Eficiencia de Platos

PDVSA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACCIONAMIENTO

PDVSA N°

TITULO

MDP–04–CF–14

0

NOV.97

REV.

FECHA

APROB.

E PDVSA, 1983

EFICIENCIA DE PLATOS

APROBADA

58 DESCRIPCION FECHA NOV.97

R.A.

PAG. REV. APROB.

L.R. APROB. APROB. FECHA NOV.97

ESPECIALISTAS

MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO

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PDVSA MDP–04–CF–14 REVISION

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Indice 1 OBJETIVO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

2 ALCANCE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

3 REFERENCIAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

4 DEFINICIONES . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9

Información Básica Requerida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Cálculo de las eficiencias: EOG, EMV , EMV * y EO . . . . . . . . . . . . . . . . . Limitaciones para la aplicación del método de cálculo de las eficiencias Consideraciones básicas de diseño para el cálculo . . . . . . . . . . . . . . . . . . Procedimiento resumido para el cálculo de la eficiencia de diseño . . . . . Ejemplo típico de un cálculo de eficiencia de platos perforados . . . . . . . Valores típicos de la eficiencia de platos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Correlaciones empíricas para estimar la eficiencia del plato . . . . . . . . . . Guía de diseño para despojadores de hidrocarburos pesados . . . . . . . .

6 8 16 17 20 22 32 35 36


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OBJETIVO Presentar al diseñador el procedimiento de cálculo para determinar la eficiencia en los platos perforados, utilizados en las operaciones de destilación y sus principales áreas de aplicación.

2

ALCANCE Esta subsección abarca básicamente la teoría y los métodos de cálculo para la estimación de la eficiencia en platos perforados. El método es aplicable a la mayoría de los sistemas de destilación, absorbedores y despojadores. No se aplica a columnas atmosféricas y al vacío, fraccionadores de plantas de craqueo catalítico, sistemas de destilación con reacción a secciones de reflujo circulante u otro tipo de sección para transferencia de calor. La eficiencia para este tipo de plato debe basarse en datos de planta u obtenidos mediante consulta. También se incluyen guías para maximizar la eficiencia de los platos en torres despojadoras de hidrocarburos pesados.

3

REFERENCIAS S Distillation Design, Henry Z. Kister; Mc. Graw Hill, N.Y. 1992 S Manual de diseño de procesos, Prácticas de Diseño, 1986 S Handbook of Chemical Engineering Calculations, BP, Vol. 2, 1981

4

DEFINICIONES Geometría del Plato Ver Manual de diseño de Procesos, (MDP–04–CF–09); para la definición y discusión de parámetros tales como diámetro del orificio, área de orificio, área de burbujeo, longitud y altura de vertedero y número de pasos. Área transversal de la torre, AT Este parámetro se define como el área de la sección transversal interna de la torre vacía (sin bajantes ni platos). Área Neta, AN Es el área total AT menos el área de tope del bajante, lo cual representa la menor área disponible en el espacio entre platos, para el flujo del vapor. Área de burbujeo, AB Es el área total menos el área del bajante, el área del sello del bajante, y cualquier área de la región no perforada ( a menudo se define como el área activa Aa). El área de burbujeo representa el área que dispone el vapor para fluir cerca del piso


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del plato. En la práctica la zonas no perforadas de menos de 4 pulg. de ancho se cuentan como regiones perforadas; si el ancho de la región es mayor de 4 pulg. se toma como área no perforada( área de desperdicio Aw). Área del orificio, Ah Este parámetro se define como el área total de perforaciones en el plato. Es la menor área disponible para el paso de vapor. Fracción del Área del orificio, Ar Es la relación entre el área del orificio y el área de burbujeo. Eficiencia puntual, EOG Por definición, el vapor que sale de una etapa teórica (plato teórico) está en equilibrio con el líquido que cae de dicho plato. Sin embargo, en la práctica esta condición es inalcanzable; sólo se llega al equilibrio cuando se trata de platos pequeños, donde se logra una mezcla perfecta del líquido en el plato. La eficiencia puntual, EOG , es una medida de la efectividad del contacto líquido–vapor en un punto dado del plato. Expresa la separación que se tiene realmente en un elemento diferencial de volumen (punto), en comparación con la separación que se puede obtener teóricamente si se alcanzara equilibrio. E OG +

°Yn * °Y n * 1 * °Yn * °Y n * 1

Ec. (1)

donde: E OG Eficiencia puntual, adimensional. °Yn

Fracción molar de un componente en el vapor que abandona un punto dado del plato n

°Y n*1

Fracción molar de un componente en el vapor que entra a un punto dado del plato n (viniendo del plato n–1)

°Y n

Fracción molar de un componente en el vapor, el cual estaría en equilibrio con el líquido en un punto dado del plato n.

*

Eficiencia puntual de diseño, EOG* Para efectos de diseño, se aplica a la eficiencia puntual calculada, EOG, un 10% de reserva para flexibilidad y contingencias. Así: E OG* + 0.9 E OG

Ec. (2)

Este factor de contingencia está dirigido hacia el diseño de nuevas torres para asegurar que la separación de diseño sea alcanzada o excedida en 9 de cada 10 casos. En muchas situaciones, tales como remodelaciones, torres con


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reconocida buena eficiencia o torres en las cuales no es crítico el grado de separación, el diseñador tiene la oportunidad para escoger de la siguiente tabla un factor de contingencia más apropiado. EOG*= Factor de contingencia x EOG. TABLA 1. FACTORES DE CONTINGENCIA PARA EFICIENCIAS PUNTUALES Porcentaje de probabilidad de que la eficiencia de la torre sea igual o mayor que la eficiencia predicha

Factor de contingencia

50

1.00

60

0.98

70

0.96

80

0.94

90

0.90

95

0.86

EOG =

eficiencia puntual estimada

EOG* =

eficiencia puntual de diseño

Eficiencia del Plato (Murphree), EMV La eficiencia del plato EMV, es una medida de la efectividad del contacto en todo el plato. Expresa la separación que se tiene realmente en el plato, en comparación con la separación que se puede obtener teóricamente en estado de equilibrio. Está definida en términos de composiciones promedio hacia y desde el plato completo: E MV +

Y n * Y n*1 Y *n * Y n*1

Ec. (3)

donde: EMV Eficiencia del plato (Murphree, vapor) adimensional Yn

Fracción molar promedio de un componente en el vapor, que sale del plato n.

Yn–1 Fracción molar promedio de un componente en el vapor que entra al plato n (viniendo desde el plato n–1). Yn* Fracción molar de un componente en el vapor, el cual estaría en equilibrio con el líquido que sale del plato n. EMV está relacionado con EOG ( o con EOG* ) por medio de la ecuación (19). Eficiencia Global, EO La eficiencia de los platos no es constante a lo largo de la columna, ya que las propiedades de transferencia de masa varian con la composición, el flujo y la


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temperatura. La eficiencia de los platos del fondo y del tope de una columna, es considerablemente baja, debido a las variaciones insignificantes que existen en la concentración de los componentes en cada plato. Por lo tanto, para evitar inconsistencias se define una única eficiencia para toda la columna o sección de la misma. La eficiencia global EO es una medida de la efectividad de una columna o sección de la misma. Esta eficiencia es la que los diseñadores usan frecuentemente en el cálculo del número de platos reales requeridos. EO es simplemente el número total de platos teóricos requeridos, dividido por el total de platos reales requeridos para la separación. EO está relacionada con EMV por medio de la ecuación Es. (22). Pendiente de Equilibrio La pendiente m de la curva de equilibrio es definida como la pendiente del gráfico Y* vs X para un componente dado en la torre. Este parámetro es requerido para determinar el punto de eficiencia y el efecto del mezclado de líquido. Componentes Claves A los componentes más volátiles se les llama “ligeros” a los menos volátiles “pesados”. Con frecuencia habrá un componente, el componente clave liviano, que está presente en el residuo en cantidades importantes, mientras que los componentes más livianos que el clave liviano se encuentran en pequeñas cantidades. Si todos los componentes tienen concentraciones importantes en el residuo, entonces el más volátil es el clave liviano. En forma similar, en el destilado habrá una cantidad importante de un componente, el componente clave pesado; mientras que los componentes más pesados que el clave pesado están presentes sólo en pequeñas cantidades. Si en el destilado hay concentraciones importantes de todos los componentes, entonces el menos volátil es el clave pesado. Normalmente es conveniente especificar los componentes claves pesado y liviano en una destilación multicomponente antes de efectuar los cálculos de eficiencia. Estos dos componentes caracterizan la distribución de componentes en el fraccionamiento. Piscinas de Mezcla El mezclado lateral del líquido en un plato se caracteriza por un número de piscinas de mezcla hipotéticas, n, que representa un número equivalente de etapas de mezcla a través de las cuales fluye el líquido. Ver ecuación Ec. (20). Recorrido de las Líneas de Flujo El número de piscinas de mezcla está relacionado con la distancia que recorre el líquido al atravesar el plato. El recorrido de las líneas de flujo


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Altura de Líquido Claro, hc La altura de líquido claro, hc, junto con la altura media de la espuma, hf, densidad de la espuma, Altura Media de la Espuma, hf La altura media de la espuma, hf , es una medida de la altura de contacto efectiva de la mezcla líquido–vapor sobre el plato. Este valor es normalmente menor que la altura de rocío (es decir, la mayor altura alcanzada por cualquier gota de líquido sobre el plato). Densidad de la Espuma, ψ La densidad de la espuma, ψ , se define como la fracción volumétrica ocupada por el líquido en la mezcla líquido–vapor. Está relacionada con la altura de líquido claro y la altura media de la espuma por medio de la siguiente ecuación: y +

4.1

hc hf

Ec. (4)

Información Básica Requerida El método de cálculo se basa en la predicción de eficiencias puntuales que luego son llevadas a eficiencias de platos y eficiencias globales de torres. A fin de predecir las eficiencias puntuales en cualquier lugar de la torre, el diseñador deberá tener preferiblemente un diagrama plato a plato, alguna información sobre propiedades físicas y un resumen para diseño de platos detallado. Teoría sobre Transferencia de Masa El método para predicción de eficiencias dado en esta sección, se basa en la teoría de las dos resistencias o la transferencia de masa, la cual postula mecanismos en base a proporciones, a través de dos pequeñas películas, una a cada lado de la interfase vapor–líquido.


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TEORÍA DE LA DOBLE RESISTENCIA A LA TRANSFERENCIA DE MASA Y* Película gaseosa Fracción Molar

Yj

Fase Liquida

Y Película líquida

X

Fase Gaseosa Xj

Distancia

Unidades de Transferencia El mecanismo de transferencia en cada una de las películas está caracterizado por dos parámetros de proporción básicos conocidos como las unidades de transferencia de masa para las fases líquido y vapor (NL y NG respectivamente). Estas son funciones compuestas de los coeficientes de transferencia de masa, el área interfacial y el tiempo de residencia de acuerdo a las siguientes fórmulas: N G + K G a TG

NL +

K L a tL y

o N L + K L a tLȀ donde: NG =

Unidad de transferencia en la fase vapor, adimensinal

NL =

Unidad de transferencia en la fase líquida, adimensinal

KG =

Coeficiente de transferencia de masa en la fase vapor,

KL =

Coeficiente de transferencia de masa en la fase líquida

a=

Area interfacial,

Ec. (5)

Ec. (6a)

Ec. (6b)


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tG =

Tiempo de residencia del vapor,

tL =

Tiempo de residencia verdadero del líquido,

tL' =

Tiempo de residencia del líquido basado en el volumen de la espuma (s).

La unidad de transferencia de masa global NOG es una medida de la transferencia de masa en las fases líquido y vapor combinadas. En términos de la resistencia efectiva a la transferencia de masa, la ecuación Ec. (7) muestra la resistencia total a la transferencia de masa caracterizada por 1/NOG, como la suma de la resistencia en la fase vapor, 1/NG, y la resistencia en la fase líquida, λ /NL: 1 + 1 ) l NG NL NOG

Ec. (7)

donde: NOG =

Unidad de transferencia de masa global (vapor), adimensional

NG =

Unidad de transferencia de masa en la fase vapor, adimensional

NL =

Unidad de transferencia de masa en la fase líquida, adimensional

λ=

m. Gm/Lm, donde

m=

Pendiente de la curva de equilibrio

Gm =

Flujo de vapor (Kmol/s o mol/h)

Lm =

Flujo de líquido kmol/s o mol/h)

La eficiencia puntual está relacionada con la unidad de transferencia global. N OG + * L n (1 * E OG), ó

E OG + 1 * (e *NOG)

Ec. (8a)

Ec. (8b)

donde: e = 2.71828... la base del sistema de logaritmos naturales

4.2

Cálculo de las eficiencias: EOG , EMV , EMV * y EO Para obtener NOG, es necesario calcular primero NG y NL. Esto se hace calculando primero los coeficientes de transferencia de masa, el área interfacial y el tiempo de residencia para luego aplicar las ecuaciones Ec. (5) y Ec. (6). Las correlaciones para estos valores serán suministradas a continuación:


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Altura de líquido claro (hc), altura media de la espuma (hf), densidad de la espuma (ψ) Para el cálculo de los tiempos de residencia se requiere determinar en primer lugar esto parámetros intermedios. El método descrito a continuación sólo es aplicable a columnas con un diámetro mayor o igual a 1200 mm (4 pie). La ecuación para el cálculo de la altura de líquido claro dada en MDP–04–CF–09, está dirigida al cálculo de caídas de presión y llenado de bajantes, y no debe usarse para cálculos de eficiencia. Como primer paso, calcule el parámetro de energía del vapor, PVE, utilizando la Figura No. 1 ó la siguiente ecuación: F 42 (VB) 0.82 ǒòVLǓ

ò 0.36

P VE +

ǒ Ǔ AO AB

Ec. (9)

0.25

En unidades En unidades

métricas

inglesas

donde: VB =

Velocidad del vapor basada en el área de burbujeo,

m/s

pie/s

ρV, ρL =

Densidad del vapor y el líquido,

kg/m3

lb/pie 3

Ao =

Area total de orificio del plato

m2

pie2

AB =

Area de burbujeo del plato

m2

pie2

F42 =

Factor que depende de las unidades usadas

16.7

6.3

A continuación se determinan los factores: K ve KW


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como función de PVE, hWO y QL/NP ιo , a partir de las Figuras No. 2 y 3. En unidades En unidades métricas inglesas donde: r=

Elevación del bajante de entrada (para platos de 2, 3 y 4 pasos, use la elevación externa adyacente a la pared de la torre)

mm

pulg

hwo =

Altura del vertedero de salida,

mm

pulg

QL =

Flujo de líquido NP

dm3/s

gpm

NP =

Número de pasos de líquido

ιο =

Longitud del vertedero de salida (para platos de 2, 3 y 4 pasos, use el vertedero de salida adyacente a la pared de la torre)

m2

pie2

Una vez calculado KVE y KW , se determina la altura media de la espuma, hf a partir de la siguiente ecuación: h F + h WO ) F 2 K VE K W

Ec. (10)

La densidad media de la espuma, ψ, puede obtenerse de la Figura 4. Finalmente, la altura de líquido claro es calculada por: h C + y. h f

Ec. (11)

Tiempos de residencia El tiempo de residencia del líquido y el del vapor se relacionan con la altura de líquido claro y la altura media de la espuma, mediante las siguientes ecuaciones: t L + F 43

A Bh c QL

Ec. (12a)

t LȀ + F 43

A Bh f QL

Ec. (12b)


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tG +

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hf F 44 VB

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Ec. (13)

En unidades En unidades métricas inglesas donde: tL =

Tiempo de residencia verdadero del líquido,

s

tL’ =

Tiempo de residencia del líquido basado en el volumen de espuma,

s

tG =

Tiempo de residencia del vapor,

s

hC =

Altura de líquido claro,

mm

pulg

h f=

Altura promedio de la espuma,

mm

pulg

AB =

Area de burbuja,

m2

pie2

QL =

Flujo de líquido,

dm3/s

gpm

VB =


m/s

pie/s

F43 =


1

37.4

F44 =


1000

12

Coeficientes de transferencia de masa Las dos ecuaciones mostradas a continuación representan correlaciones empíricas para unidades de transferencia de masa en las fases de líquido y vapor. Estas relaciones se muestran en las Figuras No.5 y No.6 K G + F 45 ǒVBǓ

0.76

ǒh WOǓ

–0.21

ǒ Ǔ AO AB

–0.084

Ec. (14)

Si hwo < 6 mm (0.25 pulg) use hwo = 6 mm (0.25 pulg) KL +

F46 (ȏL) 1ń3 ǒmLǓ

0.42

Ec. (15)


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En unidades métricas

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En unidades inglesas

donde: KG =

Coeficiente de transferencia de masa para la fase vapor,

mm/s

cm/s

KL =

Coeficiente de transferencia de masa para la fase líquida,

mm/s

VB =


m/s

pie/s

hwo =

Altura del vertedero de salida, mm pulg

mm

pulg

AO /A =

Relación entre el área perforada total y el área de burbujeo

ρL =

Densidad de líquido,

kg/m3

lb/pie 3

µL =

Viscosidad del líquido

mPa.s

cP

F45 =


31.6

0.649

F46 =


4

0.158

cm/s

La ecuación para KL Ec. (15) se obtuvo sustituyendo la relación aproximada para el cálculo de difusividad del líquido (obtenida de “Fractionation Research, Inc = FRI), dada en la ecuación Ec. (16). Para un cálculo más riguroso se tiene la ecuación Ec. (17). DL +

ǒ

F 47 ò Ǹm L

ǒ Ǔ

ò K L + F 48 mL L

1ń6

L

Ǔ

Ec. (16)

D L 1ń2

Ec. (17) En unidades métricas


donde: DL =

Difusividad molecular del líquido,

mm2/s

cm2/s

F47 =


1.94x10 –4

12.1x10 –4

F48 =


2.85

4.53

La ecuación Ec.(15) no debe utilizarse para calcular KL en sistemas donde la proporción de la resistencia en la fase líquida, sobre el total, sea superior al 75%.


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Para tales casos, DL se obtendrá de MDP–04–CF–07 y KL se determinará con la ecuación más rigurosa Ec. (17). Area Interfacial Este parámetro se ha determinado de una manera empírica para platos perforados Ec. (18). Esta ecuación es aplicable sólo para cargas de vapor superiores al mínimo dado en la Figura No. 8. Para valores inferiores a este flujo mínimo, el área interfacial disminuye considerablemente. Es por lo tanto vital que el diseñador verifique en primer lugar que el flujo de vapor sea superior al mínimo, antes de continuar con el cálculo de eficiencia. a + F 49 ǒ1–F 50 FBǓ

Ec. (18)



donde: mm2/mm3

cm2/cm3

FB =

Area interfacial V B Ǹò V + Factor F basado en el área de burbujeo

VB =

Velocidad del vapor basada en el área de burbujeo

m/s

pie/s

ρV =

Densidad del vapor,

kg/m3

lb/pie3

F49 =

Factor que depende de las unidades utilizadas

0.454

4.54

F50 =

Factor que depende de las unidades utilizadas

0.082

0.1

a=

Interrelaciones de Eficiencia Cuando el diseñador finaliza el cálculo de eficiencia puntual, EOG, está preparado para determinar la eficiencia del plato (Murphree), EMV*, y la eficiencia global, EO. En un plato real, la composición cambia a medida que el líquido fluye desde la entrada hasta la salida del plato. La efectividad del contacto en el plato depende de la magnitud de este gradiente de concentración, que se caracteriza por un número de piscinas de mezcla, n, arregladas en serie a través de las cuales fluye el líquido. La eficiencia del plato se relaciona con la eficiencia puntual en términos del número de piscinas de mezcla, por medio de la ecuación Ec. (19), la cual se presenta también en forma gráfica en la Figura No. 10.


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E MV +

ƪ

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ƫ

lE 1 ) nOG

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n

* 1

Ec. (19)

donde: EMV =

Eficiencia del plato (Murphree, vapor), adimensional, no corregida todavía para el efecto de mezclado en el vapor

λ=

Definido por la Ec. (7)

EOG =

Eficiencia puntual adimensional. Para diseños, use EOG*. Vea la Ec.(2)

n=

Número de piscinas de mezcla

n + F 51

l fp 2 ) 1 DE . tL

Ec. (20)



donde: lfp =

Recorrido en las líneas de flujo del líquido en el plato (calculada a partir de la información dada en el listado de geometrías de platos, Deck 1133, o la hoja de cálculos en la Sub sección B) mm pie

tL =

Tiempo de residencia promedio del líquido (ver la Ec. (12a))

s

s

DE =

Difusividad Eddy del líquido

mm2/s

cm2/s

D E+ F 52 . ǒ1ńyǓ 3 . h C

Ec. (21)


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donde: Ψ=

Densidad de la espuma, adimensional

hc =

Altura de líquido claro,

mm

pulg

F51 =


1/2

465

F52 =


2.5

0.635

Las condiciones de flujo límites para el concepto de mezcla completa son: a.

Mezclado perfecto en el plato, donde n=1 y EMV = EOG

b.

Flujo pistón a través del plato, donde n=∞ y EMV es mucho mayor que EOG.

Los resultados experimentales indican que cuando el recorrido de las líneas de flujo es aproximadamente mayor a 800 mm ( 2 1/2 pie), el líquido está esencialmente en régimen de flujo pistón. El efecto del mezclado en la fase vapor sobre la eficiencia del plato es menor que el efecto del mezclado del líquido, sin embargo, debe tomarse también en cuenta. La Figura No. 11 proporciona el factor de corrección que debe aplicarse al valor de EMV, calculado a partir de la Ec. (19) para obtener EMV* (eficiencia del plato corregida), mediante el cual se incluye el efecto del mezclado del vapor en el cálculo. Una vez que se ha calculado EMV*, se puede calcular la eficiencia global EO a partir de la Ec.(22), la cual se basa en la suposición de que EMV* y λ son normalmente constantes a través de la torre. Con esta ecuación Ec. (22) se obtiene resultados aceptables para la mayoría de los casos cuando se calcula EO en un plato promedio de cada sección de la torre ( ver consideraciones básicas de diseño, presentadas en la siguiente sección). La ecuación Ec. (22) se muestra en forma gráfica en la Figura No. 12.

EO +

ln ƪ1 ) E * MV ( l * 1 )ƫ ln l

Ec. (22)

donde: EO =

Eficiencia global, adimensional. Los otros términos ya fueron definidos anteriormente.

ln =

Logaritmo Neperiano


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4.3

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Limitaciones para la aplicación del método de cálculo de las eficiencias Este método para predecir eficiencias se restringe a platos perforados simples o con pasos múltiples con bajantes. Su precisión se ha demostrado, está en un ± 7% sobre el promedio, suponiendo que el cálculo está basado en resultados confiables de un fraccionamiento plato a plato. El procedimiento de cálculo ha sido probado en sistemas de hidrocarburos y no hidrocarburos en un rango amplio de flujos y parámetros de diseño de platos. Este método no es aplicable a: 1.

Destiladoras atmosféricas y al vacío,

2.

Fraccionadoras de plantas de craqueo catalítico,

3.

Sistemas con reacción y destilación combinados, o zonas con reflujos circulantes,

4.

Otras secciones de torres que involucren una transferencia de calor considerable.

En la siguiente tabla se recomiendan rangos para los diferentes parámetros de diseño que deben seguirse en el cálculo de las eficiencias de diseño. TABLA 2. RANGO DE APLICACIÓN DE LOS MÉTODOS DE PREDICCIÓN DE EFICIENCIA Parámetro

Rango de Aplicación Recomendado

Sistema

No se utiliza para destiladoras atmosféricas y al vacío, destiladoras primarias, sistemas con destilación y reacciones simultáneas o secciones de reflujos circulantes.

Tipo de plato Presión

Perforado Mayor de 20 Kpa abs. pero 300 kPa o más (3 psia pero 50 psia o más) por debajo de la presión crítica del sistema. 300 a 1200 Kg/m3 (20 a 63 lb/pie3) < 2 mPa.s (cp) Flujo mínimo dado por la Fig. 8. 90% del flujo de inundación. 4 a 15% 3 a 25 mm (1/8 a 1 pulg) 0 a 100 mm ( 0 a 4 pulg) ( para 0 use en los cálculos un valor de 6.35 mm (0.25 pulg.))

Densidad del líquido Viscosidad del líquido Carga mínima de vapor Carga máxima de vapor AO/AB Diámetro de los orificios altura del vertedero


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4.4

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Consideraciones básicas de diseño para el cálculo Selección del tipo de eficiencia La eficiencia global EO es una de las más usadas para propósitos de diseño. Sin embargo, existen dos situaciones que requieren el uso de la eficiencia de platos corregida EMV*: a.

Programas de computación para cálculos plato a plato, que requieren el valor de EMV* para cada plato como dato de entrada, y

b.

Métodos gráficos para cálculo manual, tales como el uso del diagrama de McCabe–Thiele.

Componentes claves En general, EMV* varía de componente a componente y de plato a plato. Sin embargo, el uso del principio de los componenetes claves permite obtener valores de diseño adecuados para EO aún con la variación de EMV* mencionada. En sistemas de multicomponentes, es suficiente seleccionar dos componentes claves en un plato para calcular la eficiencia y luego promediar los dos valores. Esta aproximación es válida ya que normalmente hay más platos de los necesarios para lograr el fraccionamiento deseado. En un sistema binario o en la mayoría de los absorbedores y despojadores, sólo es necesario determinar la eficiencia para un componente solamente. En algunos casos, se deben alcanzar especificaciones estrictas en componentes que están presentes sólo en forma de trazas, tales como H2S y H2O. Las eficiencias para estos componentes deberán chequearse siempre adicionalmente a aquellas de los componentes claves; esto a fin de ver si se necesitan más platos para remover estos componentes además de los ya requeridos para la separación de hidrocarburos. División de la torre en secciones Ya que la ecuación para EO se basa en la suposición de que EMV y λ son constantes, es útil considerar la torre en dos o más secciones, de tal manera que las variaciones en estos dos parámetros no sean muy grandes a lo largo de toda la sección. Para cualquier sección dada, normalmente es suficiente calcular EO en una localización del plato intermedio dentro de la sección. Por lo tanto, la torre deberá seccionarse de la siguiente forma: 1.

En cada punto de alimentación o retiro, ya que los cambios en los flujos de líquido y vapor que ocurren en estos puntos afectan el valor de λ.

2.

En puntos donde el valor de m para los componentes claves cambie considerablemente. Es poco probable que ocurran cambios violentos en la pendiente de la curva de equilibrio y* vs x para sistemas multicomponentes.


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Por lo tanto, es recomendable que para el diseño se prepare una curva y* vs. x de los componentes claves a fin de detectar inversiones de concentración u otras variaciones en la pendiente de la curva de equilibrio. Estos puntos deben tratarse como puntos separados, pero no como posiciones para determinar eficiencias. Además, donde ocurra una inversión de concentraciones para un componente clave, es necesario verificar si ocurre lo mismo con diferentes componentes claves. Ver problema tipo para mayores detalles sobre este punto. Para propósitos del diseño, el número de platos reales para cada sección se basa en el EO de esa sección. Determinación de la pendiente de la curva de equilibrio. Las ecuaciones (7), (19) y (22) muestran la importancia de λ, que es directamente proporcional a m. El valor de m que se utilice, debe ser representativo (aproximadamente un valor promedio) de toda la sección de la torre en cuestión. Para asegurar la representatividad de m, debe prepararse y examinarse una gráfica de y* vs. x para la zona en cuestión. Los datos para estos gráficos pueden obtenerse con los programas de simulación como por ejemplo PRO II (de los cálculos basados en platos teóricos). Si el programa que se vaya a aplicar, utiliza las eficiencias de Murphree, entonces las composiciones dadas por el programa corresponderán a y, en lugar de y*. Sin embargo, en este caso pueden calcularse los valores de y* a partir de los datos dados para k y x; es decir, y* = kx, y aún puede dibujarse la curva. En la mayoría de los casos se puede determinar m gráficamente ( como la pendiente de la recta tangente a la curva y* vs. x en el plato en cuestión), o en forma analítica ( a partir de las composiciones del vapor y el líquido alrededor del plato en cuestión) para el componente cuya eficiencia se va a determinar. (Nótese que en sistemas multicomponentes m es diferente para cada componente). Este método para determinar m no es adecuado para los puntos donde la curva y* vs. x presenta una curvatura pronunciada entre los platos o donde hay una inversión en el perfil de concentración. Debe evitarse el cálculo de eficiencia en tales puntos. A continuación, se dan tres métodos para determinar la pendiente m: Método gráfico: En un diagrama y* vs. x, se dibuja la tangente a la curva en el punto que dará, aproximadamente, una pendiente para toda la sección de la torre en cuestión, y se mide directamente. Método del perfil de composición en el plato: Cuando se dispone de los datos del computador con las composiciones del vapor y el líquido en equilibrio para cada plato ( o donde y* puede ser calculado como se describió antes),


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m +

y* * y* dy * [ x n)1 * x n*1 dx n)1 n*1

y* * y* m [ x n)1 * x n n)1

m [

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o

Indice norma

Ec. (23a)

Ec. (23b)

o

y * n * y * n*1 x n * x n *1

Ec. (23c)

donde: m=

Pendiente de la curva y* vs x

x =

Fracción molar del componente en el líquido del plato

y* =

Fracción molar del componente en el vapor en equilibrio con el líquido del plato

n=

Número del plato (contando de abajo hacia arriba) en el cual se está calculando el valor de m.

Este método debe utilizarse solamente después de examinar la curva y* vs. x a fin de asegurar que el plato seleccionado dará una pendiente representativa para toda la sección. En general, de las tres ecuaciones, los resultados obtenidos con la Ec. (23a) dan la mejor aproximación para m, aunque las diferencias entre los valores obtenidos con las tres ecuaciones son normalmente pequeñas, especialmente cuando m cambia lentamente en la sección de la torre. Sin embargo, si el flujo de líquido o vapor en el plato n–1 o n+1 cambia rápidamente, es preferible utilizar la ecuación Ec (23b) o la ecuación Ec. (23c). Constante de la ley de Henry: En general este método es válido para determinar las pendientes de equilibrio de los componentes que aparecen como trazas. La ley de Henry es válida a concentraciones bajas y presiones moderadas: y * + Kx + H x P

m ] K+ H P

y

Ec. (24)

Ec. (25)


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Porcentaje de inundación: La eficiencia de los platos perforados depende fuertemente del flujo de vapor. Es por eso que disminuye considerablemente cuando la inundación es inferior a 40% o superior a 90% (ver MDP–04–CF–09), tal como se muestra en la Figura No. 13.

4.5

Procedimiento resumido para el cálculo de la eficiencia de diseño El siguiente procedimiento se basa en la suposición de que se dispone de un programa de simulación de procesos para determinar el fraccionamiento plato a plato (como: PRO II) y de un programa de cálculo para el diseño de la geometría del plato. Para otras situaciones, se permite al diseñador que adopte este procedimiento de acuerdo a su caso particular. El uso del método para predicción de eficiencia presentado en esta sección, se ilustra en el ejemplo que se describirá posteriormente. En resumen, el método consiste en los siguientes pasos: Paso 1 Recopile la información sobre los perfiles de composición del líquido y del vapor. Paso 2 Divida la torre y seleccione los componentes claves para cada sección. Prepare el gráfico y* vs x para cada componente clave en cada sección. Paso 3 Seleccione un plato en cada sección con un flujo de vapor y de líquido promedio (representativo de la sección) para determinar la eficiencia. Paso 4 Reuna y/o calcule los flujos en la torre y las propiedades físicas para el plato seleccionado. Paso 5 Recopile la información pertinente sobre la geometría del plato en cuestión, a partir de los resultados que se obtenga con el programa de cálculo o cálculos manuales. Paso 6 Calcule QL, velocidad del vapor y los factores FB, FO a partir de la información sobre los flujos en la torre. Paso 7 Determine los tiempos de residencia del líquido y del vapor basados en la altura de líquido claro y de la densidad de la espuma, dada en las ecuaciones Ec. (9)


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y Ec. (10), y en las Figuras No. 1 a 4. Estas ecuaciones se aplican solamente a torres con diámetro mayor o igual a 1200 mm (4 pie). Paso 8 Calcule los coeficientes de transferencia de masa para el líquido y el vapor, utilizando las ecuaciones Ec. (14) y Ec. (15) ó las Figuras No. 5 y 6. Paso 9 Calcule el área interfacial con la Figura No. 7 ó con la ecuación Ec. (18). Verifique su aplicabilidad con la información dada en la Figura No. 8. Paso 10 Calcule NG y NL a partir de los coeficientes de transferencia de masa, el área interfacial y el tiempo de residencia, utilizando las ecuaciones Ec.(5) y Ec.(6). Paso 11 Determine la pendiente (m) de la curva de equilibrio para cada componente clave, utilizando uno de los tres métodos especificados previamente en esta sección. Calcule λ= m (GM/LM) para cada componente clave. Paso 12 Determine la eficiencia puntual, EOG, para cada componente clave, usando la Figura No. 9 ó las ecuaciones Ec. (7) y Ec. (8b). Para un caso de diseño, reduzca el punto de eficiencia en un 10% o por un factor de contingencia seleccionado a partir de la tabla No. 1 (Vea la Ec. (2)) Paso 13 Calcule la eficiencia del plato (Murphree), EMV, para cada componente clave a partir de la eficiencia puntual, determinando primero el número de piscinas e mezcla por medio de las ecuaciones Ec. (20) y Ec. (21), y aplicando la Figura No. 10 ó la Ec. (19). Paso 14 Si la eficiencia del plato, EMV, es superior al 50%, corrija por efecto de mezclado de vapor usando la Figura No. 11. Paso 15 Calcule la eficiencia global, EO, a partir de la ecuación Ec. (22) o de la Figura No. 12.4.8 Paso 16 Determine el número de platos reales para la sección de la torre en cuestión. Calcule en primer lugar, un promedio de la eficiencia global para los componentes


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claves; luego divida el número de platos teóricos entre dicho promedio. Aproxime el resultado al número entero más alto.

4.6

Ejemplo típico de un cálculo de eficiencia de platos perforados El siguiente ejemplo ilustra el uso de los métodos descritos anteriormente, para determinar la eficiencia global de una sección, en un proceso de destilación de multicompontes. Paso No. 1

Perfil de composición de los platos teóricos

La siguiente tabla muestra las composiciones del vapor y del líquido de los componentes 3 al 7, en los platos teóricos del 2 al 15, tomadas de los resultados del simulador del proceso de fraccionamiento (como: PRO II). FRACCIÓN MOLAR DEL VAPOR, Y* Número de componente Plato 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2

3 0.2988 0.2830 0.2627 0.2388 0.2124 0.1843 0.1554 0.1269 0.1002 0.0762 0.0556 0.0386 0.0252 0.0150

4 0.2383 0.2335 0.2289 0.2237 0.2191 0.2091 0.1938 0.1737 0.1501 0.1247 0.0991 0.0749 0.0529 0.0337

5 0.1804 0.1910 0.2038 0.2194 0.2383 0.2604 0.2850 0.3107 0.3349 0.3548 0.3665 0.3656 0.3462 0.2996

6 0.0630 0.0657 0.0689 0.0728 0.0776 0.0835 0.0905 0.0985 0.1072 0.1162 0.1246 0.1332 0.1420 0.1508

7 0.0082 0.0085 0.0089 0.0094 0.0099 0.0106 0.0114 0.0114 0.0135 0.0147 0.0160 0.0171 0.0188 0.0203

FRACCIÓN MOLAR DEL LÍQUIDO, X Número de componente Plato 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5

3 0.1086 0.1018 0.0932 0.0838 0.0735 0.0627 0.0519 0.0416 0.0322 0.0240 0.0171

4 0.0960 0.0932 0.0907 0.0881 0.0849 0.0796 0.0723 0.0635 0.0537 0.0436 0.0338

5 0.1225 0.1278 0.1342 0.1420 0.1513 0.1617 0.1729 0.1837 0.1930 0.1990 0.1997

6 0.0506 0.0519 0.0535 0.0555 0.0579 0.0608 0.0642 0.0680 0.0720 0.0758 0.0806

7 0.0071 0.0073 0.0075 0.0077 0.0080 0.0083 0.0087 0.0092 0.0097 0.0103 0.0108


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4 3 2

0.0116 0.0073 0.0040

Paso No. 2 secciones

0.0248 0.0168 0.0099

Indice volumen

0.1922 0.1726 0.1358

0.0853 0.0901 0.0951

Indice norma

0.0111 0.0116 0.0121

Selección del componente clave y división de la de la torre en

FRACCION MOLAR DEL VALOR, Y*

Un análisis de la tabla anterior, indica que los componentes 4 y 5 aparecen como: componente clave liviano y pesado respectivamente. Nótese que en la siguiente gráfica y* vs. x la composición del componente 5 comienza a disminuir en el plato 4 (contrario al comportamiento de los platos anteriores). Por esta razón, los platos 2 al 4 deben tratarse como una sección separada. Nótese que en esta sección el componente 5 es el clave liviano y el 6 es el componente clave pesado. En este ejemplo sólo consideraremos la sección superior (platos 5 al 15).

FRACCION MOLAR DEL LIQUIDO, X

Diagrama y* vs. x para el problema típico del ejemplo Paso No. 3

Selección de los platos para la predicción de Eficiencia

Para el cálculo de la eficiencia, dentro de la sección de la torre debe tomarse un plato con cargas de vapor y de líquido promedio. En este caso se escogió el plato 10. Las pendientes de equilibrio para los componentes claves liviano y pesado no son tomadas necesariamente del mismo plato, pero deben ser representativas de toda la sección. En este caso, la gráfica y* vs. x muestra que la pendiente calculada en el plato 10 será satisfactoria. Paso No. 4

Cargas de líquido y de vapor

La siguiente información se obtiene del programa de simulación disponible: En unidades métricas Vapor del Plato 10



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Temperatura Presión Densidad, ρV

Indice volumen

Indice norma

139°C

283°F

370 kPa

53.7 psia

10.33 kg/m3

0.645 lb/pie3

Peso molecular MG

87.3

Flujo de vapor, GM

0.0932 kmol/s

740 mol/h

Temperatura

138°C

280°F

Densidad, ρL

649 kg/m3

40.5 lb/pie3

Viscosidad, mL

0.176 mPa.s

0.176 cp

Líquido del Plato 10

Paso No. 5

Peso Molecular, ML

98.9

Flujo de Líquido Lm

0.2317 kmol/s

1839 mol/h

Geometría del plato

Todos los parámetros geométricos del plato se obtienen con un programa de cálculo o del diseño de platos mediante métodos manuales, basados en el procedimiento descrito en MDP–04–CF–09.


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FECHA

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Indice volumen

Diámetro de la Torre, DT

Indice norma



1676 mm

5.5 pie

Número de pasos, NP

1

Diámetro del orificio 0

1

12.7 mm

0.5 pulg

m2

1.341 pie2

Area del orificio, AO

0.125

Area de burbujeo, AB

1.66 m2

17.88 pie2

AO/AB, %

7.53

7.51

Longitud del vertedero, lo

1290 mm

50.78 pulg

Altura del vertedero, hwo

65 mm

2.5 pulg

Recorrido de las líneas de flujo, lfp

1067 mm

3.5 pie

Elevación del bajante de entrada, r

305 mm

12 pulg

Relación área de orificio / área de burbujeo

Paso No. 6

QL +

Cálculo de los parámetros de carga (Ver nomenclatura)

(1000) (0.2317) (98.9) F 12 Lm M L + + 35.3 dm 3ńs (560 gpm) òL 649

VB +

(0.0932) (87.3) Gm MG + ( + 0.474 mńs ǒ1.555 pieńsǓ F 14 òV A B 10.33) (1.66)

VO +

VB + 0.474 + 6.29 mńs ǒ20.7 pieńsǓ 0.0753 A O ń AB

F B + V B Ǹò V + 0.474 Ǹ10.33 + 1.52 mńs ǒKgńm 3Ǔ 1.25 pieńs ǒlbńpie 3Ǔ 0.5

0.5

F O + V O Ǹò V + 6.29 Ǹ10.33 + 20.2. mńs ǒKgńm 3Ǔ (16.6. pieńs ǒlbńpie 3Ǔ 0.5

0.5

Ec. (18a)

(Fig.8)


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Indice volumen

Indice norma

Paso 7 Tiempo de Residencia del Líquido y el Vapor P VE + 3.90

Q LW +

Q L x F3 x 10 3 + 27.4 dm 3ńs.m ǒ11.02 gpm ń pulgǓ + (35.3 NP lo 1) (1 290)

P VE 3.90 –1 –1 r + 305 + 0.013 mm ǒ0.325 pulg Ǔ

(Fig.1)

(Fig.2)

(Fig.3)

K VE + 12.2

(Fig.2)

K W + 0.518

(Fig.3)

h F + h WO ) F 2 K VE K W + 65 ) 25.4 (12.2) (0.518) + 225.5 mm (8.81 pulg) Ec.(11)

y + 0.27

h C + yh F + (0.27) (225.5) + 60.9 mm (2.38 pulg)

t L + F 43

t LȀ + F 43

(Fig.4)

Ec.(11)

(1.66) (60.9) AB hC + 2.86 s (35.3) QL

Ec.(12a)

(1.66) (225.5) AB hF + 10.60 s (35.3) QL

Ec.(12b)


PDVSA



FECHA

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t G + F 44

Indice volumen

Indice norma

(0.001) (225.5) hF + + 0.476 s (0.474) VB

Ec.(13)

Paso 8 Coeficientes de Transferencia de Masa

KG

0.76 ( ) –0.21 ( 65 0.0753) + (31.6) (0.474)

KL +

F 46

ǒò LǓ1ń3 ǒm LǓ0.42

+

Paso No. 9

–0.21

ǒ Ǔ

–0.084

9.27 mmńs ǒ0.930 mńsǓ

0.76 ǒh WOǓ + F 45 ǒVBǓ

AO AB

–0.084

4 + 0.955 mmńs ǒ0.0953 cmńsǓ 1ń3 (649) (0.176) 0.42

Ec.(14) (o Fig.5)

Ec.(14) (o Fig.5)

Área Interfacial

Verificar el límite de aplicación inferior F O ( mínimo ) + 8.66 mńs ǒKgńm 3Ǔ

1ń2

(7.1 pieńs ǒlbńpie 3Ǔ

1ń2

(Fig.8)

Ya que F O + 20.2 u 8.66 (16.6 u 7.1) la correlación para el cálculo del área interfacial es válida a + F 49 1–ǒF 50 FBǓ + 0.454 [1–0.082 (1.52)] + 0.397 mm 2ńmm 3 ǒ3.97 cm 2ńcm3Ǔ

Ec.(18) (o Fig.7)

Paso No. 10 Unidades de transferencia N G + K G a tG + (9.27) (0.397) (0.476) + 1.75

Ec.(5)

N L + K L a tLȀ + (0.955) (0.397) (10.60) + 4.02

Ec.(6b)


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Indice volumen

Indice norma

Paso No. 11 Parámetros de equilibrio Comp. 4 = clave liviano m +

y* * y* dy * [ x 11 * x 9 + 0.2191 * 0.1938 + 2.01 0.0849 * 0.0723 dx 11 9

Ec.(23a)

Comp. 5= clave pesado m +

y* * y* dy * [ x 11 * x 9 + 0.2383 * 0.2850 + 2.16 dx 0.01513 * 0.01729 11 9

Ec.(23a)

Comp. 4 = clave liviano l + m

Ǔ ƪGL ƫ + 2.01 ǒ0.0932 0.2317 m

+ 0.809

Ec.(7a)

Ǔ + 0.869 ƪGL ƫ + 2.16 ǒ0.0932 0.2317

Ec.(7a)

m

Comp. 5= clave pesado l + m

m

m

Paso No. 12 Eficiencia Puntual Comp. 4 = clave liviano NL + 4.02 + 4.97 0.809 l

E OG

72.5%

(Fig.9)

(Fig.9)

Comp. 5 = clave pesado NL + 4.02 + 4.63 0.869 l

(Fig.9)


PDVSA



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Indice volumen

E OG + 71.9%

Indice norma

(Fig.9)

Cálculo a partir de las ecuaciones: Comp. 4 = clave liviano 1 + 1 ) l N OG NG NL

1 ) 0.809 + 0.773 1.75 4.02

Ec.(7)

N OG + 1.29

E OG + 1 * (e )

*NOG

+ 1 * (e )

*1.29

+ 72.5%

E * OG + 0.9 E OG + (0.9) (72.5) + 65.2%

Ec.(8b)

Ec.(2)

Comp. 5 = clave pesado 1 + 1 ) l + 1 ) 0.869 + 0.788 N OG NG NL 1.75 4.02

Ec.(7)

N OG + 1.27

E OG + 1 * (e )

*NOG

+ 1 * (e )

*1.27

E * OG + 0.9 E OG + (0.9) (71.9) + 64.7%

+ 71.9%

Ec.(8b)

Ec.(2)


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Indice volumen

Indice norma

Paso No. 13 Eficiencia del plato D E + F 52

ǒy1 Ǔ

3

hC

+ (2.5)

n + F 51

1 Ǔ ǒ0.27

3

(6.09) + 7735 mm 2ńs ǒ76.8 cm2ńsǓ

l fP 2 (1067) 2 ) 1 + ( ) ( ) 1 + 26.7 DE tL 2 7735) (2.86)

Ec.(21)

Ec.(20)

Comp. 4 = clave liviano l E * OG + (0.809) (0.652) + 0.528

(Fig.10)

EMV + 1.30 E * OG

(Fig.10)

E MV +

ǒEE* Ǔ E * MV

OG

OG

+ (1.30) (65.2) + 84.8%

(Fig.10)

Mediante la ecuación Ec. (19)

ǒ1 ) lE*n Ǔ OG

E MV +

n

*1

l

+

)(0.652) ƪ1 ) (0.80926.7 ƫ

26.7

*1

0.869

Ec.(19) + 84.8%

Comp. 5 = clave pesado l E * OG + (0.809) (0.647) + 0.562

EMV + 1.325 E * OG

E MV +

ǒEE* Ǔ E * MV

OG

OG

+ (1.32) (64.7) + 85.7%

(Fig.10)

(Fig.10)

(Fig.10)


PDVSA



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Indice manual

Indice volumen

Indice norma

Mediante la ecuación Ec. (19)

ǒ1 ) lE*n Ǔ OG

E MV +

l

n

*1

+

)(0.647) ƪ1 ) (0.86926.7 ƫ

26.7

*1

0.869

Ec.(19) + 85.7%

Paso No. 14 Corrección para mezclado de vapores Comp. 4 = clave liviano E * MV + 83.6%

(Fig.11)

Comp. 5 = clave pesado E * MV + 84.4%

(Fig.11)

Paso No. 15 Eficiencia global Comp. 4 = clave liviano E O + 82.1%

EO +

(Fig.12)

lnƪ1 ) E * MV ( l * 1 )ƫ [1 ) 0.836(0.809 * 1)] + + 82.1% 1n0.809 ln l Comp. 5 = clave pesado

E O + 83.4%

EO +

(Fig.12)

lnƪ1 ) E * MV ( l * 1 )ƫ ln [1 ) 0.844(0.869 * 1)] + + 83.4% 1n0.869 ln l Paso No. 16 Número de platos reales E O + promedio por sección, 82.1 ) 83.4 + 82.8% 2 (Sólo platos del 5 al 15)


PDVSA


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NOV.97



Indice manual

Indice volumen

Indice norma

Número real de platos, NA por sección: NT 11 + 13.3 se aproxima a 14 platos E O 0.828 Se redondea a 14 platos NA +

4.7

Valores típicos de la eficiencia de platos Generalmente, las eficiencias de las columnas están en el rango de 60% a 85%; a pesar de que las eficiencias de algunos sistemas, como despojadores con vapor y absorbedores de H2S , estén en el orden de 50% y 20% respectivamente. La eficiencia puede disminuir considerablemente debido a problemas significativos de arrastre o goteo. La curva presentada en la Figura No. 13, indica que el comportamiento de las columnas es eficiente dentro de un rango de inundación de 40% y 90%. La tabla No. 3 presenta valores de la eficiencia para diferentes columnas y servicios. Estos valores de eficiencia sólo deben utilizarse para estimar la eficiencia de columnas y servicios similares a los indicados en la tabla. Se deberá seleccionar cuidadosamente el valor de la eficiencia, ya que ésta se ve afectada por un gran número de variables (especialmente: tipo de plato y geometría, pendiente de la curva de equilibrio, condiciones de operación y propiedades físicas del servicio). En los anexos se presenta la tabla No. 4, que también muestra valores de la eficiencia para varias columnas y servicios, pero además especifica en detalle el tipo de dispositivo de contacto, condiciones de operación, diámetro de la torre, espaciamiento entre platos y número de platos (datos tomados de los resultados de pruebas en diferentes plantas, señalados en el FRI), los cuales deben tomarse en cuenta para la selección de la eficiencia.

TABLA 3. VALORES TÍPICOS PARA LA EFICIENCIA DE PLATOS, EN DIFERENTES SERVICIOS. Proceso

Tipo de Columna

de

Eficiencia global de diseño Eo

la

Por encima de la alimentación

Por debajo de la alimentación

85

75

Termoreactores

– Despojador alimentación

(Powerformers)

– Deisopentanizadora

90

80

– Depentanizadora

95

75

– Estabilizadora (deisobutanizadora)

110

85

– Absorbedora deetanizadora

65

75


PDVSA



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NOV.97


Proceso

Hidrotratadoras Polimerizadoras

Indice manual

Tipo de Columna

Indice volumen

Indice norma

Eficiencia global de diseño Eo Por encima de la alimentación


– Debutanizadora

95

80

– Separadoras de gasolina y torres rectificadores (“rerun towers”)

80

70

– Despojador de Kerosen

80

35

– Despojador de gasoil

100

20

– Separadora propano/propileno

100

95

– Separadora CO2/propileno

100

80

– Recuperadora de Hexano

65

45

– Torre secadora de Hexano

–

70

– Torre recuperadora Hexano

de

35

35

– Torre purificadora isobutileno

de

100*

100*

Planta de Gas

– Separadora de gasolinas

85

70

de FCC

– Estabilizadoras

90

60

– Debutanizadoras

100

90

60–100

60

–

50

– Despojador de destilados

–

55

Procesadora de

– Separadora de gasolinas

90

70

Livianos del

– Depropanizadora

90

70

crudo

– Debutanizadora

90

70–90

– Deisopentanizadora

90

65

Planta de

– Deisohexanizadora

90

80

Aromáticos

– Torres de Benceno

70

70

– Torres de Tolueno

65–90

70

– Separadora de Xilenos

85–90*

85–90*

– Separadora de C8/C9

90

80

– Desmetanizadora

110*

110*

– Separadoras etano/etileno

105*

105*

– Absorbedora–Deetanizado ra – Absorbedora esponja

Plantas de craqueo con vapor

con

aceite


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Proceso

Indice manual

Tipo de Columna

Indice volumen

Indice norma



110*

110*

– Despropanizadoras

95

80

– Desbutanizadoras

100

80

– Absorbedora – desetanizadora

60

75

– Absorbedora – despropanizadora

65

75

Torre rectificadora de nafta de craqueo (rerumétower)

70

60

– Despojadora de nafta decraqueo

–

60

– Separadora de destilados

55

70

– Desbencenizadora

70

50

– Destoluenizadora

60

60

– Absorbedora primaria

–

35

– Despojador esponja

–

45

– Desetanizadoras

de

aceite

Planta de

– Torre deshidratadora iC30H

de

40

75

solventes

– Torre recuperadora iC3OH

de

50

60

– Torre de Hexano

85

90

– Torre de Heptano

80

85

Gofinadora

– Despojador de producto

60

30

Tratadora de

– Absorbedora H2S/MEA

–

15–25

gases

– Absorbedora H2S/DEA

–

10–15*

– Absorbedora CO2/Catacarb

–

15–25*

Procesadora de

– Propileno / Propano

Livianos Misce–

2100 kPa abs

100–110*

lmétneos (de FRI)

2800 kPa abs

95–105*

3400 kPa abs

85–100*

– i–Butano/n–Butano 1150 kPa abs

100–115*


PDVSA

PDVSA MDP–04–CF–14


REVISION

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Proceso

Indice volumen

Tipo de Columna

Indice norma



2100 kPa abs

90–105*

2800 kPa abs

85–100*

– Ciclohexano/n–Heptano 30 kPa abs

70–75*

165 kPa abs

80–90*

245 kPa abs

85–95*

– i–Octano/Tolueno

Torres Misceláneas

20 kPa abs

60–75*

140 kPa abs

75–90*

240 kPa abs

80–95*

– Etanol / Agua

60*

– Isopropanol / Agua – Despojador ácidas

de

60–90* aguas

40*

* Basados en pruebas de planta.

4.8

Correlaciones empíricas para estimar la eficiencia del plato En la literatura existe un gran número de correlaciones empíricas para determinar la eficiencia de una columna. Este método relaciona gráficamente la eficiencia del plato con las propiedades físicas de la alimentación a la columna. A pesar de que esta forma de determinar la eficiencia simplifica el cálculo, las correlaciones sólo son válidas para los servicios en los que se basó su desarrollo. Sin embargo, este método es una forma fácil y rápida de estimar la eficiencia. La correlación de Drickamer y Bradford relaciona la viscosidad molar promedio de la alimentación a la columna, con la eficiencia de la misma. Esta correlación está basada en los resultados de 54 servicios diferentes de refinerías y se ilustra en la Figura No. La viscosidad molar promedio se determina de la siguiente forma: m MAĂ +Ă

ȍ i+1

ĂĂ X iĂĂm i

donde: n=

número de componentes en la alimentación

xi=

fracción molar de cada componente

µi=

viscosidad de cada componente, a la temperatura promedio entre la temperatura del tope y la del fondo de la columna.


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Los datos en los que se basa esta correlación se obtuvieron de platos tipo casquete de burbujeo y platos perforados, sin embargo también pueden utilizarse para platos tipo válvula. Los diámetros para los que esta correlación es válida son de 1.2 a 2.3 m, con una trayectoria promedia del flujo “average flow path length” de 0.75 m. Para valores de diámetro de columna de 3 y 4 m, con trayectorias promedio “flow paths” de 1.2 y 1.65 m, los valores que predice la correlación deben incrementarse un 8% y un 18% respectivamente. O’Connell amplió el alcance de la correlación anterior, incorporando la volatilidad relativa entre la clave liviana y la clave pesada. Esta correlación se presenta en la Figura No. 15, es aplicable a sistemas de hidrocarburos, hidrocarburos clorinados y fraccionadores de alcoholes y ha sido la correlación estándar, durante varias décadas. Al igual que la correlación anterior, las propiedades se determinan a la temperatura promedio entre la temperatura del tope y la del fondo de la columna. H.Z. Kister, en su libro “Distillation Design”, también recomienda el método de interpolación, utilizando los datos de eficiencia de platos, recopilados de la literatura por Vital et al. Kister opina que el método de interpolación es uno de los más confiables para el estimado de la eficiencia de platos, siempre y cuando los datos sean buenos y se sigan las reglas de escalamiento recomendadas en su libro.

4.9

Guía de diseño para despojadores de hidrocarburos pesados Esta sección sugiere una serie de prácticas de diseño, con el fin de maximizar la eficiencia de los platos en despojadores de hidrocarburos pesados. En primer lugar, estas técnicas son aplicables a despojadores de fondo en destiladores atmosféricas y al vacío. Pueden ser adaptadas a otros sistemas si los diferentes criterios que se consideran en las discusiones subsiguientes, son satisfechos. Sin embargo, los platos tipo surtidor no se usan normalmente en los nuevos diseños de despojadores de hidrocarburos pesados. En caso de remodelaciones se recomienda reemplazar los platos tipo surtidor por platos perforados debido a su mayor eficiencia. La técnica para maximizar la eficiencia consiste en aumentar lo máximo posible tanto el númeo de piscinas de mezcla, como el tiempo de residencia del líquido en el plato. Esto se logra por cualquier combinación de los siguientes cambios: a.

aumento del recorrido de las líneas de flujo,

b.

disminución de la amplitud del flujo y/o

c.

aumento de la altura del vertedero de salida

Actualmente, no es costumbre calcular las eficiencias de los platos en despojadores de hidrocarburos pesados. En su lugar, se especifica un número


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estándar de platos reales (usualmente 4 ó 6). Por lo tanto, es difícil cuantificar el incremento que se va a obtener en la eficiencia. A pesar de esto, las técnicas están basadas en teorías de eficiencia fundamentales, y tienden a mejorar el grado de fraccionamiento. Así, su aplicación a nuevos diseños no reducirá los costos de inversión al disminuir el número de platos, pero deberá producir beneficios operacionales, tales como: reducción en el rendimiento de residual, penetraciones más bajas en el modo de producción de asfalto, o reducción en el vapor de despojamiento. ¿Cuándo se puede mejorar la eficiencia? El procedimiento para maximizar la eficiencia es útil en primer lugar para las secciones de la torre en las cuales el diámetro es mayor que el requerido, dadas las cargas de vapor y líquido respectivas. El diámetro de los despojadores de hidrocarburos pesados, se sobredimensiona normalmente por una variedad de razones. Por ejemplo, en los despojadores del producto de fondo de las columnas de destilación, la retención de líquido en el fondo de la torre puede requerir de un gran diámetro y una altura baja, o puede que no sea económico ajustar la torre al diámetro menor requerido por los platos de despojamiento. Igualmente, tanto en los despojadores laterales como de fondo, ocurre un gran cambio en el flujo de vapor plato a plato. Así, el diámetro de la torre puede ser justo el requerido para el tope, pero resultará sobredimensionado para los platos inferiores. Debido al exceso de capacidad disponible, los bajantes se hacen a menudo excesivamente grandes y/o parte del área de burbujeo es obturada. ¿Cómo puede mejorase el diseño de los platos? La Figura que se muestra a continuación, presenta un diseño de un plato convencional con un bajante sobredimensionado. La Figura de la derecha muestra un plato modificado que opera a una eficiencia mayor. El Plato modificado tiene un recorrido de las líneas de flujo mayor y una amplitud del flujo menor; sin embargo, el área de burbujeo es la misma en ambos casos. Una porción del área del bajante se ha convertido en zona de separadores (“baffled area”). Los platos con una gran proporción de área obturada o muerta en diseños convencionales, pueden modificarse en forma similar, convirtiendo esta zona obturada o desperdiciada en zona de seaparadores (“baffled area”). La mejora de eficiencia se obtiene de dos maneras: antes que todo, el mayor número de piscinas de mezcla a lo largo del plato, debido a un recorrido de las líneas de flujo mayor, aumenta la relación de eficiencia del plato/eficiencia puntual (ver Ec. (19) y la Figura No. 10). Sin embargo, como se muestra en la Figura No. 10, no se aprecia un aumento adicional de eficiencia, en la mayoría de los casos, después de 10 a 20 piscinas de mezcla. Por esa razón no debería esperarse un aumento de eficiencia, debido a un aumento en el número de piscinas de mezcla,


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cuando el recorrido de las líneas de flujo es inicialmente un metro (3 pie) o mayor. En segundo lugar, la menor amplitud del flujo aumenta la altura de líquido claro y la altura promedio de la espuma, aumentando de ese modo el tiempo de residencia del líquido y del vapor. Además de estas modificaciones, la altura del vertedero de salida puede ser aumentado hasta un máximo de 100 mm (4 pulg). Esto con la finalidad de aumentar el tiempo de residencia del líquido y del vapor. Diseño convencional de un plato

Area de burbujeo

Flujo de líquido

Ancho de flujo

Recorrido de las de flujo lineas

Diseño modificado de un plato

Zona de separadores

Area de burbujeo Ancho de flujo

Flujo de líquido

Zona de separadores

Esta area del bajante es ineficaz para la separación de la espuma

Placas deflectoras verticales

Limitaciones Como se mencionó en el párrafo anterior, se espera una mejora menor en la eficiencia cuando el recorrido de las líneas de flujo de los platos diseñados convencionalmente, es de un metro (3 pie) o mayor. Así, para remodelaciones de platos existentes con recorrido de las líneas de flujo mayor de un metro (3 pie), se duda que un aumento de eficiencia debido solamente a un aumento en el tiempo de residencia pueda justificar el costo de los nuevos platos.


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El diseñador puede considerar aún la alternativa menos costosa de aumentar solamente la altura del vertedero de salida. En el diseño de torres nuevas, la diferencia del costo entre el plato convencional y el modificado es insignificante, y se prefiere el diseño modificado, sin tomar en cuenta el recorrido de las líneas de flujo. Como límite al ancho o amplitud del flujo para un plato modificado, el ancho del flujo no debe ser nunca menor de un tercio del diámetro de la torre, ni menor a la mitad del diámetro si el plato en cuestion está colocado directamente debajo de un plato diseñado convencionalmente. Además, se puede imoner un límite inferior para el ancho del flujo y un límite superior para la altura del vertedero, debido a limitaciones del bajante tal comose discute en el párrafo siguiente. Dimensionamieno de bajantes En un plato modificado, una porción significativa del área de bajante original, se convierte en área de separadores. Por lo tanto, los criterios hidráulicos del bajante (los cuales aparecen en otras subsecciones para los diferentes tipos de platos), deben verificarse para asegurar las condiciones de operación adecuadas en el plato. Una menor longitud del vertedero y una menor área libre en la salida del bajante provoca un aumento tanto en la altura del líquido claro como en la caída de presión a través del bajante. Además, la altura del líquido claro aumentará aún más si se aumenta la altura del vertedero. Todos esos efectos causan un aumento en el nivel de líquido en el vertedero, lo cual puede requerir un aumento del espaciamiento entre platos. Además, un área “efeciente” de bajante disminuida aumentará la velocidad del bajante, lo cual debe también revisarse. Para estos cálculos, debe suponerse que la parte del bajante más allá de los separadores (“baffles”), la cual limita el ancho del flujo no es efectiva para el desprendimiento de gases en el bajante. Por esta razón, esta zona no debe incluirse en el área sobre la cual se basa la velocidad en el bajante. Esta área se muestra en la figura de diseño de plato modificado que se mostró previamente. Flexibilidad de la Torre Como se mencionó anteriormente, la altura de líquido claro es mayor en el caso de diseño de platos modificados. Esto aumenta la tendencia del plato al goteo y finalmente al vaciado, reduciendo así las características de flexibilidad operacional en el plato. El efecto de la altura de líquido sobre el goteo puede evaluarse para platos perforados con el método dado en MDP–04–CF–09. Determinación de las cargas en el plato Otro factor que debe considerarse en el diseño de platos de despojamiento para columnas de destilación es el cambio en los flujos a través de la sección de despojamiento. El flujo de vapor más bajo se tiene en el fondo y aumenta a medida


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que se asciende en la torre al igual que el líquido a despojar. Por lo tanto, el diseñador debe especificar direccionalmente áreas de orificio más bajas y posiblemente anchos menores para los platos de fondo. La siguiente tabla es útil para determinar los flujos en las torres con secciones estándares de 4 y 6 platos, en términos de la distribución de los moles totales de líquido despojados en cada plato. Estos valores se aplican tanto a despojadores de productos laterales como a despojadores de fondo. Sección de 4 Platos N° del Plato (%) del líquido total despojado

Sección de 6 platos N° del Plato (%) del líquido total despojado

1 (fondo)

30

1 (fondo)

20

2

15

2

15

3

15

3

10

4

40

4

10

100

5

15

6

30 100

Por ejemplo, en la sección de cuatro platos, si la carga de líquido al tope del despojador es de 10 kmol/s (1000 mol/h) y se va a despojar 1 kmol/s (100 mol/h) de líquido, se despojará 0.3 kmol/s (30 mol/h) en el plato de fondo, 0.15 kmol/s (15 mol/h) en el siguiente plato, 0.15 kmol/s(15 mol/h) en el siguiente y 0.4 kmol/s (40 mol/h) en el plato de tope. La carga de vapor en el plato de fondo consistirá inicialmente en el flujo de vapor de despojamiento. Esta carga aumenta en los platos sucesivos con incrementos iguales a la cantidad de líquido despojado.


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NOMENCLATURA AB

=

Area de burbujeo del plato, m2 (pie2)

AO

=

Area total de orificios en el plato, m2 (pie2)

a

=

Area interfacial, mm2/mm3 (cm2/cm3)

D

=

Diámetro de la torre, mm (pie)

=

Difusividad Eddy del líquido aplicado al movimiento en flujo cruzado del líquido sobre el plato, mm2/s (cm2/s)

DL

=

Difusividad molecular del líquido, mm2/s (cm2/s)

EMV

=

Eficiencia de Murphree del plato (vapor), adimensional

=

Eficiencia del plato corregida por el mezclado del vapor, adimensional.

=

Eficiencia global, adimensional

=

Eficiencia global promedio en una sección de la torre, adimensional

=

Eficiencia puntual, adimensional

=

Eficiencia puntual de diseño, adimensional 2.718..., base de los logaritmos naturales V B ǸòV

DE

E*MV EO EO EOG EOG FB

=

FO

=

Factor F basado en el área de burbujeo Factor F basado en el área de orificio

Fi

=

Factor que depende de las unidades usadas (ver tabla al final)

Gm

=

Flujo de vapor, kmol/s (mol/h)

H

=

Constante de la ley de Henry, kPa abs. (psia)

hc

=

Altura de líquido claro, mm (pulg)

hF

=

Altura promedio de la espuma, mm (pulg)

hwo

=

Altura del vertedero de salida, mm (pulg)

k

=

Constante de equilibrio líquido–vapor, y*/x

KVE

=

Factores para el cálculo gráfico de la altura de líquido claro,

V O ǸòV

altura promedio de la espuma y densidad de la espuma (Ver Figs 2. y 3.)

Kw =

Coeficiente de transferencia de masa para la fase vapor, mm/s (cm/s)

=

Coeficiente de transferencia de masa para la fase líquida, mm/s (cm/s)

Lm

=

Flujo de líquido, kmol/s (mol/h)

fp

=

Recorrido de las líneas flujo para el líquido en el plato, mm pie

KG KL


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=

Longitud del vertedero de salida, mm (pulg) (utilice el vertedero externo adyacente a la pared de la torre para platos de 2, 3 y 4 pasos)

MG

=

Peso molecular del vapor

ML

=

Peso molecular del líquido

m

=

Pendiente de la curva de equilibrio y* vs x

NA

=

Número de platos reales en una columna de fraccionamiento

NG

=

Unidad de transferencia de masa de la fase vapor, adimensional

=

Resistencia a la transferencia de masa en la fase vapor, adimensional

=

Unidad de transferencia de masa en la fase líquida, adimensional

λ /NL

=

Resistencia a la transferencia de masa en la fase líquida, adimensional

NOG

=

Número total de unidades de transferencia (total), adimensional

1/NOG

=

Resistencia global a la transferencia de masa, adimensional

NP

=

Número de pasos de líquido en el plato

NT

=

Número de platos teóricos en la columna de fraccionamiento

n

=

Número de piscinas de mezcla

P

=

Presión, kPa abs (psia)

PVE

=

Parámetro de energía del vapor, definido en la Ec.(9)

QL

=

Flujo de líquido, dm3/s (gpm)

QLW

=

Flujo de líquido, dm3/s por metro de vertedero de salida

=

Elevación del bajante de entrada, mm (pulg) (use el vertedero externo adyacente a la pared de la torre para platos de 2, 3 y 4 pasos).

=

Tiempo de residencia del vapor basado en el volumen de la espuma,segundos

=

Tiempo verdadero de residencia en el plato, segundos

=

Tiempo de residencia basado en el volumen de la espuma, segundos

VB +

=

Velocidad del vapor a través del área de burbujeo, m/s (pie/s)

VO

=

Velocidad del vapor a través de los orificios m/s (pie/s)

x

=

Fracción molar del componente en el líquido

y

=

Fracción molar del componente en el vapor

°y

=

Fracción molar del componente en el vapor en un punto de plato

=

Fracción molar de un componente en el vapor y en equilibrio con el líquido

=

m(Gm/lm), adimensional

o

1/NG

r tG tL t’L

y*


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=

Viscosidad a las condiciones de operación, mPa.s (cp)

=

Densidad a las condiciones de operación, kg/m3 (lb/pie3)

=

Diámetro del orificio mm (pulg)

=

Densidad de la espuma, adimensional

V

=

Gas o vapor

i

=

Interfase

L

=

Líquido

n

=

Número de platos contados de abajo hacia arriba

Subíndices

Factores cuyo valor depende de las unidades usadas En unidades métricas F2

(Ec.10)


25.4

1

F3

1000

1

F12

1000

0.1247

F14

1

3600


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Fig 1. PARAMETRO DE ENERGIA DEL VAPOR

VAPOR VELOCITY VB, M/S AO ,% AB 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

MULTIPLIQUE PVE POR 1.13 1.08 1.04 1.00 0.97 0.95 0.92 0.91 0.89 0.87 0.86

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PDVSA



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Fig 2. FACTOR KVE

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Fig 3. FACTOR KW

Fig 4. DENSIDAD DE LA ESPUMA

NOTA: Para calcular la altura del líquido claro, hc = Ψ hc

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Fig 5. COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE MASA DE LA FASE DE VAPOR


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Fig 6. COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE MASA PARA LA FASE LIQUIDA


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Fig 7. AREA INTERFACIAL

Indice norma


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Fig 8. CAUDAL DE VAPOR MINIMO PARA LA APLICABILIDAD DE LA CORRELACION PARA AREA INTERFACIAL


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Indice norma

Fig 9. EFICIENCIA PUNTUAL

UNIDAD DE TRANSFERENCIA PARA LA FASE GASEOSA, NG


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Indice norma

Fig 10. EFECTO DEL MEZCLADO DE LIQUIDO SOBRE LA EFICIENCIA DEL PLATO


PDVSA



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Indice norma

Fig 11. EFECTO DEL MEZCLADO DE VAPOR SOBRE LA EFICIENCIA DEL PLATO


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Fig 12. EFICIENCIA GLOBAL

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Eficiencia de Platos, %

Fig 13. EFICIENCIA VS % INUNDACION

ZONA DE GOTEO Y MEZCLADO DEFICIENTE

RANGO DE OPERCION NORMAL

BAJA AREA INTERFACIAL ZONA DE GRAN ARRASTRE

% de inundación

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Fig 14. CORRELACION DE DRICKAMER–BRADFORD

Viscosidad molar promedio de la carga, cp a la temperatura promedio entre el tope y el fondo de la columna

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Indice norma


Fig 15. CORRELACION DE O’CONNELL

(*Volatilidad relativa del componente clave)

(*Viscosidad molar promedio de la carga, cp)

*A la temperatura promedio entre el tope y el fondo de la columna

MANUAL DE DISEÑO DE PROCESOS

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TABLA 4. VALORES TIPICOS PARA LA EFICIENCIA DE PLATO (DATOS FRI) SHEET1 Presión (abs) Servicio Demetanizadora Deetanizadora

Diámetro de la torre

bar

psia

m

32,4

470

19

275

Espacimiento entre platos ft

m

in

1,2

4

0,45

18

1,4

45

0,45

18

Despojador Etano–Etileno

12,1

175

1,8

Depropanizador

18,3

265

Depropanizador

20

290

Depropanizador

21,1

Depropanizador

Número de Platos

Detalles de los platos

Eficiencia

Observaciones

30

75 mm (3”) od “Bubble cap”, 1 paso

Por debajo de la alimentación 80%

2 alimentaciones a la torre

30


Por encima de la alimentación 65–85% Por debajo de la alimentación 90%

rango de 2 pruebas

Por encima de la alimentación 75% Por debajo de la alimentación 116% C3–iC4 83% C3–nC4 72%

Operación normal

6

0,45

18

60


2,1

7

0,6

24

38

Plato tipo “Uniflux”, 2 pasos

4

13

0,6

24

50

“Flexitray”, 2 pasos

66–78%

7 pruebas

306

2,1

7

0,6

24

50


63–66%

2 pruebas

20,7

300

0,9

3

0,6

24

30

Orificios de 13 mm(1/2”), 3 pasos platos perforados

90%

Operación normal

Despojador Butano

9,3

135

2,6

8,5

0,6

24

45

5mm (3/16”) orificio, 3 pasos platos perforados

63%

Prueba a reflujo total

Despojador Butano

9,3

135

3,2

10,5

0,6

24

40

5mm (3/15”) orificio, 3 pasos platos perforados

97%


Despojador de iC4/nC4

11,4

165

4

13

100


Despojador de iC4/nC4

Por Por Por Por

2 columnas de 50 platos en serie, 2 pruebas 2 columnas de 50 platos en serie, 10 pruebas

encima de la alimentación 87–99% debajo de la alimentación 89–104% encima de la alimentación 71–77% debajo de la alimentación 69–74%

Eficiencias a reflujo total

11,4

165

4

13

100


Deisobutanizadora

11

160

3

10

0,6

24

90

100mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasos

100%

Deisobutanizadora

11,4

165

1,5

5

0,6

24

40


73%

Deisobutanizadora

8,6

125

2,6

8,5

0,6

24

55


79%

Deisobutanizadora

10,3

150

4

13

0,6

24

80


77–126%

9 pruebas 2 alimentaciones

Deisobutanizadora

8,3

120

2

6,5

0,45

18

60


Sección superior 77% Sección media 86% Sección inferior 95%


Alkylate Deisobutanizadora

10.3

150

3,2

10,5

0,6

24

50

“In line Tunnel Cap”, 1 paso

68%

Depentanizadora

1,7

25

1,5

5

0,6

24

40


68%

Despojadora de pentanos

2,8

40

2,1

7

0,45

18

60

114mm (41/2”) od “bubble cap”, 2 pasos

80%


Despojadora de iC5/nC5

4,5

65

4

13

100


2 columnas de 50 platos en serie, operación normal

Deisopentanizadora

4,8

70

2,3

7,5

0,6

24

65

100mm (4”) od “Bubble cap” , 2 pasos

Alta capacida 85% Baja capacidad 90% 68%

Deisopentanizadora

3,8

55

1,2

4

0,45

18

66

143mm (5,5/8”)” Hexag. Cap”, 1 paso

76%

Deisopentanizadora

3,1

45

2,6

8,5

0,6

24

50

“In line Tunnel Cap”, 2 pasos

84%

Deisopentanizadora

1a3

15–45

2,1

7

0,5

20

60

3mm (7/64”) orificios, 1 paso, plato perf.

39–48%

6 pruebas

1,2

17

2,4

8

0,75

30*

20

13mm (1/8”) orificios, 2 pasos, plato perf.

55%

* Espaciamiento de los platos 1 al 7 de 0,6 mm

Estireno–Etil benceno

0,06

0,8

3

10

0,45

18

100

25mm (1”) “Dual flow tray”

Torre 1 48% Torre 2 49%

Dos torres de 50 platos en serie


0,06

0,8

2,5

(8/9)

0,4

16

38

75mm (3”) od “Bubble cap”, 1paso torre primaria

Operación normal


0,06

0,8

3

(6/6,5)

0,4

16

32

75mm (3”) od “Bubble cap”, 1 paso torre secundaria

Por encima alimentación 114% Por debajo alimentación 95% 136%

1

15

3,2

10,5

0,6

24

120

13mm (1/2”), 1 paso, plato perforado

86% 80%

Reflujo total Normal

40,7

590

2

6,5

0,6

24

24

13mm (1/2”), 2 paso, plato perforado

25–30%

Aproximación

Fraccionador de gasolina

Fraccionador Orto–Xileno Adsorbedor de gas

Eficiencia de Platos

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