Eficiencia de Platos

PDVSA N° TITULO

REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB.

APROB. FECHAAPROB.FECHA

TORRES DE FRACCIONAMIENTO

� PDVSA, 1983

MDP–04–CF–14 EFICIENCIA DE PLATOS

APROBADA

NOV.97 NOV.97

NOV.97 R.A.0 58 L.R.

MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO

ESPECIALISTAS

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EFICIENCIA DE PLATOS NOV.970

PDVSA MDP–04–CF–14

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Indice1 OBJETIVO 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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

3 REFERENCIAS 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4 DEFINICIONES 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1 Información Básica Requerida 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2 Cálculo de las eficiencias: EOG, EMV , EMV * y EO 8. . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3 Limitaciones para la aplicación del método de cálculo de las eficiencias 164.4 Consideraciones básicas de diseño para el cálculo 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5 Procedimiento resumido para el cálculo de la eficiencia de diseño 20. . . . . 4.6 Ejemplo típico de un cálculo de eficiencia de platos perforados 22. . . . . . . 4.7 Valores típicos de la eficiencia de platos 32. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.8 Correlaciones empíricas para estimar la eficiencia del plato 35. . . . . . . . . . 4.9 Guía de diseño para despojadores de hidrocarburos pesados 36. . . . . . . .

http://www.intevep.pdv.com/santp

http://www.intevep.pdv.com/santp/mdp/indice_mdp.htm

http://www.intevep.pdv.com/santp/mdp/fraccio/indice_fraccio.htm

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1 OBJETIVOPresentar al diseñador el procedimiento de cálculo para determinar la eficienciaen los platos perforados, utilizados en las operaciones de destilación y susprincipales áreas de aplicación.

2 ALCANCEEsta subsección abarca básicamente la teoría y los métodos de cálculo para laestimación de la eficiencia en platos perforados. El método es aplicable a lamayoría de los sistemas de destilación, absorbedores y despojadores. No seaplica a columnas atmosféricas y al vacío, fraccionadores de plantas de craqueocatalítico, sistemas de destilación con reacción a secciones de reflujo circulanteu otro tipo de sección para transferencia de calor. La eficiencia para este tipo deplato debe basarse en datos de planta u obtenidos mediante consulta. Tambiénse incluyen guías para maximizar la eficiencia de los platos en torres despojadorasde hidrocarburos pesados.

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

4 DEFINICIONESGeometría del Plato

Ver Manual de diseño de Procesos, (MDP–04–CF–09); para la definición ydiscusión de parámetros tales como diámetro del orificio, área de orificio, áreade 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 torrevacía (sin bajantes ni platos).

Área Neta, AN

Es el área total AT menos el área de tope del bajante, lo cual representa la menorárea 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 cualquierárea de la región no perforada ( a menudo se define como el área activa Aa). Elárea 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 secuentan 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 lamenor 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 enequilibrio con el líquido que cae de dicho plato. Sin embargo, en la práctica estacondición es inalcanzable; sólo se llega al equilibrio cuando se trata de platospequeños, donde se logra una mezcla perfecta del líquido en el plato.

La eficiencia puntual, EOG , es una medida de la efectividad del contactolíquido–vapor en un punto dado del plato. Expresa la separación que se tienerealmente en un elemento diferencial de volumen (punto), en comparación conla separación que se puede obtener teóricamente si se alcanzara equilibrio.

EOG � °Yn � °Yn � 1

°Yn* � °Yn � 1

Ec. (1)

donde:

EOG Eficiencia puntual, adimensional.

°Yn Fracción molar de un componente en el vapor que abandona un punto dadodel plato n

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

°Yn* 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:

EOG* � 0.9 EOG Ec. (2)

Este factor de contingencia está dirigido hacia el diseño de nuevas torres paraasegurar que la separación de diseño sea alcanzada o excedida en 9 de cada 10casos. 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 deseparación, el diseñador tiene la oportunidad para escoger de la siguiente tablaun 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 eficienciade la torre sea igual o mayor que la eficienciapredicha

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 todoel plato. Expresa la separación que se tiene realmente en el plato, en comparacióncon la separación que se puede obtener teóricamente en estado de equilibrio.Está definida en términos de composiciones promedio hacia y desde el platocompleto:

EMV �Yn � Yn�1

Y*n � Yn�1

Ec. (3)

donde:

EMV Eficiencia del plato (Murphree, vapor) adimensional

Yn Fracción molar promedio de un componente en el vapor, que sale del platon.

Yn–1 Fracción molar promedio de un componente en el vapor que entra al platon (viniendo desde el plato n–1).

Yn* Fracción molar de un componente en el vapor, el cual estaría en equilibriocon 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 laspropiedades 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, esconsiderablemente baja, debido a las variaciones insignificantes que existen enla concentración de los componentes en cada plato. Por lo tanto, para evitarinconsistencias se define una única eficiencia para toda la columna o sección dela misma.

La eficiencia global EO es una medida de la efectividad de una columna o secciónde la misma. Esta eficiencia es la que los diseñadores usan frecuentemente enel cálculo del número de platos reales requeridos. EO es simplemente el númerototal de platos teóricos requeridos, dividido por el total de platos reales requeridospara 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 gráficoY* vs X para un componente dado en la torre. Este parámetro es requerido paradeterminar 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 loscomponentes más livianos que el clave liviano se encuentran en pequeñascantidades. Si todos los componentes tienen concentraciones importantes en elresiduo, entonces el más volátil es el clave liviano. En forma similar, en eldestilado habrá una cantidad importante de un componente, el componente clavepesado; mientras que los componentes más pesados que el clave pesado estánpresentes sólo en pequeñas cantidades. Si en el destilado hay concentracionesimportantes de todos los componentes, entonces el menos volátil es el clavepesado.

Normalmente es conveniente especificar los componentes claves pesado y livianoen una destilación multicomponente antes de efectuar los cálculos de eficiencia.Estos dos componentes caracterizan la distribución de componentes en elfraccionamiento.

Piscinas de Mezcla

El mezclado lateral del líquido en un plato se caracteriza por un número de piscinasde mezcla hipotéticas, n, que representa un número equivalente de etapas demezcla 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 ellíquido 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, densidadde la espuma,

Altura Media de la Espuma, hf

La altura media de la espuma, hf , es una medida de la altura de contacto efectivade la mezcla líquido–vapor sobre el plato. Este valor es normalmente menor quela altura de rocío (es decir, la mayor altura alcanzada por cualquier gota de líquidosobre el plato).

Densidad de la Espuma, ψ

La densidad de la espuma, ψ , se define como la fracción volumétrica ocupada porel líquido en la mezcla líquido–vapor. Está relacionada con la altura de líquidoclaro y la altura media de la espuma por medio de la siguiente ecuación:

� � hc

hfEc. (4)

4.1 Información Básica RequeridaEl método de cálculo se basa en la predicción de eficiencias puntuales que luegoson llevadas a eficiencias de platos y eficiencias globales de torres. A fin depredecir las eficiencias puntuales en cualquier lugar de la torre, el diseñadordeberá tener preferiblemente un diagrama plato a plato, alguna información sobrepropiedades 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 lateoría de las dos resistencias o la transferencia de masa, la cual postulamecanismos en base a proporciones, a través de dos pequeñas películas, unaa cada lado de la interfase vapor–líquido.




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TEORÍA DE LA DOBLE RESISTENCIA

A LA TRANSFERENCIA DE MASA

Películagaseosa

Películalíquida

FaseLiquida

FaseGaseosa

Distancia

FracciónMolar

Y*

Y

Yj

Xj

X

Unidades de Transferencia

El mecanismo de transferencia en cada una de las películas está caracterizado pordos parámetros de proporción básicos conocidos como las unidades detransferencia 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:

NG � KG a TG Ec. (5)

NL �KL a tL

� Ec. (6a)

o NL � KL a tL� Ec. (6b)

��

�� Unidad de transferencia en la fase vapor, adimensinal

�� Unidad de transferencia en la fase líquida, adimensinal

�� Coeficiente de transferencia de masa en la fase vapor,

�� Coeficiente de transferencia de masa en la fase líquida

�� Area interfacial,




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�� Tiempo de residencia del vapor,

� Tiempo de residencia verdadero del líquido,

�� 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 transferenciade masa en las fases líquido y vapor combinadas. En términos de la resistenciaefectiva a la transferencia de masa, la ecuación Ec. (7) muestra la resistencia totala la transferencia de masa caracterizada por 1/NOG, como la suma de la resistenciaen la fase vapor, 1/NG, y la resistencia en la fase líquida, λ /NL:

1NOG

� 1NG

� �NL

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.

NOG � � Ln (1 � EOG), Ec. (8a)ó

EOG � 1 � (e�NOG) 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 calculandoprimero los coeficientes de transferencia de masa, el área interfacial y el tiempode residencia para luego aplicar las ecuaciones Ec. (5) y Ec. (6). Las correlacionespara estos valores serán suministradas a continuación:




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Altura de líquido claro (hc), altura media de la espuma (hf), densidad de laespuma (ψ)

Para el cálculo de los tiempos de residencia se requiere determinar en primer lugaresto parámetros intermedios. El método descrito a continuación sólo es aplicablea columnas con un diámetro mayor o igual a 1200 mm (4 pie). La ecuación parael cálculo de la altura de líquido claro dada en MDP–04–CF–09, está dirigida alcálculo de caídas de presión y llenado de bajantes, y no debe usarse para cálculosde eficiencia.

Como primer paso, calcule el parámetro de energía del vapor, PVE, utilizando laFigura No. 1 ó la siguiente ecuación:

PVE �F42 (VB)0.82 ��V

�L�0.36

�AO

AB�0.25 Ec. (9)

En unidades En unidades

métricas inglesas

donde:

VB = Velocidad del vapor basada en el área deburbujeo,

m/s pie/s

ρV, ρL = Densidad del vapor y el líquido, kg/m3 lb/pie3

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:

��

��




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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 unidadesmétricas inglesas

donde:

r = Elevación del bajante de entrada (paraplatos de 2, 3 y 4 pasos, use la elevaciónexterna 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

ι ο =Longitud del vertedero de salida (paraplatos de 2, 3 y 4 pasos, use el vertederode 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 dela siguiente ecuación:

hF � hWO � F2 KVE KW Ec. (10)

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

hC � �. hf Ec. (11)

Tiempos de residencia

El tiempo de residencia del líquido y el del vapor se relacionan con la altura delíquido claro y la altura media de la espuma, mediante las siguientes ecuaciones:

tL � F43ABhc

QLEc. (12a)

tL� � F43

ABhf

QLEc. (12b)




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tG �hf

F44 VBEc. (13)


donde:

tL = Tiempo de residencia verdadero del líquido, s

tL’ =Tiempo de residencia del líquido basado enel 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


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 correlacionesempíricas 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

KG � F45�VB

�0.76 �hWO�–0.21�AO

AB�–0.084

Ec. (14)

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

KL �F46

(�L)1�3 ��L�0.42 Ec. (15)




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En Enunidadesmétricas

unidadesinglesas

donde:

KG = Coeficiente de transferencia de masa parala fase vapor,

mm/s cm/s

KL = Coeficiente de transferencia de masa parala fase líquida,

mm/s cm/s


m/s pie/s

hwo = Altura del vertedero de salida, mm pulg mm pulg

AO/A = Relación entre el área perforada total y elárea de burbujeo

ρL = Densidad de líquido, kg/m3 lb/pie3

µ L = Viscosidad del líquido mPa.s cP


F46 = Factor que depende de las unidades usadas 4 0.158

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

DL � � F47

�L �L � Ec. (16)

KL � F48 ��L�L�1�6

DL1�2 Ec. (17)

En En unidadesunidadesmétricas

inglesas

donde:

DL = Difusividad molecular del líquido, mm2/s cm2/s

F47 = Factor que depende de las unidadesusadas

1.94x10–4 12.1x10–4

F48 = Factor que depende de las unidadesusadas

2.85 4.53

La ecuación Ec.(15) no debe utilizarse para calcular KL en sistemas donde laproporción 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 laecuación más rigurosa Ec. (17).

Area Interfacial

Este parámetro se ha determinado de una manera empírica para platosperforados Ec. (18). Esta ecuación es aplicable sólo para cargas de vaporsuperiores al mínimo dado en la Figura No. 8. Para valores inferiores a este flujomínimo, el área interfacial disminuye considerablemente. Es por lo tanto vital queel diseñador verifique en primer lugar que el flujo de vapor sea superior al mínimo,antes de continuar con el cálculo de eficiencia.

a � F49�1–F50 FB

� Ec. (18)

Enunidades

Enunidadesunidades

métricasunidadesinglesas

donde:

a = Area interfacial mm2/mm3 cm2/cm3

FB = VB �V � Factor F basado en el área

de burbujeo

VB = Velocidad del vapor basada en el áreade burbujeo

m/s pie/s

ρ V = Densidad del vapor, kg/m3 lb/pie3

F49 = Factor que depende de las unidadesutilizadas

0.454 4.54

F50 = Factor que depende de las unidadesutilizadas

0.082 0.1

Interrelaciones de Eficiencia

Cuando el diseñador finaliza el cálculo de eficiencia puntual, EOG, está preparadopara 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 laentrada hasta la salida del plato. La efectividad del contacto en el plato dependede la magnitud de este gradiente de concentración, que se caracteriza por unnúmero de piscinas de mezcla, n, arregladas en serie a través de las cuales fluyeel líquido. La eficiencia del plato se relaciona con la eficiencia puntual en términosdel número de piscinas de mezcla, por medio de la ecuación Ec. (19), la cual sepresenta también en forma gráfica en la Figura No. 10.




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EMV � 1 �� EOG

n �n

� 1 Ec. (19)

donde:

EMV = Eficiencia del plato (Murphree, vapor), adimensional, no corregida todavíapara 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 � F51

lfp2

DE . tL� 1 Ec. (20)


unidadesinglesas

donde:

lfp = Recorrido en las líneas de flujo del líquido en elplato (calculada a partir de la información dadaen el listado de geometrías de platos, Deck1133, o la hoja de cálculos en la Sub sección B)mm pie

tL = Tiempo de residencia promedio del líquido (verla Ec. (12a))

s s

DE = Difusividad Eddy del líquido mm2/s cm2/s

DE� F52 . �1��3 . hC Ec. (21)




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unidadesinglesas

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


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 deflujo es aproximadamente mayor a 800 mm ( 2 1/2 pie), el líquido estáesencialmente en régimen de flujo pistón. El efecto del mezclado en la fase vaporsobre la eficiencia del plato es menor que el efecto del mezclado del líquido, sinembargo, debe tomarse también en cuenta.

La Figura No. 11 proporciona el factor de corrección que debe aplicarse al valorde EMV, calculado a partir de la Ec. (19) para obtener EMV* (eficiencia del platocorregida), mediante el cual se incluye el efecto del mezclado del vapor en elcálculo.

Una vez que se ha calculado EMV*, se puede calcular la eficiencia global EO a partirde la Ec.(22), la cual se basa en la suposición de que EMV* y λ son normalmenteconstantes a través de la torre. Con esta ecuación Ec. (22) se obtiene resultadosaceptables para la mayoría de los casos cuando se calcula EO en un platopromedio de cada sección de la torre ( ver consideraciones básicas de diseño,presentadas en la siguiente sección). La ecuación Ec. (22) se muestra en formagráfica en la Figura No. 12.

EO �ln 1 � E *MV

(�� 1)�ln �

Ec. (22)

donde:

EO = Eficiencia global, adimensional. Los otros términos ya fueron definidosanteriormente.

ln = Logaritmo Neperiano




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4.3 Limitaciones para la aplicación del método de cálculo de laseficiencias

Este método para predecir eficiencias se restringe a platos perforados simples ocon pasos múltiples con bajantes. Su precisión se ha demostrado, está en un ±7% sobre el promedio, suponiendo que el cálculo está basado en resultadosconfiables de un fraccionamiento plato a plato. El procedimiento de cálculo ha sidoprobado en sistemas de hidrocarburos y no hidrocarburos en un rango amplio deflujos 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 reflujoscirculantes,

4. Otras secciones de torres que involucren una transferencia de calorconsiderable.

En la siguiente tabla se recomiendan rangos para los diferentes parámetros dediseño que deben seguirse en el cálculo de las eficiencias de diseño.

TABLA 2. RANGO DE APLICACIÓN DE LOS MÉTODOS DE PREDICCIÓN DEEFICIENCIA

Parámetro Rango de Aplicación RecomendadoSistema No se utiliza para destiladoras atmosféricas

y al vacío, destiladoras primarias, sistemascon destilación y reacciones simultáneas osecciones de reflujos circulantes.

Tipo de plato Perforado

Presión Mayor de 20 Kpa abs. pero 300 kPa o más(3 psia pero 50 psia o más) por debajo de lapresión crítica del sistema.

Densidad del líquido 300 a 1200 Kg/m3 (20 a 63 lb/pie3)

Viscosidad del líquido < 2 mPa.s (cp)

Carga mínima de vapor Flujo mínimo dado por la Fig. 8.

Carga máxima de vapor 90% del flujo de inundación.

AO/AB 4 a 15%

Diámetro de los orificios 3 a 25 mm (1/8 a 1 pulg)

altura del vertedero 0 a 100 mm ( 0 a 4 pulg) ( para 0 use en loscálculos un valor de 6.35 mm (0.25 pulg.))




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4.4 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. Sinembargo, existen dos situaciones que requieren el uso de la eficiencia de platoscorregida EMV

*:

a. Programas de computación para cálculos plato a plato, que requieren elvalor de EMV

* para cada plato como dato de entrada, y

b. Métodos gráficos para cálculo manual, tales como el uso del diagrama deMcCabe–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 valoresde diseño adecuados para EO aún con la variación de EMV

* mencionada. Ensistemas de multicomponentes, es suficiente seleccionar dos componentesclaves 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 necesariospara lograr el fraccionamiento deseado. En un sistema binario o en la mayoría delos absorbedores y despojadores, sólo es necesario determinar la eficiencia paraun componente solamente.

En algunos casos, se deben alcanzar especificaciones estrictas en componentesque están presentes sólo en forma de trazas, tales como H2S y H2O. Laseficiencias para estos componentes deberán chequearse siempre adicionalmentea aquellas de los componentes claves; esto a fin de ver si se necesitan más platospara remover estos componentes además de los ya requeridos para la separaciónde hidrocarburos.

División de la torre en secciones

Ya que la ecuación para EO se basa en la suposición de que EMV y λ sonconstantes, es útil considerar la torre en dos o más secciones, de tal manera quelas variaciones en estos dos parámetros no sean muy grandes a lo largo de todala sección. Para cualquier sección dada, normalmente es suficiente calcular EOen una localización del plato intermedio dentro de la sección. Por lo tanto, la torredeberá seccionarse de la siguiente forma:

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

2. En puntos donde el valor de m para los componentes claves cambieconsiderablemente. Es poco probable que ocurran cambios violentos en lapendiente 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 deconcentración u otras variaciones en la pendiente de la curva de equilibrio.Estos puntos deben tratarse como puntos separados, pero no comoposiciones para determinar eficiencias. Además, donde ocurra unainversión de concentraciones para un componente clave, es necesarioverificar si ocurre lo mismo con diferentes componentes claves. Verproblema tipo para mayores detalles sobre este punto.

Para propósitos del diseño, el número de platos reales para cada sección se basaen 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 directamenteproporcional 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 unagráfica de y* vs. x para la zona en cuestión. Los datos para estos gráficos puedenobtenerse con los programas de simulación como por ejemplo PRO II (de loscálculos basados en platos teóricos). Si el programa que se vaya a aplicar, utilizalas eficiencias de Murphree, entonces las composiciones dadas por el programacorresponderán a y, en lugar de y*. Sin embargo, en este caso pueden calcularselos valores de y* a partir de los datos dados para k y x; es decir, y* = kx, y aúnpuede dibujarse la curva.

En la mayoría de los casos se puede determinar m gráficamente ( como lapendiente de la recta tangente a la curva y* vs. x en el plato en cuestión), o enforma analítica ( a partir de las composiciones del vapor y el líquido alrededor delplato en cuestión) para el componente cuya eficiencia se va a determinar. (Nóteseque en sistemas multicomponentes m es diferente para cada componente). Estemétodo 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 inversiónen 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, yse mide directamente.

Método del perfil de composición en el plato:

Cuando se dispone de los datos del computador con las composiciones del vapory el líquido en equilibrio para cada plato ( o donde y* puede ser calculado comose describió antes),




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��


m �dy *dx

�y *n�1 � y *n�1

x n�1 � xn�1o

Ec. (23a)

m �y *n�1 � y *x n�1 � xn

oEc. (23b)

m �y *n � y *n�1

xn � xn �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 delplato

n = Número del plato (contando de abajo hacia arriba) en el cual se estácalculando el valor de m.

Este método debe utilizarse solamente después de examinar la curva y* vs. x a finde asegurar que el plato seleccionado dará una pendiente representativa paratoda la sección.

En general, de las tres ecuaciones, los resultados obtenidos con la Ec. (23a) danla mejor aproximación para m, aunque las diferencias entre los valores obtenidoscon las tres ecuaciones son normalmente pequeñas, especialmente cuando mcambia lentamente en la sección de la torre. Sin embargo, si el flujo de líquidoo vapor en el plato n–1 o n+1 cambia rápidamente, es preferible utilizar la ecuaciónEc (23b) o la ecuación Ec. (23c).

Constante de la ley de Henry:En general este método es válido para determinar las pendientes de equilibrio delos componentes que aparecen como trazas.

La ley de Henry es válida a concentraciones bajas y presiones moderadas:

y * � Kx � HP

x y Ec. (24)

m K � HP

Ec. (25)




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��


Porcentaje de inundación:

La eficiencia de los platos perforados depende fuertemente del flujo de vapor. Espor 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 diseñoEl siguiente procedimiento se basa en la suposición de que se dispone de unprograma de simulación de procesos para determinar el fraccionamiento plato aplato (como: PRO II) y de un programa de cálculo para el diseño de la geometríadel plato. Para otras situaciones, se permite al diseñador que adopte esteprocedimiento de acuerdo a su caso particular. El uso del método para predicciónde eficiencia presentado en esta sección, se ilustra en el ejemplo que se describiráposteriormente. 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 platoseleccionado.

Paso 5

Recopile la información pertinente sobre la geometría del plato en cuestión, apartir de los resultados que se obtenga con el programa de cálculo o cálculosmanuales.

Paso 6

Calcule QL, velocidad del vapor y los factores FB, FO a partir de la informaciónsobre los flujos en la torre.

Paso 7

Determine los tiempos de residencia del líquido y del vapor basados en la alturade 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 atorres 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). Verifiquesu 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 áreainterfacial 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 laFigura No. 9 ó las ecuaciones Ec. (7) y Ec. (8b). Para un caso de diseño, reduzcael punto de eficiencia en un 10% o por un factor de contingencia seleccionado apartir de la tabla No. 1 (Vea la Ec. (2))

Paso 13

Calcule la eficiencia del plato (Murphree), EMV, para cada componente clave apartir de la eficiencia puntual, determinando primero el número de piscinas emezcla 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 mezcladode 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. Aproximeel resultado al número entero más alto.

4.6 Ejemplo típico de un cálculo de eficiencia de platos perforadosEl siguiente ejemplo ilustra el uso de los métodos descritos anteriormente, paradeterminar la eficiencia global de una sección, en un proceso de destilación demulticompontes.

Paso No. 1 Perfil de composición de los platos teóricos

La siguiente tabla muestra las composiciones del vapor y del líquido de loscomponentes 3 al 7, en los platos teóricos del 2 al 15, tomadas de los resultadosdel simulador del proceso de fraccionamiento (como: PRO II).

FRACCIÓN MOLAR DEL VAPOR, Y*Número de componente

Plato 3 4 5 6 715 0.2988 0.2383 0.1804 0.0630 0.008214 0.2830 0.2335 0.1910 0.0657 0.008513 0.2627 0.2289 0.2038 0.0689 0.008912 0.2388 0.2237 0.2194 0.0728 0.009411 0.2124 0.2191 0.2383 0.0776 0.009910 0.1843 0.2091 0.2604 0.0835 0.01069 0.1554 0.1938 0.2850 0.0905 0.01148 0.1269 0.1737 0.3107 0.0985 0.01147 0.1002 0.1501 0.3349 0.1072 0.01356 0.0762 0.1247 0.3548 0.1162 0.01475 0.0556 0.0991 0.3665 0.1246 0.01604 0.0386 0.0749 0.3656 0.1332 0.01713 0.0252 0.0529 0.3462 0.1420 0.01882 0.0150 0.0337 0.2996 0.1508 0.0203

FRACCIÓN MOLAR DEL LÍQUIDO, XNúmero de componente

Plato 3 4 5 6 715 0.1086 0.0960 0.1225 0.0506 0.007114 0.1018 0.0932 0.1278 0.0519 0.007313 0.0932 0.0907 0.1342 0.0535 0.007512 0.0838 0.0881 0.1420 0.0555 0.007711 0.0735 0.0849 0.1513 0.0579 0.008010 0.0627 0.0796 0.1617 0.0608 0.00839 0.0519 0.0723 0.1729 0.0642 0.00878 0.0416 0.0635 0.1837 0.0680 0.00927 0.0322 0.0537 0.1930 0.0720 0.00976 0.0240 0.0436 0.1990 0.0758 0.01035 0.0171 0.0338 0.1997 0.0806 0.0108




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��


4 0.0116 0.0248 0.1922 0.0853 0.01113 0.0073 0.0168 0.1726 0.0901 0.01162 0.0040 0.0099 0.1358 0.0951 0.0121

Paso No. 2 Selección del componente clave y división de la de la torre enseccionesUn análisis de la tabla anterior, indica que los componentes 4 y 5 aparecen como: componente clave liviano y pesadorespectivamente. Nótese que en la siguiente gráfica y* vs. x la composición del componente 5 comienza a disminuir en elplato 4 (contrario al comportamiento de los platos anteriores). Por esta razón, los platos 2 al 4 deben tratarse como una secciónseparada. Nótese que en esta sección el componente 5 es el clave liviano y el 6 es el componente clave pesado. En esteejemplo sólo consideraremos la sección superior (platos 5 al 15).

FRACCION MOLAR DEL LIQUIDO, X

FR

AC

CIO

N M

OL

AR

DE

L V

AL

OR

, Y*

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 unplato con cargas de vapor y de líquido promedio. En este caso se escogió el plato10. Las pendientes de equilibrio para los componentes claves liviano y pesado noson tomadas necesariamente del mismo plato, pero deben ser representativas detoda la sección. En este caso, la gráfica y* vs. x muestra que la pendientecalculada 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:


Vapor del Plato 10




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��


Temperatura 139°C 283°FPresión 370 kPa 53.7 psia

Densidad, ρV 10.33 kg/m3 0.645 lb/pie3

Peso molecular MG 87.3

Flujo de vapor, GM 0.0932 kmol/s 740 mol/h

Líquido del Plato 10

Temperatura 138°C 280°FDensidad, ρL 649 kg/m3 40.5 lb/pie3

Viscosidad, �L 0.176 mPa.s 0.176 cp

Peso Molecular, ML 98.9

Flujo de Líquido Lm 0.2317 kmol/s 1839 mol/h

Paso No. 5 Geometría del plato

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




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En unidades En unidadesinglesas métricas

Diámetro de la Torre, DT 1676 mm 5.5 pie

Número de pasos, NP 1 1

Diámetro del orificio 0 12.7 mm 0.5 pulg

Area del orificio, AO 0.125 m2 1.341 pie2

Area de burbujeo, AB 1.66 m2 17.88 pie2

Relación área de orificio / área de burbujeo

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

Paso No. 6 Cálculo de los parámetros de carga (Ver nomenclatura)

QL �F12 Lm ML

�L�

(1000) (0.2317) (98.9)649

� 35.3 dm3�s (560 gpm)

VB �Gm MG

F14 �V AB�

(0.0932) (87.3)(10.33) (1.66) � 0.474 m�s �1.555 pie�s�

VO �VB

AO � AB� 0.474

0.0753� 6.29 m�s �20.7 pie�s�

FB � VB �V � 0.474 10.33 � 1.52 m�s �Kg�m3�0.5

1.25 pie�s �lb�pie3�0.5Ec. (18a)

FO � VO �V � 6.29 10.33 � 20.2. m�s �Kg�m3�0.5

(16.6. pie�s �lb�pie3�0.5(Fig.8)




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Paso 7 Tiempo de Residencia del Líquido y el Vapor

PVE � 3.90 (Fig.1)

QLW �QL x F3

NP lo� 35.3 x 103

(1) (1 290) � 27.4 dm3�s.m �11.02 gpm � pulg� (Fig.2)

PVEr � 3.90

305� 0.013 mm–1 �0.325 pulg–1� (Fig.3)

KVE � 12.2 (Fig.2)

KW � 0.518 (Fig.3)

hF � hWO � F2 KVE KW � 65 � 25.4 (12.2) (0.518) � 225.5 mm (8.81 pulg) Ec.(11)

� � 0.27 (Fig.4)

hC � �hF � (0.27) (225.5) � 60.9 mm (2.38 pulg) Ec.(11)

tL � F43AB hC

QL�

(1.66) (60.9)(35.3) 2.86 s Ec.(12a)

tL� � F43AB hF

QL�

(1.66) (225.5)(35.3) 10.60 s Ec.(12b)




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tG � F44hFVB

�(0.001) (225.5)

(0.474) � 0.476 s Ec.(13)

Paso 8 Coeficientes de Transferencia de Masa

KG � F45�VB

�0.76 �hWO�–0.21 �AO

AB�–0.084

Ec.(14)(o Fig.5)

� (31.6) (0.474)0.76 (65)–0.21 (0.0753) –0.084 9.27 mm�s �0.930 m�s�

KL �F46

��L�1�3 ��L

�0.42� 4

(649)1�3 (0.176)0.42� 0.955 mm�s �0.0953 cm�s�

Ec.(14)(o Fig.5)

Paso No. 9 Área Interfacial

Verificar el límite de aplicación inferior

FO(mínimo) � 8.66 m�s �Kg�m3�1�2

(7.1 pie�s �lb�pie3�1�2(Fig.8)

Ya que FO � 20.2 � 8.66 (16.6 � 7.1) la correlación para el cálculo del área interfacial es válida

a � F49 1–�F50 FB� � 0.454 [1–0.082 (1.52)] � 0.397 mm2�mm3 �3.97 cm2�cm3� Ec.(18)

(o Fig.7)

Paso No. 10 Unidades de transferencia

NG � KG a tG � (9.27) (0.397) (0.476) � 1.75 Ec.(5)

NL � KL a tL� � (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 �dy *dx

�y *11 � y *9

x11 � x9� 0.2191 � 0.1938

0.0849 � 0.0723� 2.01 Ec.(23a)

Comp. 5= clave pesado

m �dy *dx

�y *11 � y *9

x11 � x9� 0.2383 � 0.2850

0.01513 � 0.01729� 2.16 Ec.(23a)


� � m GmLm� � 2.01 �0.0932

0.2317� � 0.809 Ec.(7a)

Comp. 5= clave pesado

� � m GmLm� � 2.16 �0.0932

0.2317� � 0.869 Ec.(7a)

Paso No. 12 Eficiencia Puntual


NL

�� 4.02

0.809� 4.97 (Fig.9)

EOG 72.5% (Fig.9)

Comp. 5 = clave pesado

NL

�� 4.02

0.869� 4.63 (Fig.9)




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��


EOG � 71.9% (Fig.9)

Cálculo a partir de las ecuaciones:


1NOG

� 1NG

� �NL

11.75

� 0.8094.02

� 0.773 Ec.(7)

NOG � 1.29

EOG � 1 � (e)�NOG � 1 � (e)�1.29 � 72.5% Ec.(8b)

E *OG � 0.9 EOG � (0.9) (72.5) � 65.2% Ec.(2)


1NOG

� 1NG

� �NL

� 11.75

� 0.8694.02

� 0.788 Ec.(7)

NOG � 1.27

EOG � 1 � (e)�NOG � 1 � (e)�1.27 � 71.9% Ec.(8b)

E *OG � 0.9 EOG � (0.9) (71.9) � 64.7% Ec.(2)




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Paso No. 13 Eficiencia del plato

DE � F52 �1��3

hC � (2.5) � 10.27�3

(6.09) � 7735 mm2�s �76.8 cm2�s� Ec.(21)

n � F51

lfP2

DE tL� 1 �

(1067)2

(2) (7735) (2.86) � 1 � 26.7 Ec.(20)


� E *OG � (0.809) (0.652) � 0.528 (Fig.10)

EMV

E *OG� 1.30 (Fig.10)

EMV � � EMV

E *OG� E *OG � (1.30) (65.2) � 84.8% (Fig.10)

Mediante la ecuación Ec. (19)

EMV ��1 � �E*OG

n �n� 1

��1 �

(0.809)(0.652)26.7

�26.7� 1

0.869� 84.8%

Ec.(19)


� E *OG � (0.809) (0.647) � 0.562 (Fig.10)

EMV

E *OG� 1.325 (Fig.10)

EMV � � EMV

E *OG� E *OG � (1.32) (64.7) � 85.7% (Fig.10)




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��


Mediante la ecuación Ec. (19)

EMV ��1 � �E*OG

n �n� 1

��1 �

(0.869)(0.647)26.7

�26.7� 1

0.869� 85.7%

Ec.(19)

Paso No. 14 Corrección para mezclado de vapores


E *MV � 83.6% (Fig.11)


E *MV � 84.4% (Fig.11)

Paso No. 15 Eficiencia global


EO � 82.1% (Fig.12)

EO �ln1 � E *MV

(�� 1)�ln �

�[1 � 0.836(0.809 � 1)]

1n0.809� 82.1%


EO � 83.4% (Fig.12)

EO �ln1 � E *MV

(�� 1)�ln �

� ln [1 � 0.844(0.869 � 1)]

1n0.869� 83.4%

Paso No. 16 Número de platos reales

EO � promedio por sección, 82.1 � 83.42

� 82.8%

(Sólo platos del 5 al 15)




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Número real de platos, NA por sección:

NA �NTEO

110.828

� 13.3 se aproxima a 14 platos

Se redondea a 14 platos

4.7 Valores típicos de la eficiencia de platosGeneralmente, 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 vapory absorbedores de H2S , estén en el orden de 50% y 20% respectivamente.

La eficiencia puede disminuir considerablemente debido a problemassignificativos de arrastre o goteo. La curva presentada en la Figura No. 13, indicaque el comportamiento de las columnas es eficiente dentro de un rango deinundación de 40% y 90%.

La tabla No. 3 presenta valores de la eficiencia para diferentes columnas yservicios. Estos valores de eficiencia sólo deben utilizarse para estimar laeficiencia de columnas y servicios similares a los indicados en la tabla. Se deberáseleccionar cuidadosamente el valor de la eficiencia, ya que ésta se ve afectadapor un gran número de variables (especialmente: tipo de plato y geometría,pendiente de la curva de equilibrio, condiciones de operación y propiedadesfísicas del servicio). En los anexos se presenta la tabla No. 4, que tambiénmuestra valores de la eficiencia para varias columnas y servicios, pero ademásespecifica en detalle el tipo de dispositivo de contacto, condiciones de operación,diámetro de la torre, espaciamiento entre platos y número de platos (datostomados 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 DIFERENTESSERVICIOS.

Proceso Tipo de Columna Eficiencia global de diseño Eo

Por encima dela alimentación

Por debajo dela alimentación

Termoreactores – Despojador de laalimentación

85 75

(Powerformers) – Deisopentanizadora 90 80

– Depentanizadora 95 75

– Estabilizadora(deisobutanizadora)

110 85

– Absorbedoradeetanizadora

65 75




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Proceso Eficiencia global de diseño EoTipo de Columna



– Debutanizadora 95 80

– Separadoras de gasolina ytorres rectificadores (“reruntowers”)

80 70

Hidrotratadoras – Despojador de Kerosen 80 35

– Despojador de gasoil 100 20

Polimerizadoras – Separadorapropano/propileno

100 95

– Separadora CO2/propileno 100 80

– Recuperadora de Hexano 65 45

– Torre secadora de Hexano – 70

– Torre recuperadora deHexano

35 35

– Torre purificadora deisobutileno

100* 100*

Planta de Gas – Separadora de gasolinas 85 70

de FCC – Estabilizadoras 90 60

– Debutanizadoras 100 90

– Absorbedora–Deetanizadora

60–100 60

– Absorbedora con aceiteesponja

– 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

Plantas de – Desmetanizadora 110* 110*craqueo convapor – Separadoras etano/etileno 105* 105*




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– Desetanizadoras 110* 110*

– Despropanizadoras 95 80

– Desbutanizadoras 100 80

– Absorbedora –desetanizadora

60 75

– Absorbedora –despropanizadora

65 75

Torre rectificadora de naftade craqueo (rerumétower)

70 60

– Despojadora de naftadecraqueo

– 60

– Separadora de destilados 55 70

– Desbencenizadora 70 50

– Destoluenizadora 60 60

– Absorbedora primaria – 35

– Despojador de aceiteesponja

– 45

Planta de – Torre deshidratadora deiC30H

40 75

solventes – Torre recuperadora deiC3OH

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*

– AbsorbedoraCO2/Catacarb

– 15–25*

Procesadora de – Propileno / Propano

Livianos Misce– 2100 kPa abs 100–110*

lmétneos (deFRI)

2800 kPa abs 95–105*

3400 kPa abs 85–100*

– i–Butano/n–Butano

1150 kPa abs 100–115*




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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

20 kPa abs 60–75*

140 kPa abs 75–90*

240 kPa abs 80–95*

Torres – Etanol / Agua 60*Misceláneas – Isopropanol / Agua 60–90*

– Despojador de aguasácidas

40*

* Basados en pruebas de planta.

4.8 Correlaciones empíricas para estimar la eficiencia del platoEn la literatura existe un gran número de correlaciones empíricas para determinarla eficiencia de una columna. Este método relaciona gráficamente la eficiencia delplato con las propiedades físicas de la alimentación a la columna. A pesar de queesta forma de determinar la eficiencia simplifica el cálculo, las correlaciones sóloson válidas para los servicios en los que se basó su desarrollo. Sin embargo, estemétodo es una forma fácil y rápida de estimar la eficiencia.

La correlación de Drickamer y Bradford relaciona la viscosidad molar promedio dela alimentación a la columna, con la eficiencia de la misma. Esta correlación estábasada en los resultados de 54 servicios diferentes de refinerías y se ilustra en laFigura No. La viscosidad molar promedio se determina de la siguiente forma:

��

��

��

donde:

n= número de componentes en la alimentación

xi= fracción molar de cada componente

µi= viscosidad de cada componente, a la temperatura promedio entre latemperatura 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 tipocasquete de burbujeo y platos perforados, sin embargo también pueden utilizarsepara platos tipo válvula. Los diámetros para los que esta correlación es válida sonde 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 trayectoriaspromedio “flow paths” de 1.2 y 1.65 m, los valores que predice la correlación debenincrementarse un 8% y un 18% respectivamente.

O’Connell amplió el alcance de la correlación anterior, incorporando la volatilidadrelativa entre la clave liviana y la clave pesada. Esta correlación se presenta enla Figura No. 15, es aplicable a sistemas de hidrocarburos, hidrocarburosclorinados y fraccionadores de alcoholes y ha sido la correlación estándar, durantevarias décadas. Al igual que la correlación anterior, las propiedades sedeterminan a la temperatura promedio entre la temperatura del tope y la del fondode la columna.

H.Z. Kister, en su libro “Distillation Design”, también recomienda el método deinterpolación, utilizando los datos de eficiencia de platos, recopilados de laliteratura por Vital et al. Kister opina que el método de interpolación es uno de losmás confiables para el estimado de la eficiencia de platos, siempre y cuando losdatos sean buenos y se sigan las reglas de escalamiento recomendadas en sulibro.

4.9 Guía de diseño para despojadores de hidrocarburos pesadosEsta sección sugiere una serie de prácticas de diseño, con el fin de maximizarla eficiencia de los platos en despojadores de hidrocarburos pesados. En primerlugar, estas técnicas son aplicables a despojadores de fondo en destiladoresatmosféricas y al vacío. Pueden ser adaptadas a otros sistemas si los diferentescriterios que se consideran en las discusiones subsiguientes, son satisfechos. Sinembargo, los platos tipo surtidor no se usan normalmente en los nuevos diseñosde despojadores de hidrocarburos pesados. En caso de remodelaciones serecomienda reemplazar los platos tipo surtidor por platos perforados debido a sumayor eficiencia.

La técnica para maximizar la eficiencia consiste en aumentar lo máximo posibletanto el númeo de piscinas de mezcla, como el tiempo de residencia del líquidoen 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 endespojadores 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 elincremento que se va a obtener en la eficiencia. A pesar de esto, las técnicasestán basadas en teorías de eficiencia fundamentales, y tienden a mejorar elgrado de fraccionamiento. Así, su aplicación a nuevos diseños no reducirá loscostos de inversión al disminuir el número de platos, pero deberá producirbeneficios operacionales, tales como: reducción en el rendimiento de residual,penetraciones más bajas en el modo de producción de asfalto, o reducción en elvapor de despojamiento.

¿Cuándo se puede mejorar la eficiencia?

El procedimiento para maximizar la eficiencia es útil en primer lugar para lassecciones de la torre en las cuales el diámetro es mayor que el requerido, dadaslas cargas de vapor y líquido respectivas.

El diámetro de los despojadores de hidrocarburos pesados, se sobredimensionanormalmente por una variedad de razones. Por ejemplo, en los despojadores delproducto de fondo de las columnas de destilación, la retención de líquido en elfondo de la torre puede requerir de un gran diámetro y una altura baja, o puedeque no sea económico ajustar la torre al diámetro menor requerido por los platosde despojamiento. Igualmente, tanto en los despojadores laterales como defondo, ocurre un gran cambio en el flujo de vapor plato a plato. Así, el diámetrode la torre puede ser justo el requerido para el tope, pero resultarásobredimensionado para los platos inferiores. Debido al exceso de capacidaddisponible, los bajantes se hacen a menudo excesivamente grandes y/o parte delárea de burbujeo es obturada.

¿Cómo puede mejorase el diseño de los platos?

La Figura que se muestra a continuación, presenta un diseño de un platoconvencional con un bajante sobredimensionado. La Figura de la derechamuestra un plato modificado que opera a una eficiencia mayor. El Plato modificadotiene un recorrido de las líneas de flujo mayor y una amplitud del flujo menor; sinembargo, el área de burbujeo es la misma en ambos casos. Una porción del áreadel bajante se ha convertido en zona de separadores (“baffled area”). Los platoscon una gran proporción de área obturada o muerta en diseños convencionales,pueden modificarse en forma similar, convirtiendo esta zona obturada odesperdiciada en zona de seaparadores (“baffled area”).

La mejora de eficiencia se obtiene de dos maneras: antes que todo, el mayornúmero de piscinas de mezcla a lo largo del plato, debido a un recorrido de laslíneas 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 unaumento 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 claroy la altura promedio de la espuma, aumentando de ese modo el tiempo deresidencia del líquido y del vapor. Además de estas modificaciones, la altura delvertedero 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.

Area deburbujeo

Flujode

líquido

Recorridode laslineasde flujo

Ancho deflujo

Diseño convencionalde un plato

Diseño modificadode un plato

Anchode flujo

Zona deseparadores

Zona deseparadores

Area deburbujeo

Flujode líquido

Placas deflectorasverticales

Esta area delbajante es ineficazpara la separación

de la espuma

Limitaciones

Como se mencionó en el párrafo anterior, se espera una mejora menor en laeficiencia cuando el recorrido de las líneas de flujo de los platos diseñadosconvencionalmente, es de un metro (3 pie) o mayor. Así, para remodelacionesde 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 eltiempo de residencia pueda justificar el costo de los nuevos platos.




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El diseñador puede considerar aún la alternativa menos costosa de aumentarsolamente la altura del vertedero de salida. En el diseño de torres nuevas, ladiferencia 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 líneasde flujo.

Como límite al ancho o amplitud del flujo para un plato modificado, el ancho delflujo no debe ser nunca menor de un tercio del diámetro de la torre, ni menor ala mitad del diámetro si el plato en cuestion está colocado directamente debajo deun plato diseñado convencionalmente. Además, se puede imoner un límiteinferior 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, seconvierte 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 elplato. Una menor longitud del vertedero y una menor área libre en la salida delbajante provoca un aumento tanto en la altura del líquido claro como en la caídade presión a través del bajante. Además, la altura del líquido claro aumentará aúnmás si se aumenta la altura del vertedero. Todos esos efectos causan un aumentoen el nivel de líquido en el vertedero, lo cual puede requerir un aumento delespaciamiento entre platos.

Además, un área “efeciente” de bajante disminuida aumentará la velocidad delbajante, lo cual debe también revisarse. Para estos cálculos, debe suponerseque la parte del bajante más allá de los separadores (“baffles”), la cual limita elancho del flujo no es efectiva para el desprendimiento de gases en el bajante. Poresta razón, esta zona no debe incluirse en el área sobre la cual se basa lavelocidad en el bajante. Esta área se muestra en la figura de diseño de platomodificado que se mostró previamente.

Flexibilidad de la Torre

Como se mencionó anteriormente, la altura de líquido claro es mayor en el casode diseño de platos modificados. Esto aumenta la tendencia del plato al goteo yfinalmente al vaciado, reduciendo así las características de flexibilidadoperacional en el plato. El efecto de la altura de líquido sobre el goteo puedeevaluarse 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 paracolumnas de destilación es el cambio en los flujos a través de la sección dedespojamiento. 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, eldiseñador debe especificar direccionalmente áreas de orificio más bajas yposiblemente anchos menores para los platos de fondo. La siguiente tabla es útilpara 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 cadaplato. Estos valores se aplican tanto a despojadores de productos laterales comoa despojadores de fondo.

Sección de 4 Platos Sección de 6 platosN° del Plato (%) del líquido N° del Plato (%) del líquido

total despojado total despojado1 (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 deldespojador 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 consistiráinicialmente en el flujo de vapor de despojamiento. Esta carga aumenta en losplatos sucesivos con incrementos iguales a la cantidad de líquido despojado.




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NOMENCLATURAAB = 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)

DE= 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

E*MV= Eficiencia del plato corregida por el mezclado del vapor,

adimensional.

EO = Eficiencia global, adimensional

EO= Eficiencia global promedio en una sección de la torre,

adimensional

EOG = Eficiencia puntual, adimensional

EOG= Eficiencia puntual de diseño, adimensional 2.718..., base de los

logaritmos naturales

FB= Factor F basado en el área de burbujeo VB �V

FO = Factor F basado en el área de orificio VO �V

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,

Kwaltura promedio de la espuma y densidad de la espuma (Ver Figs2. y 3.)

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

(cm/s)

Lm = Flujo de líquido, kmol/s (mol/h)

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




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o= Longitud del vertedero de salida, mm (pulg) (utilice el vertedero

externo adyacente a la pared de la torre para platos de 2, 3 y 4pasos)

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

1/NG= 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

r= Elevación del bajante de entrada, mm (pulg) (use el vertedero

externo adyacente a la pared de la torre para platos de 2, 3 y 4pasos).

tG = Tiempo de residencia del vapor basado en el volumen de laespuma,segundos

tL = Tiempo verdadero de residencia en el plato, segundos

t’L = 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

y* = Fracción molar de un componente en el vapor y en equilibrio conel líquido

= m(Gm/lm), adimensional




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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

SubíndicesV = Gas o vapor

i = Interfase

L = Líquido

n = Número de platos contados de abajo hacia arriba

Factores cuyo valor depende de las

unidades usadasEn unidades En unidades

métricas inglesas

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 ,% MULTIPLIQUEAB PVE POR

5 1.136 1.087 1.048 1.009 0.97

10 0.9511 0.9212 0.9113 0.8914 0.8715 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 CORRELACIONPARA 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




% de inundación

Efic

ienc

ia d

e P

lato

s, %

ZONA DE GOTEOY MEZCLADO DEFICIENTE

ZONA DE GRANARRASTRE

RANGO DEOPERCION NORMAL

BAJA AREA INTERFACIAL

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Fig 13. EFICIENCIA VS % INUNDACION




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Fig 14. CORRELACION DE DRICKAMER–BRADFORD

Viscosidad molar promedio de la carga, cpa la temperatura promedio entre el tope yel fondo de la columna

Efic

ienc

ia d

e P

lato

s, %




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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

Efic

ienc

ia d

e P

lato

s, %




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MANUAL DE DISEÑO DE PROCESOS



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TABLA 4. VALORES TIPICOS PARA LA EFICIENCIA DE PLATO (DATOS FRI) SHEET1

ServicioPresión (abs) Diámetro

de la torreEspacimiento entre platos Número de Detalles de los platos Eficiencia ObservacionesServicio

bar psia m ft m in

Número dePlatos

Detalles de los platos Eficiencia Observaciones

Demetanizadora 32,4 470 1,2 4 0,45 18 30 75 mm (3”) od “Bubble cap”, 1 paso Por debajo de la alimentación 80% 2 alimentaciones a la torre

Deetanizadora 19 275 1,4 45 0,45 18 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

Despojador Etano–Etileno 12,1 175 1,8 6 0,45 18 60 75 mm (3”) od “Bubble cap”, 1 paso Por encima de la alimentación 75%Por debajo de la alimentación 116%

Operación normal

Depropanizador 18,3 265 2,1 7 0,6 24 38 Plato tipo “Uniflux”, 2 pasos C3–iC4 83%C3–nC4 72%

Eficiencias a reflujo total

Depropanizador 20 290 4 13 0,6 24 50 “Flexitray”, 2 pasos 66–78% 7 pruebas

Depropanizador 21,1 306 2,1 7 0,6 24 50 “Flexitray”, 2 pasos 63–66% 2 pruebas

Depropanizador 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 Por encima de la alimentación 87–99%Por debajo de la alimentación 89–104%

2 columnas de 50 platos en serie, 2pruebas

Despojador de iC4/nC4 11,4 165 4 13 100 “Flexitray”, 2 pasos Por encima de la alimentación 71–77%Por debajo de la alimentación 69–74%

2 columnas de 50 platos en serie, 10pruebas

Deisobutanizadora 11 160 3 10 0,6 24 90 100mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasos 100% Prueba a reflujo total

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

Deisobutanizadora 8,3 120 2 6,5 0,45 18 60 111mm (4”) od “Bubble cap”, 2 pasosSección superior 77%Sección media 86%Sección inferior 95%

2 alimentaciones

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 Alta capacida 85%Baja capacidad 90%

2 columnas de 50 platosen serie, operación normal

Deisopentanizadora 4,8 70 2,3 7,5 0,6 24 65 100mm (4”) od “Bubble cap” , 2 pasos 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 1 a 3 15–45 2,1 7 0,5 20 60 3mm (7/64”) orificios, 1 paso, plato perf. 39–48% 6 pruebas

Fraccionador de gasolina 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 7de 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 Por encima alimentación 114%Por debajo alimentación 95%

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 136%

Fraccionador Orto–Xileno 1 15 3,2 10,5 0,6 24 120 13mm (1/2”), 1 paso, plato perforado 86%80%

Reflujo totalNormal

Adsorbedor de gas 40,7 590 2 6,5 0,6 24 24 13mm (1/2”), 2 paso, plato perforado 25–30% Aproximación




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Eficiencia de Platos