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PDVSA
MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO
TORRES DE FRACCIONAMIENTO
PDVSA N°
TITULO
MDP–04–CF–14
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NOV.97
REV.
FECHA
APROB.
E1994
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
PDVSA
EFICIENCIA DE PLATOS
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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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1
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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 =
Velocidad del vapor basada en el área de
burbujeo,
m/s
pie/s
F43 =
Factor que depende de las unidades usadas
1
37.4
F44 =
Factor que depende de las unidades usadas
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 =
Velocidad del vapor basada en el área de
burbujeo,
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 =
Factor que depende de las unidades usadas
31.6
0.649
F46 =
Factor que depende de las unidades usadas
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
En unidades
inglesas
donde:
DL =
Difusividad molecular del líquido,
mm2/s
cm2/s
F47 =
Factor que depende de las unidades
usadas
1.94x10 –4
12.1x10 –4
F48 =
Factor que depende de las unidades
usadas
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)
En
unidades
métricas
En
unidades
inglesas
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
Indice norma
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)
En
unidades
métricas
En
unidades
inglesas
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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En
unidades
métricas
En
unidades
inglesas
donde:
Ψ=
Densidad de la espuma, adimensional
hc =
Altura de líquido claro,
mm
pulg
F51 =
Factor que depende de las unidades usadas
1/2
465
F52 =
Factor que depende de las unidades usadas
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 [
Indice volumen
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
En unidades
inglesas
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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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Indice volumen
Diámetro de la Torre, DT
Indice norma
En unidades
inglesas
En unidades
métricas
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)
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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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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)
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E OG + 71.9%
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(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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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)
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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)
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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
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Proceso
Hidrotratadoras
Polimerizadoras
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Tipo de Columna
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Indice norma
Eficiencia global de diseño Eo
Por encima de
la alimentación
Por debajo 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
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Tipo de Columna
Indice volumen
Indice norma
Eficiencia global de diseño Eo
Por encima de
la alimentación
Por debajo de
la alimentación
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*
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Proceso
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Tipo de Columna
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Eficiencia global de diseño Eo
Por encima de
la alimentación
Por debajo de
la alimentación
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)
En unidades
inglesas
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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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
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Fig 8. CAUDAL DE VAPOR MINIMO PARA LA APLICABILIDAD DE LA CORRELACION
PARA AREA INTERFACIAL
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Fig 9. EFICIENCIA PUNTUAL
UNIDAD DE TRANSFERENCIA PARA LA FASE GASEOSA, NG
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Fig 10. EFECTO DEL MEZCLADO DE LIQUIDO SOBRE LA EFICIENCIA DEL PLATO
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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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Eficiencia de Platos, %
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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Eficiencia de Platos, %
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
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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
75 mm (3”) od “Bubble cap”, 1 paso
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
75 mm (3”) od “Bubble cap”, 1 paso
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
“Flexitray”, 2 pasos
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%
Prueba a reflujo total
Despojador de iC4/nC4
11,4
165
4
13
100
“Flexitray”, 2 pasos
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
“Flexitray”, 2 pasos
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
100mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasos
73%
Deisobutanizadora
8,6
125
2,6
8,5
0,6
24
55
100mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasos
79%
Deisobutanizadora
10,3
150
4
13
0,6
24
80
108mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasos
77–126%
9 pruebas
2 alimentaciones
Deisobutanizadora
8,3
120
2
6,5
0,45
18
60
111mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasos
Sección superior 77%
Sección media 86%
Sección inferior 95%
Prueba a reflujo total
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
100mm (4”) od “Bubble cap”, 1 pasos
68%
Despojadora de pentanos
2,8
40
2,1
7
0,45
18
60
114mm (41/2”) od “bubble cap”, 2 pasos
80%
Prueba a reflujo total
Despojadora de iC5/nC5
4,5
65
4
13
100
“Flexitray”, 3 pasos
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
Estireno–Etil benceno
0,06
0,8
2,5
(8/9)
0,4
16
38
75mm (3”) od “Bubble cap”, 1paso torre primaria
Operación normal
Estireno–Etil benceno
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