosamente los soportes deldistribuidor, de manera de garantizar una irrigación adecuada en la parte inferior, especialmente en la región de pared. No se recomienda soportar directamente un distribuidor de orificio encima del empaque, ya que se puede desalinear durante el arranque de la columna. Adicionalmente, esta practicano permite una separación adecuada del vapor del lecho, y puede causar mala distribuci ón e inundación prematura. – Se prefiere el uso de distribuidores de orificio en servicios con espuma, ya que los puntos de goteo del ílquido están separados de los elevadores (“risers”) del vapor. – Se debe evitar el uso de distribuidores TO. en servicios donde pueda haber taponamiento, tales como hay presencia de sólidos o cuando el líquido esta cerca de su punto de congelación.

6.1.4

Distribuidores tipo vertedero Los distribuidores tipo vertedero son usualmente de tipo vertedero elevador (weir riser) o del tipo bandeja con perforaciones en “V” (notched through). El primer tipo


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es usado comúnmente en columnas de peque ño diámetro (<600 mm), mientras que el último es usado tanto en columnas de mayor di ámetro, como en columnas de menor diámetro. Los distribuidores tipo vertedero elevador no son muy usados debido a la interdependencia entre los caudales máximos manejados de vapor yíquido, l y los posibles correctivos a este problema srcinan una mala distribución. Los distribuidores tipo bandeja perforada (notched through) son unos de los mas usados, ya que son insensibles al taponamiento, corrosi ón y erosión, son los que tienen menos posibilidades de causar contratiempos durante la operaci ón, pueden manejar grandes caudales de íquido l con una alta flexibilidad operacional (turndown), y una área abierta para flujo de gas razonable (alrededor de 55 % de área abierta). En general consumen menos espacio vertical, son mas fáciles de soportar y menos costosos que los del tipo orificio. Sin embargo, son extremadamente sensibles a la falta de nivelaci ón, agitación en la superficie del líquido y gradientes hidráulicos en los canales.

6.2

Criterios de dise ño generales para distribuidores – Un distribuidor o redistribuidor de íquido l debe ser usado en cualquier lugar de una columna empacada donde una corriente externaíquida l sea introducida en la columna. Si la corriente contiene vapores, o puede vaporizar en el distribuidor, se deberá usar un distribuidor especial tipo“flashing feed”. – Es recomendable que sea el fabricante del empaque el que especifique y suministre el distribuidor. El usuario debe revisar críticamente tanto el diseño como las recomendaciones del fabricante. – Se debe hacer una prueba del funcionamiento del distribuidor con agua antes del arranque. Esta recomendación es crítica en torres mayores de 2400 mm de diámetro. – Se debe tener un mínimo de cuatro puntos de goteo por pie cuadrado. Esos puntos deben estar igualmente espaciados. El diámetro de las perforaciones debe ser mayor de 6 mm (1/4 de plg.) para evitar taponamiento. Normalmente se prefieren perforaciones de 12 mm. – Como ya ha sido mencionado anteriormente, el distribuidor debe ser colocado al menos de 150 a 300 mm por encima del empaque para permitir la separaci ón del vapor de los lechos antes de pasar po r el distribuidor. Se recomienda de 460 a 610 mm de separación en el caso de distribuidores de boquillas rociadoras. – Si el servicio contiene sólidos, o el líquido esta cercano a su punto de congelación, un distribuidor tipo vertedero es la mejor opci ón. Si a pesar de esto, se desea usar cualquier otro tipo de distribuidor, deber á instalarse un filtro aguas arriba. El tamaño de las aberturas del elemento filtrante debe ser al menos 10 veces menor que las perforaciones del distribuidor.El filtro debe ser


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instalado tan cerca de la columna como sea posible, y se debe incluir un filtro en paralelo. – Se debe evitar el uso de distribuidores tipo orificio con perforaciones en lacara inferior del distribuidor, en servicios con taponamiento, incluso cuando se han instalado filtros. – Cuando se requiere de un alto caudal de íquido, l los mejores distribuidores son

– – –

–

los del tipo bandeja con perforaciones en“V” (notched through), los del tipo orificio o los de boquillas rociadoras. Cuando se tiene un alto caudal de vapor, se debe evitar el uso de los distribuidores tipo bandeja de orificios y de vertedero elevador. Normalmente, el “turndown” de una columna empacada viene dado por el distribuidor de líquido. Para un buen “turndown”, los mejores distribuidores son los del tipo vertedero, o algunos del tipo orificio. La velocidad en la tubería de alimentación de un distribuidor por gravedad no debe excederlos 3 m/s, y debe ser preferiblemente menor de 1.2 a 1.5 m/s, ya que velocidades mas altas pudieran crear agitaci ón en la superficie del líquido o excesiva aireación en el distribuidor. Cuando una tubería alimenta directamente un distribuidor tipo gravedad, el líquido entrante debe ser dirigido hacia el centro del distribuidor, con la finalidad de asegurar un nivel deíquido l uniformesobre todos los orificios. La tubería de

alimentación debe estar colocada cerca de 50a 200 mm por encima de elborde superior de la bandeja del distribuidor. Es importante asegurarse que el ílquido sea alimentado dentro del distribuidor, y no pase a los elevadores (raisers) del vapor. Es mejor colocarle un codo a la tubería y continuar una corta distancia en un recorrido vertical descendente. – Cuando sea posible, se deben evitar o minimizar bridas internas en las tuber ías que alimentan distribuidores porgravedad. Si alguna es instalada, se debe inspeccionar cuidadosamente para asegurarsede que no hallan fugas. Una fuga significativa en una brida interna en distribuidores de bandejas puede ocasionar mala distribución.

6.3

Distribuidores con Alimentaci ón Líquido–Vapor (“Flashing Feed”) Cuando la alimentación es una mezcla líquido vapor, el diseño del distribuidor debe prever, tanto una distribución apropiada del líquido y el vapor, como una separación adecuada del vapor. Introducir una alimentación que contenga vapores en un distribuidor diseñado solo para ílquidos puede reducir severamente la eficiencia de la columna. Los tipos mas comunes de distribuidores paraestas aplicaciones son el tipo deflector (baffle), el tipo separadoríquido l –vapor, el tipo galería y el tipo de entrada tangencial (ver Figura 3). El distribuidor tipo “Baffle” es usado cuando ambas fases son á f cilmente separadas y no forman espuma. El tipo separador íl quido–vapor consume mas


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espacio vertical que el tipo baffle, e igualmente es adecuado para torres de menos de 1200 mm. El tipo galería se emplea cuando el íl quido es la fase continua, y cuando el sistema es espumante, tales como demetanizadoras criog énicas y regenadoras de carbonato, y en columnas de gran di ámetro. Los del tipo tangencial se usan con una alimentaci ón a alta velocidad donde el vapor es la fase continua y el líquido esta nebulizado (en forma de“spray”). Es mejor dejar el diseño de estos equipos al fabricante del empaque.

6.4

Redistribuidores de l íquido Los redistribuidores de ílquido son usados siempre que una alimentación líquida intermedia sea introducida dentro de una columna empacada, o cuando se requiera de una redistribución de líquido entre secciones empacadas. Se deberá redistribuir el líquido cada 6 m. (20 pies) como máximo, o cada 10 veces el diámetro de la torre, lo que sea menor. Existen tres tipos de redistribuidores (verFigura 3): 1.

Redistribuidores de Orificio: Son idénticos a los distribuidores de orificio, bien sea del tipo bandeja o canal, siendo laúnica diferencia la instalación de sombreretes o cintas en los risers de vapor para evitar la entrada de ílquido del lecho empacado superior.

2.

Redistribuidores de Vertedero: Son idénticos a los distribuidores tipo bandeja con orificios en“V”: Debido a queestos no pueden recoger el ílquido de las secciones superiores, usualmente se requiere de un colector de líquido tal como un plato de chimenea o un plato colector de soporte.

3.

Redistribuidores Tipo “Rascadores de Pared” (“Wall Wipers”) o “Roseta” (Rosette): Consiste de un anillo colector de líquido equipado con salientes cortos que se proyectan hacia el centro de la torre, direccionando de esa manera el líquido que viene de las paredes hacia el lugar deseado del lecho. Son adecuadosúnicamente para columnas de peque ño diámetro (menos de 600 a 900 mm). Generalmente son espaciados por aproximadamente 2 etapas teóricas de lecho empacado.

Generalmente, los redistribuidores para columnas de gran diámetro (>900 mm) son del tipo orificio o vertedero. El de tipo orificio es el mas usado ya que no requiere la adición de un colector de íquido, l el cual consume mas espacio vertical e incrementa el costo y complejidad de una columna. Sin embargo, cuando el diámetro de la columna excede de 6 a 9 m., el redistribuidor solo no es suficiente para mezclar bien el líquido, por lo que se hace necesario el colector. Las recomendaciones generales hechas para los distribuidores tipo orificio y vertedero aplican también para los redistribuidores del mismo tipo, al igual que las


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recomendaciones hechas para entradas líquidas a los distribuidores son comunes a los redistribuidores.

6.5

Distribuidores de vapor Los distribuidores de vapor ítpicamente están ubicados en o encima de la alimentación de vapor, entre secciones con empaques y platos, o encima de una sección de transición donde el diámetro cambia. Los tipos mas usados son los siguientes (ver Figura 4): – Tubería “sparger” (tubería con perforaciones que va sumergida en el íquido, l emitiendo el vapor en forma de burbujas). – Distribuidor de vapor (esencialmente un plato tipo chimenea). – Un soporte distribuidor de vapor (una lamina perforada con risers de vapor). Los equipos de distribución de vapor deberían ser instalados siempre que un flujo de vapor de alta velocidad, desigualmente distribuido sea dirigido hacia un lecho empacado. En general, cuando el cabezal de velocidad de este vapor desigualmente distribuido (p. ej. vapor en la boquilla de entrada) es del mismo orden de magnitud de la caída de presión del lecho empacado superior, hay un incentivo para instalar un distribuidor de vapor; cuando es de menos de un écimo d de la caída de presión del lecho, un distribuidor no genera ningún beneficio. Algunas guías adicionales son las siguientes: – Se requiere de un distribuidor de vapor cuando el factor F a la entrada de la columna excede 52 .4 ∆P . El factor F esigual a la velocidad deentrada en pies por segundo por la raíz cuadrada de la densidad del gas en libras por pie cúbico, y el ∆P es la caída de presión del lecho en pulgadas de agua por pie de empaque. – Si el vapor entra en la columna con un factor F menor que52.4 ∆P y al caída de presión del lecho excede 0.08 plg de agua por pie de empaque, no se considera que la distribución del vapor cause problemas, y no se requiere de un distribuidor. Esto aplica para columnas menores de 6 m. de diámetro. – Si es aceptable una alta caída de presión, se recomienda el uso de una tuber ía tipo “sparger”, cuando el factor Fh de vapor a la entrada se encuentra entre 52.4 ∆P y 81. 2 ∆P , lo que elimina la necesidad de un distribuidor m ás sofisticado. – La caída de presión a través de un distribuidor o un soporte–distribuidor debe ser al menos igual al cabezal de velocidad en la boquilla de entrada a la columna. Típicamente se usa una caída de presión de 1 a 8 plg. de agua en estos distribuidores. – No se deben usar soportes–distribuidores de vapor en servicios con formaci ón de espuma.


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6.6

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Soportes de empaque Los soportes de empaque deben cumplir con las siguientes funciones: 1.

Soportar físicamente el empaque.

2.

Proveer suficiente área abierta con el fin de permitir un flujo irrestricto de líquido y vapor.

3.

Evitar la migración descendente de piezas de empaque.

El área abierta de la mayoría de los soportes de empaque modernos están en el orden de 70%, y es menor del 65% para soportes construidos en cer ámica, carbono y plásticos. Cuando el área abierta de un soporte es relativamente pequeña, este puede convertirse en un cuello de botella para la capacidad de la columna. Una pistaútil se tiene cuando se compara elárea abierta del soporte con el área abierta fraccional del empaque. Si la primera es significativamente menor que la última, se puede iniciar una inundación prematura en el soporte, y propagarse al empaque. Para evitar la migración descendente de piezas de empaque, las aberturas del soporte deben ser menores al tama ño del empaque. No se recomienda la pr áctica de colocar mallas metálicas encima del soporte, pues esto puede reducir elárea abierta disponible. Los tipo de soportes de empaque mas usados son los platos de soporte de inyección de gas, y los soportestipo parrilla (ver Figura 5).Otros soportes tambi én usados son empaques estructurados (en torres de vac ío) y soportes corrugados (en torres menores de 600 mm de diámetro). Los soportes estándar metálicos y plásticos de inyección de gas pueden proporcionar un área abierta de aproximadamente 100% o mas del área transversal de la columna, con una caída de presión menor de 0.25 plg. de agua y que rara vez excede los 0.75 plg. de agua. Este tipo de soporte debe ser la primera selección con empaques desordenados plásticos y metálicos. Los soportes tipo parrilla son generalmente menos caros que los de inyecci ón de gas, y pueden suministraráreas abiertas mayores al 70% en cer ámica, y mayores al 95 % en metal y plástico. Son comúnmente utilizados para empaques estructurados, ón de gas normalmente son inadecuados. donde los soportes de inyecci Los soportes tipo parrilla no tienen suficienteárea abierta para tamaños pequeños de empaques desordenados. La mayoría de los diseños estándar de soportes tipo parrilla son adecuados para empaques mayores de 40 mm (1.5 plg.).


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PDVSA MDP–04–CF–07


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7

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EJEMPLO DE EMPACADAS

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DIMENSIONAMIENTO

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DE

TORRES

Se debe dimensionar una columna depropanizadora con empaques. para las cargas líquido–vapor, y propiedades físicas dadas en la Tabla 7, la alimentación es de 20000 lb–mol/h, la carga mínima anticipada es de 60% del diseño. La columna tiene 20 etapas teóricas, excluyendo el rehervidor y el condensador, la alimentación es en la etapa 9 (desde el tope), 66%mol vaporizada. La columna opera a una presión de 315 psia, la relación de reflujo es de 1.5 y la composición es (mol%): Metano Etano Propano n–Butano n–Pentano n–Hexano Total

26 9 25 17 11 12 100

El servicio es limpio, las corrientes tienen un contenido despreciable deólidos s y la tendencia a la corrosión es baja. El sistema tiene tendenciaa la formación de espuma, y no se esperan incrementos súbitos (surges) de presión.

7.1

Primera iteraci ón El primer paso consiste en seleccionar eltipo de empaque. La depropanizadora es un servicio de destilación de alta presión. En la sección 4.2 se recomienda no usar empaques estructurados en destilación a alta presión. Las rejillas son rara vez usadas para servicios de destilación limpios. La escogencia más clara es entonces empaques desordenados. Debido al bajo potencial de corrosión esperado del servicio se puede usar acero al carbono como material del empaque. Los empaques plásticos no ofrecen ninguna ventaja distintiva, y pudieran ser un problemas en los arranques y paradas de la columna, donde se requiere el uso de vapor para limpieza de la columna.


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TABLA 7. CARGA DE LA COLUMNA Y PROPIEDADES FÍSICAS: DEPROPANIZADORA

Etapa

Vapor a la etapa °F lb/h CFS

ρv

°F

Líquido de la etapa ρL lb/h GPM

σ

µL

1

108

109728 12.705 2.399

70

73910 310

29.820

5.31

0.136

2 3

119 120812 13.559 2.475 126 121184 13.584 2.478

108 119

84994 378 85360 380

27.979 27.944

3.37 3.3

0.129 0.128

4

134

126

83588 370

28.187

3.35

0.128

28.498

3.44

0.129

119412 13.451 2.466

5

144

118186 13.378 2.454

134

82360 360

6

157

117122 13.339 2.439

144

81280 352

28.816

3.53

0.130

7

172

114732 13.246 2.406

157

78926 336

29.208

3.66

0.131

8

199

109310 13.060 2.325

172

73504 304

30.122

4.44

0.123

9

225

82856

7.629 3.017

211

139172 598

29.029

3.40

0.123

10

235

93602

8.347 3.115

225

149918 656

28.457

3.60

0.124

11

242

100406

8.751 3.187

235

156724 694

28.159

3.41

0.126

12

249

105908

9.049 3.251

242

162228 724

27.934

3.28

0.126

13

255

111198

9.332 3.310

249

167520 754

27.735

3.16

0.125

14

261

115806

9.560 3.365

255

172126 778

27.574

3.07

0.123

15

266

119144

9.705 3.410

261

175468 796

27.454

3.00

0.121

16

272

122464

9.863 3.449

266

178788 816

27.344

2.94

0.119

17

280

124948

9.954 3.487

272

181272 828

27.268

2.90

0.117

18

291

126714

9.963 3.533

280

183038 838

27.225

2.87

0.115

19

309

129112

9.924 3.614

291

185434 850

27.191

2.84

0.113

309

56324 260

26.997

2.05

0.110

20

Condiciones Seleccionadas para Cálculos Hidráulicos Sección de Tope 126 121184 13.584 3 199 109310 13.060 8 Sección de Fondo

2.478 2.325

119 172

85360 73504

380 304

27.944 30.122

3.3 4.44

0.128 0.133

19

309

129112

9.924

3.614

291

185434

850

27.191

2.84

0.113

9

225

82856

7.629

3.017

211

139172

598

29.029

3.40

0.133


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Se esbozará un diseño preliminar basado en un empaque del que se disponga de información confiable cerca del punto de operación, p. ej. anillos Pall. Una columna construida con este diseño debe trabajar, y la única diferencia con un diseño final sería que estaría algo sobredimensionada. Por lo tantose seleccionan anillos Pall de acero de 2” a lo largo de toda la columna, como primera aproximación, esto será posteriormente revisado. Debido a la tendencia de formación de espuma del servicio, es necesario utilizar un factor de seguridad para los cálculos de inundación. En este caso será de 0.9 (Ref. 1). Para el empaque seleccionado, el punto de inundaci ón puede ser determinado precisamente por interpolación (Secc. 8), usando la figura 10.1004A. Alternativamente, el punto de inundación puede ser determinado utilizando la correlación de Kister y Gill, [ Ec. 1]. La Correlación GPDC (figura de Eckert) del punto de inundación (Gráfica 1) no es adecuada para anillos Pall de 2”. Los resultados son los siguientes: Sección de Tope

Sección de Fondo

G, lb/h pie2

121184/AT

129112/ AT

Tabla 7

L, lb/h pie2C

85360/AT

185434/AT

Tabla 7

PG, lb/pie3

2.478

3.614

Tabla 7

27.944

27.191

Tabla 7

Flv

0.210

0.524

Ec. (11)

Parámetro de Capacidad

1.29

0.95

figura 10.10004A

µL, cP

0.128

0.113

Tabla 7

ν, cS

0.286

0.259

62.4µL /ρL

Fp, pie–1

27

27

figura 10.10004A

CS,FL, pie/s

0.264

0.196

Ec. (12)

∆PFL, en plg. de agua por pie de empaque

1.16

1.16

Ec. (1)

Flv Factor de Capacidad @ inundación

0.210 1.27

0.524 0.93

Idem al anterior figura 10.1004B

CS,FL, pie/s

0.260

0.192

Ec. (12)

Notas

1. Pto de inundaci ón por interpolación GPDC

ρL,

lb/pie3

2. Punto de inundaci ón por la correlación de Kister y Gil


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Los dos cálculos hechos por distintos procedimientos concuerdan bastante bien. Debido a que el método de interpolación de datos es más preciso que el de correlaciones, los valores calculados por interpolaci ón se usarán para el diseño. Para el cálculo del diámetro de la columna se usará un factor de inundación del 75%, según los criterios establecidos en la secci ón 4.3. Adicionalmente,se deberá tomar en cuenta la formación de espuma, por lo que se usará un factor de seguridad (F.S.) de 0.9 (“derating factor”) para los cálculos de inundación.

Sección de Tope

7.2

Sección de Fondo

Notas

Cs, diseño (sin F.S.), ft/s

0.198

0.147

0.75 x Cs,FL

Cs, diseño (con F.S.), ft/s

0.178

0.132

0.9 x (Cs, diseño)



0.312

0.392

uS diseño (con F.S.), ft/s

0.572

0.337

Ec. (13)

Carga de Vapor

13.584

9.924

Tabla 7

AT, pie2

23.75

29.43

Carga de Vapor/ uS

DT, pie

5.5

6.12

4A

G



L

–

G 

T



Cálculo del diámetro usando el criterio de máxima caída de presión El criterio de máxima caída de presión es usado en conjunto con criterio depunto de inundación, fijándose el diámetro de la columna como el mas conservador entre ambos . La Tabla N° 4 proporciona el criterio de máxima caída de presión, los cuales son usados en los cálculos siguientes:


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Sección de Tope Sección de Fondo

+

Notas

ρGL/ρL

0.089

0.133

ρL/ρH2O

0.448

0.436

Fp, pie–1

27

27

Secc. 8

Máx. ∆P, plg. de agua por pie

0.86

0.83

Tabla 4, Nota 1

σ, dina/cm

3.3

2.84

Tabla 7

0.0166

0.0137

Ec. (13)

CS,máx

0.181

0.167

Ec. (13)

uS, máx

0.580

0.426

Ec. (14)

AT, pie2

23.42

23.3

Carga de Vapor/ uS, MáX

DT, pie2

5.46

5.45

4A

 F 

 máx   33

p

T



Notesé que no se uso el factor de seguridad por formaci ón de espuma. En el cálculo previo se usó este factor debido a que la tendencia a la formaci ón de espuma a alta presión no es tomada en cuenta en el método de interpolación, el cual esta basado en datos a menor presión. A diferencia de lo anteriormente expuesto, el criterio de caída de presión usado aplica específicamente para destilación a alta presión, y por lo tanto debe incluir cualquier factor de seguridad requerido. Tanto el criterio de punto de inundación como el de caída de presión dieron diámetros de la torre similares. El diámetro más conservador entre ambos criterios es de 5.5 pies (1676 mm) para la sección de tope y 6.12 pies (1865 mm.) para la sección de fondo. Ya que los diámetros para las secciones de tope y fondo no son muy diferentes, es atractivo utilizar un di ámetro de torre uniforme (normalmente la diferencia de diámetros en una columna debería ser de mas del 20% para que sea rentable el uso de diferentes di ámetros). El diámetro preliminar de la columna es el mayor para las dos secciones, es decir6.12 ft. Este diámetro normalmente se redondea al medio pie más cercano, pero en este ejemplo es redondeado solamente al cuarto de pie más cercano. Un diámetro de 6.12 esta bastante mas cercano a 6 pies(1829 mm) que a 6.5pies (1981 mm). El diámetro de la columna es relativamente pequeño, y tres pulgadas sucesivas incrementan substancialmente el costo. La columna es operada a alta presión, y las carcasas de alta presión son costosas. Por lo tanto, el diámetro preliminar de la columna se fija en 6 pies, 3 plg. (1905 mm.)


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Cálculos de la altura del lecho Sección de Tope Sección de Fondo

Notas

dp, plg.

2

2

DT, pies

6.25

6.25

Sección 6.1

12 DT/dp,

38

38

HETP, pies

3

3

Ec. (17)

n

7

11

Tabla 7

Altura total empacada, pies

21

33

n x HETP

Cálculos anteriores

Comentarios Los criterios establecidos en las Secc. 5.2 y 5.4 establecen que se debe redistribuir el líquido aproximadamente cada 20 pies (6 m), y no tener m ás de 10 etapas teóricas por lecho. Ambos criterios sugieren que la sección de fondo de la torre debería tener dos lechos empacados con un redistribuidor al medio, mientrasque la sección de tope tendría solo un lecho. Si se substituyeran los anillos Pall de 2 plg (50 mm) por otros de 1.5 plg. (38 mm) en la sección de fondo, la altura empacada se reduciría a 25 ft (7.6 m), al precio posiblemente de solo un ligero incremento del di ámetro de la torre. Esto haría posible eliminar el redistribuidor y tener un solo lecho empacado en la sección de fondo. Tal diseño violaría ligeramente el criterio de distribución mencionado anteriormente, y tendría también una mayor cociente diámetro columna/diámetro empaque. Ambos factores harían a tal diseño mas sensibles a una mala distribución. Poco se sabe acerca de que tan dañina es una mala distribución para la eficiencia en destilación multicomponente a alta presión. Lo anteriormente expuesto justifica una inversión relativamente pequeña en un redistribuidor, que haría el diseño menos sensible a una mala distribución. Por lo tanto se prefiere tener dos lechos de anillos Pall de 2 plg. en la secci ón de fondo. Los cálculos del punto de inundación previos muestran que hay alguna capacidad ociosa en la sección de tope. Esto puede ser utilizadopara reducir la alturade la sección de tope mediante el uso de empaques mas peque ños. En este caso, tanto el número de etapas teóricas como la menor altura del lecho empacado estar ían dentro de las guías dadas para una buena practica de redistribuci ón. El cociente diámetro columna/diámetro empaque aumentaría en algo; sin embargo ir de 2 a 1.5 plg. incrementaría el cociente en 33%, y esto debería ser tolerable. En resumen, la segunda iteración usaría los siguientes valores:


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DT = 6.25 pies dp = 2 plg sección de fondo, 1.5 plg sección de tope

Dimensionamiento de la columna: segunda iteraci ón

7.3

Sección de Tope

Sección de Fondo

Notas

DT, pies

6.25

6.25

Secc. 6.1

dp, plg.

1.5

2.0

Secc. 6.1

30.68

30.68

D 2T  4

Carga de vapor, ft3/s

13.584

9.924

Tabla 7

uS, diseño pie/s

0.443

0.324

Carga de vapor/AT

CS diseño, pie/s

0.138

0.127

Ec. (14)

AT,

ft2

Cálculos del punto de inundación En la Sección 4.3.1.1 se propusieron tres métodos de cálculo para el punto de inundación: Interpolación, la correlación de Kister y Gill, y la correlación de Billet y Shultes. Para la sección de tope, el método de interpolación no puede ser usado debido a que, para anillos Pall de 1.5 plg., los datos de inundaci ón/MOC están disponibles solo para parámetros de flujo menores a 0.07 (figura 10.1003). El parámetro de flujo para la sección de tope es de 0.21 (Secc.6.1). Para la secci ón de fondo, la correlación de Billet y Shultes no puede ser usada debido a que el parámetro de flujo es 0.524. A este parámetro de flujo, requiere de un valor para C2,FL (Ec. 5), pero este no esta disponible en la Tabla 3.


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Sección de Tope

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Sección de Fondo

Notas

1. Pto. de Inundación por Interpolación GPDC CS, FL, pie/s

––

0.196

Secc. 6.1

CS, FL (con F.S.), pie/s

––

0.176

0.9 x CS, FL

% de Inundación

––

72%

100(Cs,diseño) / CS, FL (con F.S.)

2. Pto. de inundación, correlación Kister y Gill Fp, pie–1

40

∆PFL, en plg. de agua por pie de empaque

1.52

Ec. (1)

Flv

0.210

Secc. 6.1

Factor de Capacidad @ inundación

1.45

figura 10.1003

ν, cS

0.286

Secc. 6.1

CS,FL, pie/s

0.244

CS,FL, con F.S.

0.220

0.173

0.9 x CS,FL

% de Inundación

63%

73%

100(CS,diseño)/

Sin cambios de la Secc. 6.1

figura 10.1003

Ec. (12)

(C

, con F.S.)

S,FL

3. Pto. de Inundaci ón, correlación Billet y Shultes ap

47.9

––

Tabla 3

uL

0.0277

––

L / (3600AT ρL)

ReL

187.2

––

Ec. (8)

GaL

30.92 x

106

––

Ec. (9)

ε

0.946

––

Tabla 3

hL,Fl

0.316

––

Ec. (6)

Ci,Fl

1.679

––

Tabla 3

nFL

0.388

––

Ec. (4)

µV

0.0090

––

Dato

uS,FL

0.736

––

Ec. (2)

uS,FL con F.S.

0.662

––

0.9 x uS,FL

% de Inundación

67%

––

100(uS, diseño/uS,FL con F.S.)


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Cumplimiento con el criterio de máxima caída de presión Sección de Tope

Sección de Fondo

Notas

Fp, pie–1

40

27

Sección 8

ρGL/ρL

0.089

0.133

Sección 6.1

ρL/ρH2O

0.448

0.436

Sección 6.1

Máx ∆P, plg. de agua por pie

1.13

0.83

Tabla 4, Nota 1

σ, dina/cm

3.3

2.84

Tabla 7

∆P, plg. de agua por pie

0.55

0.43

Ec. (13)

Cálculos de la altura del lecho

Sección de Tope

Sección de Fondo

Notas

12 DT / dp

50

38

HETP, pies

2.25

3

Ec. (16)

n

7

11

Tabla 7


16

33

n x HETP

Comentarios Los cálculos muestran que el diseño actual es adecuado. Los cálculos del punto de inundación efectuados usando distintas correlaciones dan resultados muy similares. El factor de inundación en el tope de la columna es relativamente bajo, y se pudiera pensar en reducir aun mas el tama ño del empaque en esta sección (1 plg., 25 mm), y disminuir la altura de la columna. Esto no es recomendable, pues esto incrementaría el cociente diámetro columna/diámetro empaque a 75 aproximadamente, haciendo la columna mas sensible a una mala distribuci ón.

7.4

Dimensionamiento de la columna: chequeos de dise ño Los chequeos de diseño que se llevarán a cabo en este ejemplo son capacidad máxima de operación (MOC), datos de eficiencia, y tasa mínima de mojado (MWR).


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Chequeo de la MOC Sección de Tope Sección de Fondo

Notas

CS, FL (con F.S.), ft/s

0.220

0.176

Secc. 6.2

CS,MOC (con F. S.), ft/s

0.209

0.167

Ec. (10)

CS, diseño, ft/s

0.138

0.127

Secc. 6.2

% MOC

66%

76%

100(CS,diseño)/ (CS,FL, con F.S.)

Esto esta en línea con los criterios de MOC establecidos en la Secc. 4.3.1.2. Cálculo de la caída de presión promedio La mayoría de los métodos de cálculo de la caída de presión suponen que la columna maneja una mezcla que no forma espuma. Por lo tanto, no aplican estrictamente a la columna a alta presión de este ejemplo, donde los sistemas si muestran una tendencia a la formación de espuma. El único método que aplica en estas condiciones es e l de Strigle (Ec.13). Este método fue usado previamente para chequear el cumplimiento del criterio de m áxima caída de presión. Se usa aquí para calcular la caída de presión promedio. Sección de Tope Sección de Fondo ∆P, @ etapas 3 y 19, plg. de agua por pie

0.55

0.43

Cálculos de etapas 8 y 9:

Notas Secc. 6.2 Tabla 7

ρ G,

2.325

3.017

Tabla 7

ρL,

30.122

29.029

Tabla 7

Carga de Vapor

13.060

7.629

Tabla 7

AT

30.68

30.68

Secc. 6.2

uS

0.426

0.249

Carga de vapor/AT

CS,

0.123

0.085

Ec. (13)

σ Fp

4.44 40

3.40 27

Tabla 7 Secc. 6.2

∆P, plg. de agua por pie

0.31

0.13

Ec. (13)

∆P promedio, plg. de agua por pie

0.42

0.26

Ec. (15)


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Comentarios Este cálculo esta basado en datos a pra sistemas que noforman espuma. La caída de presión calculada es satisfactoria, pero la caída de presión real será algo mayor, debido a la tendencia a la formación de espuma. Chequeos de eficiencia Los datos de la altura equivalente a una etapa teórica (HETP) serán comparados con el HETP calculado (Secc. 6.2). Se busca en las tablas de eficiencia (Secc. 9) datos de columnas con un servicio similar con empaques desordenados. Los datos siguientes extraidos de la Tabla 11.1 son los relevantes: Servicio

Presión, Relación Diámetro, psia de Reflujo plg.

Empaque HETP, Altura, Empaque Tipo Tamaño, plg. plg. pies

Depropanizadora, sección de tope

270

0.74

23

16

Pall

1.5

38

Depropanizadora, Sección de fondo

270

0.74

23

24

Pall

1.5

29

Deetanizadora, sección de tope

300

0.42

18

20

Pall

1.5

35

Deetanizadora, sección de fondo

300

0.24

30

18

Pall

2.0

40

Las alturas equivalentes (HETP) calculadas en la Secc. 6.2 son 27 plg. para la sección de tope (anillos Pall de 1.5 plg.) y 36 plg. para la secci ón de fondo (anillos Pall de 2”). Comparados con los datosexperimentales dados en la tablade arriba, las HETP lucen optimistas. El análisis de los datos de Tabla 11.1 no sugiere que las mayores HETP experimentales sean debidas a mala distribución. El cociente diámetro empaque/diámetro columna va de 12 a 15, lo que esta dentro de los valores recomendados. Las alturas de los lechos eran bajas, y no violaron las prácticas recomendadas de redistribución (excepto por un caso, y este es el de menor HETP). Los datos experimentales implican que los mayores HETP sean debidos a efectos del sistema, y serán entonces usados para el dimensionamiento de la columna. La Tabla 11.1 sugiere que las secciones de tope operan a unos HETP en el orden de 35 a 38 plg. con anillos Pallde 1.5 plg. Las secciones de fondotienen un HETP cerca de 29 plg. con anillos Pall de1.5 plg. y de 40 con anillos Pall de 2 plg. La diferencia (11 plg.) es similar a la predicha por la Ec. (17), y tiene por tanto sentido. De lo anterior se concluye que para prop ósitos de diseño, un valor de HETP de 38 plg. para la sección de tope, y de 40 para la sección de fondo son buenos estimados. Nótese que estos valores no son conservadores; comparan con los datos experimentales disponibles.


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Tasa mínima de mojado (MWR). Este chequeo de flexibilidad operacional (turndown) se realiza en las etapas con menoráfico tr líquido vapor (8 y 9, ver Tabla 7) a carga mínima (60% de la carga de diseño). Sección de Tope

Sección de Fondo

GPM @ diseño GPM @ turndown

304 182

598 359

GPM/pie 2 @ turndown

5.9

11.7

Notas

Tabla 7 (etapas 8 y 9) 0.6 X GPM

Puesto que los flujos anteriores están bastante por encima de 3 gpm/ft2, la columna opera por encima de la tasa mínima de mojado [Ec. (16)]. Revisiones al diseño debidos a los chequeos Las únicas revisiones al diseño debidas a los chequeos efectuados son las de la altura del lecho empacado, como consecuencia de los cambios en las alturas equivalentes a una etapa teórica (HETP). Sección de Tope Sección de Fondo

Notas

DT, pies

1.5

2

Secc. 6.3

dp, plg.

6.25

6.25

Secc. 6.3

12 DT,/dp,

50

38

HETP, pies

38

40

n

7

11


22.2

36.7

Altura empacada, pie (redondeada)

22

2 lechos, 19 ft c/u

∆P promedio, plg. de agua por pie

0.42

0.26

Ver arriba “Cálculo de la caída de presión promedio”

Caída de presión total del lecho, plg. de agua

9.2

9.9

∆PX(altura empacada)

Ver “Chequeos de eficiencia”

n x HETP/12

La caída de presión total es: 9.2+9.9=19.1 plg. de agua = 0.7 psi.


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7.5

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Sumario de dise ño y funcionamiento Sumario de Diseño

Sección de Tope

Sección de Fondo

Diámetro de la Torre, ft.

6.25

6.25

No. de lechos empacados

1

2


22

38

Tipo de empaque

anillos Pall

anillos Pall

Tamaño del empaque, plg.

1.5

2.0

Sumario de Funcionamiento

Sección de Tope % de inundación

Sección de Fondo

63%

72%

Máx. esperada

0.55

0.43

Máx. permisible Promedio del lecho

1.13 0.42

0.83 0.26

Caída de presión total del lecho, plg. de agua

9.2

9.9

HETP de diseño, plg.

28

40

No. de etapas teóricas

7

11

Caída de Presión, plg. de agua por pie

Cargas en el Punto de Diseño

Sección de Tope

Sección de Fondo

CS vapor, pie/s

0.138

0.127

Parámetro de flujo, F lv

0.21

0.52

Líquido, gpm/ft2

12.4

27.7


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ATLAS DE INTERPOLACIÓN DE CAPACIDAD DEL EMPAQUE Y CAÍDA DE PRESIÓN (MÉTODO GPDC) La interpolación de datos experimentales de inundación, caída de presión y capacidad máxima de operación (MOC) es el método mas confiable y preciso para predecir la inundación, caída de presión y MOC de una columna. Como ya ha sido señalado previamente, el uso pobres, de correlaciones para predecir estos en par ámetros puede conducir a resultados y peligrosamente optimistas muchas situaciones que con frecuencia se encuentran en la pr áctica comercial. Esta subsección presenta un atlas de figuras para interpolar los par ámetros de inundación, caída de presión y MOC. Para empaques estructurados y rejillas (figuras 10.1002 a 10.3517 y 10.8005 a 10.8205), las figuras son un gr áfico de las curvas de la Correlación Generalizada de Caída de Presión de Eckert (GPDC). Estos gráficos permiten la interpolación los datos con la ayuda de la correlación GPDC de Eckert. En forma semejante, para empaques estructurados (figuras 10.5001 a 10.6504), las figuras son gráficos de la correlación GPDC modificada por Kister y Gil para empaques estructurados.

8.1

Guías para el uso de las figuras de interpolación GPDC La estimación del punto de inundación y la caída de presión utilizando las figuras de interpolación GPDC involucra la interpolación y extrapolación dentro del marco de la figura de Correlación Generalizada de Caída de Presión (Fig. 1). Se espera que esta técnica proporcione estimados confiables cuando existen datos apropiados en la vecindad del punto de operaci ón. La confiabilidad de los estimados disminuirá en la medida en que se requiera mayor extrapolación. Cuandoquiera que esta extrapolación alcance rangos muy altos, los estimados se vuelven poco confiables, y debe abandonarse este m étodo de cálculo. 1.

Seleccione la figura de interpolación GPDC adecuada para el empaque en consideración.

2.

Usando las condiciones de operación o de diseño, y el factor de empaque listado bajo la figura, determine el punto de operaci ón en la figura de interpolación.

3.

Verifique la existencia de datos experimentales graficados en la vecindad de los puntos de operación. De lo contrario, busque la región más cercana del diagrama que contenga datosdebe experimentales. Si esta región esta lejos del9). punto de operaci ón, el cálculo ser desechado (proceder con el paso Si la región esta cerca, juiciosamente extrapole losdatos cerca del punto de operación. Los puntos 4 y 5 siguientes darán algunas guías al respecto. Tenga en cuenta que Ud. se encuentra en una regi ón de cierta incertidumbre. De un margen de diseño para esta incertidumbre.


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4.

Chequee que los datos experimentales en la vecindad del punto de operación se ajusten a la correlación. En tal caso, obtenga la caída de presión directamente de la correlación, y vaya directamente al paso 6. De lo contrario, proceda con el paso 5.

5.

Dibuje una curva que se ajuste a los datos experimentales en la vecindad del punto de operación. Si los datos experimentales muestran una clara tendencia en esta región, pudiera ser mejor seguir estos datos experimentales. Si no existe una tendencia clara, pudiera ser mejordibujar una curva paralela a la curva de la correlación. A menudo, lo mejor es una solución de compromiso. Se necesita de juicio ingenieril en esta situación, y un estimado conservador pudiera ser lo mejor.

6.

Compare la naturaleza del sistema en consideraci ón (acuoso o no acuoso). Tenga presente que los datos para sistemas acuosos en lasfiguras son casi enteramente correspondientes para sistemas aire –agua. Si el sistema en consideración contiene menos de 50% de agua, pudiera comportarse mas parecido a un sistema no acuoso que a uno acuoso. Si la naturaleza del sistema operativo no es la misma para la cual los datos experimentales han sido graficados, o si se esta usando el procedimiento de extrapolaci ón mencionado en el paso 3, proceda al paso 7. De lo contrario, proceda al paso 8.

7.

Busque una figura de interpolaci ón GPDC con un empaque de referencia que

8.

contenga datos experimentales para un sistema de la mismanaturaleza que el sistema en consideración, en el mismo punto de operación. El empaque de referencia debe pertenecer a lamisma clase de empaque (desordenado, estructurado, rejilla) que el empaque en consideración. Trate de seleccionar un empaque de referencia con un factor de empaque y una geometr ía tan similar como sea posible. Usando los datos experimentalespara el empaque de referencia, obtenga un estimado del efecto de la naturaleza del sistema en la caída de presión. Si el efecto esinferior a por ejemplo, un 20 porciento, corrija el estimado de caída de presión para su empaque. Si el efecto es mayor al 20 por ciento, se debe desechar el calculo y proceder con el paso 9. Tenga en mente que si Ud. lleg ó a este paso, se encuentra en unárea de incertidumbre. La incertidumbre es mayor si la naturaleza del sistematiene un efecto considerable en la caída de presión del empaque. Proceda con extrema cautela, puesto que en elmejor de los casos su cálculo es sólo una aproximación. Pudiera ser recomendable usar para su aplicación el empaque de referencia en vez del srcinalmente escogido, puesto que ofrece mayor confiabilidad en la predicción del comportamiento. Verifique el rango de los diámetros de columna y profundidad de empaque utilizados para desarrollo de los datos experimentales en la figura(Tabla 10.1). Estudie las secciones 4.1.1 a 4.1.3 que se refieren a las limitaciones inherentes a los datos de inundaci ón y caída de presión. Realice un estimado


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juicioso del nivel al cual el escalamiento, técnica de colocación del empaque, u otros factores pueden influenciar la extensi ón de los datos de laTabla 10.1 a su caso específico. Ajuste su estimado en concordancia. Se requiere de juicio ingenieril, y lo mejor será un estimado conservador. Salte el paso 9. 9.

8.2

Ud. solo habrá llegado a este paso si se abort ó el cálculo. En este caso, será mejor pedirle al fabricante que suministre datos del empaque en la vecindad del punto de operación, o considerar un empaque para el cual haya mayor confiabilidad en la predicción de su funcionamiento.

Nomenclatura y leyendas en las figuras – Las figuras de interpolación de datos experimentales GPDC (Generalized Pressure Drop Correlation) son tomadas de la referencia 4. El código de identificación de todas las figuras comienza con elúmero n 10, y es seguido por un sufijo de cuatro dígitos. El significado de este sufijo es el siguiente: – Los primeros dos dígitos dan el número del empaque. El significado de los números es el siguiente: 10–13 Empaque desordenado de segunda generaci ón 10–23

Empaques desordenados de tercera generaci ón mas comunes

30–35

Otros empaques desordenados de tercera generaci ón

50

Empaques estructurados de malla tejida

60–65

Empaques estructurados de hojas corrugadas

80–82

Rejillas

– El tercer dígito da el material del empaque. 0 = metal; 1 = plástico; 2 = cerámica. – El cuarto dígito es un indicador del tamaño nominal del empaque. Para empaques desordenados, es aproximadamente el doble del tama ño del empaque. Para empaques estructurados, es aproximadamente 8 veces la altura de las ondulaciones. – Todas las figuras contienen datos experimentales para ca ída de presión, inundación y Máxima Capacidad de Operaci ón (MOC). Los símbolos pequeños representan los datos para sistemas acuosos, mientras que los ímbolos s grandes representan los datos para sistemas noacuosos. En el caso de anillos Pall metálicos de 1 y 2 pulgadas, debido a la gran cantidad de datos disponibles, cada figura fue dividida en tres diagramas: una figura de datos experimentales de inundación, una figura para caída de presión en sistemas acuosos, y una figura para caídas de presión en sistemas no acuosos. Similarmente, para el empaque estructurado Mellapak 250Y, la figura fue dividida en una figura para sistemas acuosos y una figura para sistemas no acuosos, cada una conteniendo datos experimentales de inundación, MOC, y caída de presión.


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DATOS D E EFICIENCIA DE EMPAQUE Actualmente, la interpolación de datos experimentales de HETP es la manera mas confiable de obtener estos valores para diseño. Debido al pobre entendimiento de la hidráulica y transferencia de masa en empaques, las reglas emp íricas funcionan mejor que los modelos teóricos, mientras que la interpolación de datos experimentales es mejor que los dos métodos anteriores.

9.1

Empaques desordenados La Tabla 11.1 contiene los datos experimentales de eficiencia publicados para empaques desordenados. La sección 9.1.1 presenta el procedimiento recomendado para el uso de estos datos. La sección 9.1.2 es una leyenda para los comentarios en la columna derecha de laTabla 10.

9.1.1

Procedimiento de interpolación 1.

Examine la sección 5, y determine que constituye un sistema similar al sistema en consideración. Busque entonces la T abla 10, y marque todos los datos para sistemas similares.

2.

Verifique si hay suficientes datos experimentales marcados para el empaque en consideración. En tal caso, use directamente estos datos yproceda con el paso 6; sería recomendable usar los pasos 3 y 5 como verificaci ón. De lo contrario, proceda con el paso 3.

3.

Compare los HETP para los sistemas marcados con los HETP de otros sistemas con el mismo empaque. Si son significativamente mayores, esto implica que hay “efecto del sistema” (composicional). Estime la magnitud de este efecto del sistema, y de un margen para el en su dise ño.

4.

Compare el HETP del empaque bajo consideración con las reglas empíricas de la Ec. (17). Si son diferentes, estime la magnitud de este“efecto de empaque” de los datos experimentales, y de un margen para esto en el diseño.

5.

Calcule el HETP del empaque usando laEc. (17) y ajuste esta predicción usando los factores derivados delos pasos 3 y 4 anteriores. Examine la confiabilidad de estos factores. Serán más confiables mientras se basen en un mayor número de datos experimentales. Se requiere de un juicio conservador.

6.

Tome en cuenta la relación diámetro columna/diámetro del empaque, altura del lecho empacado, diámetro de la columna, tasa mínima de mojado procedimiento de prueba empleados en la obtenci ón de los datos experimentales, y use esta información para escalar los HETP obtenidos de los pasos anteriores.

7.

Compare los valores calculados en el paso 6, contra la predicci ón de la Ec. (17). Seleccione el valor mas conservador, a menos que hayan suficientes


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datos para verificar con confiabilidad que el HETP calculados en el paso 6 es menor. 9.1.2

Leyenda para los comentarios de la Tabla 10 1.

Los datos indican claramente una región de carga (loading). El HETP en la región de carga es menor que los HETP’s listados.

2.

Los datos muestran una declinación continua de los HETP’s a mayores cargas. Esto implica mala distribución; a bajas cargas líquidas (<2 gpm/ft2) también es posible un problema d e baja tasa de mojado. Los HETP’s listados están cerca de la carga mínima (“turndown”) de 1.5 del punto de carga aparente.

3.

Alta pureza (> 95%) del componente no acuoso en el tope de la columna.

4.

Cuando se muestran dos valores debajo del diámetro de la columna o de la altura de la columna, el primero describe la dimensi ón relevante por encima de la alimentación, y la segunda describe la dimensión relevante por debajo de la alimentación.

5.

Los valores reportados debajo de la relación de reflujo es la razón de masa de vapor a líquido (mv/mL).

6.

Producto destilado de alta pureza (> 99%).

7.

Baja pureza (<90%) del componente no acuoso en el tope de la columna.

8.

Dimensiones dadas del anillo 35 x 35 mm.

9.

Datos de destilación por lotes.

10.

El valor reportado debajo de relación de reflujo es la razón masa de vapor a líquido en el fondo de la columna (mv/mL).

11.

Dimensiones dadas del anillo 80 x 80 mm.

12.

Datos medidos con partículas de empaque químicamente oxidadas con bronce fosforoso. En esta aplicación, se midió una mucho mayor altura (menor eficiencia) para empaques similares que no recibieron tratamiento de superficie.

13.

AEC es la abreviatura de Atomic Energy of Canada.

14.

La presión citada es en el fondo de la columna.

15.

La instalación srcinal experimento taponamiento, mala distribución y HETP’s mucho mayores. El HETP citado se logró después de varias modificaciones, pero se mantuvo un pequeño grado de mala distribución y taponamiento.

16.

Los datos marcados con * no fueron directamente suministrados por el articulo, sino que fueron estimados por la referencia (1) de la informaci ón


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contenida en el artículo. Pueden no ser precisos,pero deberían ser bastante razonables. 17.

La separación se logró en dos columnas en series, cada una conteniendo tres lechos empacados de 27 a 30 pies de profundidad. La alimentación entraba por debajo del segundo lecho.

18. Mol % de Metanol en el tope A

36–

B

0.1 0 –

C

7 6–

E

30

19.

5

18 –

Comentarios

0.05 – 0.34 .5

– 17 5

5–6

D F

Mol % de Agua en el tope

¿“Underwetting” en el fondo?

5 – 10 – 24 17 2.2 3

Rico en Metanol

–524 3

RicoenAgua

Un gran número de pruebas.

20. Mol % de Metanol en el tope A

81 8 –

B

717 –

C

66

D

7 6–

21.

9.2

Mol % de DMF en el tope

3 9

0.2

Comentarios ¿“Underwetting” en el fondo?

0.2 – 0.9 1.5

¿No hay Underwetting?

– 24 17

Medido durante la primera semana de operación, puede cambiar con el envejecimiento.

Empaques estructurados

9.2.1

Gráficos de eficiencia Las Figuras 11.1a 11.10 y la Tabla 11 contienen los datos publicados de eficiencia de empaques estructurados. La sección 9.2.2 presenta el procedimiento recomendado para el uso de esta información. La sección 9.2.2 es una leyenda los comentarios de la columna derecha de la Tabla 11. A diferencia de los empaques desordenados, la altura equivalente a una etapa teórica (HETP) en los empaques estructurados generalmente aumenta con un aumento de las cargas ílquido/vapor. El HETP es medido a una relación de reflujo


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constante (L/V), usualmente a reflujo total, por loque las cargas liquido/vapor son aumentadas y disminuidas simultáneamente. Por lo tanto es difícil establecer si el HETP aumenta debido a un incremento de la carga de vapor o la carga de líquido, pero hay evidencias para suponer que lacarga líquida juega el papel mas importante. Para suministrar al diseñador toda la información necesaria, las Figuras 11.1 a 11.10 han sido graficadas contra la cargaíquida l y de vapor. La carga líquida esta expresada como gpm/ft2 del área seccional de una columna vacía. La carga de vapor esta expresada como el factor C, CS, dado por la Ec. (14). 9.2.2

Procedimiento de interpolación 1.

Examine la sección 5, y determine que constituye un sistema similar al sistema en consideración.

2.

Observe los datos experimentales para el empaque en consideraci ón. Verifique si hay suficientes datos para un sistema similar al suyo con el empaque considerado. En tal caso, proceda con el paso 3. De lo contrario, proceda con el paso 7.

3.

Usando las cargas líquido/vapor en su diseño, lea las HETP experimentales de las partes a y b del diagrama para el empaque relevante. Utilice los valores leídos mas conservadores. Si se requiere de extrapolación para obtener los HETP experimentales, este valor puedeser poco confiable. Si la extrapolación es excesiva, es mejora abortar el procedimiento de á c lculo (paso 7).

4.

Observe los datos experimentales para elempaque en consideración y para . Preste empaques similares, usando las Figuras 11.1 a 11.10 y la Tabla 11 especial atención a los efectos de diámetro de la columna, altura, tasa mínima de mojado y efectos del sistema que puedan ser aparentes de los datos experimentales. Observe también cualquier dependencia no común del HETP en las cargas de ílquido o de vapor, o cualquier otro comportamiento extraño del HETP. Todos estos efectos (de ocurrir) necesitan ser tomados en cuenta en el diseño, por lo cual se sugiere un calculo conservador.

5.

De considerarse necesario, busque la referencia srcinal de lacual los datos experimentales fueron tomados con la finalidad de verificar si ladistribución, desviación de los datos o procedimientos de prueba pueden haber influenciado estos valores.

6.

Verifique que no se hayan violado ninguno de los criterios recomendados en la sección 5. El procedimiento de cálculo se ha completado, y puede obviar el paso 7.

7.

Si Ud. llegó a este paso, la interpolación de datos experimentales no puede resolver su problema. Verifique si algún banco de datos particular, o el


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fabricante del empaque posee los datos experimentales que necesita. Si no se puede obtener esta información, considere el uso de un empaque alternativo para el cual se pueda predecir con confianza la HETP de su sistema. 9.2.3

Leyenda para los comentarios de la Tabla 11 1.

A “75% de inundación”.

2.

El material es bronce fosforado químicamente oxidado.

3.

AEC es la abreviatura de Atomic Energy of Canada.

4.

El factor C (Ec. 14) es de aprox. 0.2 ft/s

5.

EG significa etilenglicol; DEG significa dietilenglicol: TEG significa trietilenglicol.

6.

Cuando se muestran dos valores debajo del diámetro de la columna o de la altura de la columna, el primero describe la dimensi ón relevante por encima de la alimentación, y la segunda describe la dimensión relevante por debajo de la alimentación.

7.

La relación de reflujo es aprox. 1.0 a 1.5.

8.

Alta pureza (>99 %) del producto de tope y fondo.

9.

La presión citada es en el fondo de la columna.

10.

La altura de lecho empacado se ñalada es la“altura total de lecho empacada ” especificada por la fuente. Es de suponer que habían unos pocos lechos.

11.

DEA significa dietanol amina; TEA significa trietanol amina

12.

¿Underwetting?.

13.

No se uso distribuidor, pero las referencias (45, 46) se ñalan que se obtiene la misma eficiencia con un distribuidor.

14.

Obtenido con un empaque de altaárea superficial Goodloe (> 600 2ft/ft3), no con el empaque estándar Goodloe. El material era cobre–bronce (49).

15.

Datos para Flexipac.

16.

Factor C aprox. de 0.3 ft/s.

17.

El rango de concentración es de 10 % de metanol en el fondo, y 98 % en el tope.

18.

El contenido de agua es de 60 a 99.5 por ciento; empaques de acero inoxidable.

19.

Este es un proceso de intercambio de isótopos, mas que un proceso de destilación propiamente dicho. La separación es parte de un proceso GS, y corre a un L/V molar de 0.5.


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20.

Sección de lavado de nafta en un fraccionador principal de FCC.

21.

Hay tres lechos empacados por debajo de la alimentaci ón.

22.

La presión es la presión promedio en esta sección de la columna.

23.

Torre atmosférica de destilación de crudo, sección de fraccionamiento de nafta/fuel–oil (LFO).

24.

Torre de destilación atmosférica de crudo, sección de fraccionamiento de kerosén/gasoil.

25.

Torre de destilación atmosférica de crudo, sección de fraccionamiento de nafta/kerosén.

26.

Torre de destilación atmosférica de crudo, sección de fraccionamiento de gasoil/residuo.

27.

Torre de destilación atmosférica de crudo, sección de fraccionamiento de fuel–oil liviano (LFO)/gasoil atmosférico (AGO).

28.

Torre de destilación atmosférica de crudo, sección de despojamiento.

29.

Basado en el análisis de la compañía Norton de los datos de FRI (Fractionation Research Institute).

30.

ITdC significa Instituto Tecnológico de Celaya, México.

31.

¿Mala distribución?.


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LISTA DE SIMBOLOS Y ABREVIATURAS A.

Símbolos Alfabeto Latino ap

Area superficial del empaque por unidad de volumen, pie 2/pie3

AT

Area transversal de ;a columna, pie2

C1, FL, C2, FL C1,LO, C2, LO

Constantes en la correlación de inundación de Billet Constantes en la correlación del punto de carga de Billet

CS

Factor de capacidad del vapor, o factor –C, ft/s

dp

Diámetro del empaque, plg.

Dp

Diámetro del empaque, pies

DT

Diámetro de la torre, pies

F, Fp

Factor de empaque

Flv

Parámetro de flujo

G

Flujodegas,lbs/hxpie

g

Aceleración de gravedad, 32.2 pie/seg2

gc

Constante dimensional, 32.2 lb–ft/ (lbf–seg2)

Gal

Número de Galileo

GPM

Cargal íquida, gal/min

H

Alturadelecho,pies

HETP

Altura equivalente a una etapa te

L

Flujo de l

MOC

Capacidadm áxima de mojado

MW

Pesomolecular

MWR

Tasa m ínima de mojado

n

Número de etapas teóricas en un lecho empacado

nFl

Constante en la correlación de carga de Billet

nLO

Constante en la correlación de carga de Billet

Np

Número de partículas de empaque por unidad de volumen

P

Presión

PT

Presión de tope de una torre

∆P

Caída de presión específica de un lecho empacado, plg. de agua por pie de empaque

QMW

Tasa mínima de mojado, gal/min por pie2 de área seccional de una torre

2

o lb/s x pie2

órica, pies

íquido, lb/h–pie2 o lb/h–seg2


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B.

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Re

Número de Reynolds, adimensional

Sc

Número de Schmidt, adimensional

uL

Velocidad superficial del líquido, basado en el área transversal de una columna vacía, pie/seg

u S, u V

Velocidad superficial del vapor, basada en el área transversal de una

V

columna vacía, pie/s igual que G

χ

Fracción del componente más volátil en el líquido

y

Fracción del componente más volátil en el vapor

Símbolos Alfabeto Griego α

Volatilidad relativa

β

Fracción del área superficial de un empaque estructural mojada

ε

Fracción vacía de un lecho

µ

Viscosidad dinámica, cP

ν

Viscosidad cinemática, cS

π

3, 142...

ρ σ

Densidad, lb/pie Tensión superficial, dinas/cm

σc

Tensión superficial crítica, dinas/cm

φ

Angulo de contacto

Ψ

Relación de la densidad del agua a la densidad del l íquido

3


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SUBSCRITOS 0,1, 2 ..

Diferentes puntos a lo largo de la columna

atm.

Apresi ón atmosférica

D

Destilado

d

Seco(sinflujol

Fl

Alpuntodeinundaci

G

Gas

H2O

Agua

L

Líquido

Lo

Alpuntodecarga

MOC

Alacapacidadm

mín

mínimo

máx.

máximo

V

Vapor

íquido) ón

áxima de operación

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MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO 



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10. ANEXO

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FIGURA 10. 1002A 1” PALL RINGS INUNDACION

FIGURA 10. 1002B 1” (M) PALL RINGS CAIDA DE PRESION – SISTEMAS NO ACUOSOS

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FIGURA 10. 1002C 1” (M) PALL RINGS CAIDA DE PRESION – SISTEMAS ACUOSOS

FIGURA 10. 1003 1.5” (M) PALL RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1004A 2” PALL RINGS INUNDACION

FIGURA 10. 1004B 2” (M) PALL RINGS CAIDA DE PRESION – SISTEMAS NO ACUOSOS

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FIGURA 10. 1004C 2” (M) PALL RINGS CAIDA DE PRESION – SISTEMAS ACUOSOS

FIGURA 10. 1007 3.5” (M) PALL RINGS CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1012 1” (P) PALL RINGS CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1013 1.5” (P) PALL RINGS CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1014 1” (P) PALL RINGS CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1017 3.5” (P) PALL RINGS CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1022 1” PALL RINGS CERAMIC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1024 2” PALL RINGS CERAMIC CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1112 1” (P) SUPER INTALOX, FLEXI– & BALLAST SADDLES CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1114 2” (P) SUPER INTALOX, FLEXI– & BALLAST SADDLES INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1024 2” PALL RINGS CERAMIC CAIDA DE PRESION




REVISION

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Indice volumen

FIGURA 10. 1116 3” (P) SUPER INTALOX, FLEXI– & BALLAST SADDLES CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1122 1” (C) INTALOX & FLEXI– SADDLES INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1123 1.5” (C) INTALOX & FLEXI– SADDLES INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 1124SADDLES 2” (C) INTALOX & 10. FLEXI– INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1126 3” (C) INTALOX & FLEXI– SADDLES CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1322 #1 (C) SUPER INTALOX CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1324 #2 (C) SUPER INTALOX CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 1203 #1 (M) HY – PAK & K–PAC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1204 # 1.5 (M) K–PAC CAIDA DE PRESION

10.& BALLAST 1205 # 2 (M) FIGURA HY – PAK + INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 1207 # 3 (M) HY–PAK & K–PAC CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2002 # 25 IMTP INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2101 # 1 (M) CMR INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2102 # 1.5 (M) CMR INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2103 # 2 (M) CMR CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2104 # 2.5 (M) CMR CAIDA DE PRESION


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FIGURA 10. 2111 # 1A (P) CMR CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2202 # 1 NUTTER RINGS CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2203 # 1.5 NUTTER RINGS CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2204 # 2 NUTTER RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2304 2” (M) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2312 1” (P) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2314 2” (P) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2317 3.5” (P) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2323 1.5” (C) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2324 2” (C) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2326 3” (C) HIFLOW RINGS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 2402 # 1 HCKP CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 2403 # 1.5 HCKP CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 3002 # 1 (M) CHEMPAK & LEVAPAK CAIDA DE PRESION

10. 3004 #FIGURA 2 (M) CHEMPAK CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 3104 # 1 (2”) JAEGER TRIPACKS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 3106 # 2 (3”) JAEGER TRIPACKS CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 3114 # 1 (2’ & 45 MM) (P) JAEGER TRIPACKS INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 3116 # 2 (3”) (P) JAEGER TRIPACKS CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 3212 1” (P) NOR PAC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 3213 1.5” (P) NOR PAC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 3214 2” (P) NOR PAC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 3316 INTALOX SNOWFLAKE CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 3417 3.5” (P) LANPAC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 3517 # 3 (3.5”) (P) IMPAC CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 5001 KOCH – SULZER CY PACKING INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

10.BX5002 KOCH FIGURA – SULZER PACKING INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6002 SULZER MELLAPAK 500Y INUNDACION Y CAIDA DE PRESION


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FIGURA 10. 6004A SULZER MELLAPAK 500Y INUNDACION Y CAIDA DE PRESION – NO ACUOSOS

FIGURA 10. 6004B SULZER MELLAPAK 250Y INUNDACION Y CAIDA DE PRESION – ACUOSOS

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FIGURA 10. 6014 SULZER MELLAPAK 250Y PLASTIC CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6102 KOCH FLEXIPAC # 1 INUNDACION Y CAIDA DE PRESION


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FIGURA 10. 6108 KOCH FLEXIPAC # 4 CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6122 KOCH FLEXERAMIC # 28 CAIDA DE PRESION


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FIGURA 10. 6202 GLITSCH GEMPAK 4A CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6203 GLITSCH GEMPAK 3A INUNDACION Y CAIDA DE PRESION


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FIGURA 10. 6206 GLITSCH GEMPAK 1.5A INUNDACION Y CAIDA DE PRESION


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FIGURA 10. 6209 GLITSCH GEMPAK 0.5A CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 6302 MONTZ B1 – 300 INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6303 MONTZ B1 – 250 CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 6402 NORTON INTALOX 1T CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6404 NORTON INTALOX 2T INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURAINTALOX 10. 64083T NORTON CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 6504 JAEGER MAXPAC INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 8005 GLITSCH GRID EF–25A INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 8015 GLITSCH GRID EF–25AP INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. 8104 KOCH FLEXIGRID # 3 INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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FIGURA 10. 8108 KOCH FLEXIGRID # 2 INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

FIGURA 10. GRID 8205 # 3 NUTTER SNAP INUNDACION Y CAIDA DE PRESION

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TABLA 10.1 DATOS USADOS EN LAS FIGURAS

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TABLA 10.1 DATOS USADOS EN LAS FIGURAS (CONTINUACION)

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TABLA 11.1

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DATOS DE EFICIENCIAS PUBLICADOS PARA EMPAQUE DESORDENADO




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TABLA 11.1 DATOS DE EFICIENCIAS PUBLICADOS PARA EMPAQUES DESORDENADO (CONTINUACION)




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TABLA 11.1 DATOS DE EFIC IENCIAS PUBLICADOS PARA EMPAQUES DESORDENADO (CONTINUACION)




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TABLA 11.1

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DATOS DE EFICIENCIAS PUBLICADOS PARA EMPAQUES DESORDENADO (CONTINUACION)




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TABLA 11.1

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TABLA 11.1

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TABLA 11.1

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(A)

(B)

FIGURA 11.1 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUE ESTRUCTURADO WIRE – MESH DE KOCH – SULZER ® CY. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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TABLA 11.2

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DATOS DE EFICIENCIA PUB LICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS




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(A)

(B)

FIGURA 11.2 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUE ESTRUCTURADO WIRE – MESH DE KOCH – SULZER® BX. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICAEN FUNCIONDE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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TABLA 11.2 DATOS DE EFI CIENCIA PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS (CONTINUACION)




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(A)

(B)

FIGURA 11.3 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUE ESTRUCTURADO WIRE – MESH DE GOODLOE® (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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(A)

(B)

FIGURA 11.4 DATOS PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS MELLPACK® 125Y, 350Y, 500Y Y FLEXIPACK # 1. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LASCURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DELA CARGA LIQUIDA.




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(A)

(B)

FIGURA 11.5 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS MELLPACK® 250Y FLEXIPACK #2. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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TABLA 11.2

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DATOS DE EFICIENCIA PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS (CONTINUACION)




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(A)

(B)

FIGURA 11.6 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS GEMPAK® O.5A, 1A, 1.5A, 3A Y 4A. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA ENFUNCION DELA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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(A)

(B)

FIGURA 11.7 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS GEMPAK® 2A Y 2AT. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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TABLA 11.2 DATOS DE EFICIENCIA PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS (CONTINUACION)




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(A)

(B)

FIGURA 11.8 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS 2T Y 3T. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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(A)

(B)

FIGURA 11.9 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA EMPAQUES ESTRUCTURADOS. (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LAS CURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA LIQUIDA.




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(A)

(B)

FIGURA 11.10 DATOS DE HETP PUBLICADOS PARA MAX – PAK . (VER TABLA 11.2 PARA IDENTIFICACION DE LASCURVAS). (A) GRAFICA EN FUNCION DE LA CARGA DE VAPOR; (B) GRAFICA EN FUNCION DELA CARGA LIQUIDA.

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