Mdp 04 cf-09 platos perforados

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Mdp 04 cf-09 platos perforados

  1. 1. PDVSA N° TITULO REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB. APROB. FECHAAPROB.FECHA TORRES DE FRACCIONAMIENTO E1994 MDP–04–CF–09 PLATOS PERFORADOS APROBADO SEP.97 SEP.97 A.H.J0 45 L.R. MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO ESPECIALISTAS SEP.97 PDVSA
  2. 2. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 1 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Indice 1 OBJETIVO 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 ALCANCE 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 REFERENCIAS 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 APLICACIONES 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 CONSIDERACIONES BÁSICAS DE DISEÑO 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1 Hidráulica de flujo en platos perforados 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2 Condiciones limitantes de operación 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3 Variables de diseño de los platos perforados 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6 PROCEDIMIENTO DE DISEÑO 11. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7 PROCEDIMIENTO DE EVALUACION 24. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 PROGRAMAS COMPUTARIZADOS 24. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9 NOMENCLATURA 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 APENDICE 29. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Tabla 1 Resumen de variables de Diseño 30. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Tabla 2 Factor de espuma y tiempo de residencia mínimo en el bajante 30. . . . . Tabla 3 Densidad de espuma 31. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 1 Diagrama de flujo en platos perforados 32. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 2 Diagrama de comportamiento de platos perforados 32. . . . . . . . . . . . . . . Figura 3 Esquema de platos perforados 33. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 4 Esquema de caída de presión en platos perforados 33. . . . . . . . . . . . . . . Figura 5 Tiempo de residencia de líquido 34. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 6 Gráficas del diseño del bajante. (a) Bajante lateral; Bajante central 35. . Figura 7 Correlación de Fair para arrastre fraccional 36. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 8 Coeficiente de descarga para flujo de vapor 37. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 9 Factor de aereación 38. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 10 Factor de corrección del vertedero 39. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 11 Determinación de goteo 40. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11 HOJA DE CÁLCULO DE EVALUACIÓN PARA PLATOS PERFORADOS . 41
  3. 3. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 2 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 1 OBJETIVO Proporcionar suficiente información para el diseño de proceso de platos perforados en columnas de destilación 2 ALCANCE Se cubrirán las técnicas requeridas para el diseño de proceso de los platos perforados en columnas de destilación. Esto incluye el dimensionamiento del plato y la verificación de las condiciones óptimas de operación del mismo. El diseño mecánico detallado es normalmente especificado por el fabricante. El procedimiento de diseño y evaluación que se presentará a continuación ha sido automatizado e incorporado a los Programas de Cálculo del Manual de Diseño de Proceso, ProCalc–MDPt. 3 REFERENCIAS S Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, NY, 1992. S Distillation Operation, Henry Z. Kister; McGraw Hill, NY, 1990 S Manual de Diseño de Procesos, Prácticas de Diseño, septiembre de 1978. 4 APLICACIONES Los platos perforados pueden ser usados en casi todos los servicios de destilación, incluyendo los sistemas donde hay transferencia de calor. Pueden ser diseñados para operar satisfactoriamente dentro de una amplia variedad de condiciones de operación. Poseen una capacidad igual o mayor que los platos tipo casquete de burbujeo bien diseñados, debido a que el arrastre no se hace significativo hasta que el flujo de vapor alcanza un 90% del punto de inundación. Además, las pruebas en planta muestran que la eficiencia puede ser tan alta como la de cualquier otro plato comercial. Los platos perforados no son recomendados para servicios que requieran de una alta flexibilidad (mayor de 3:1), en estos casos es preferible usar dispositivos de sellado positivo (casquetes de burbujeo o válvula) aunque esto aumente los costos. Estos platos pueden ser usados en servicios donde hay ensuciamiento, pero en estos casos es necesario considerar grandes orificios de hasta 3/4 a 1 pulg. 5 CONSIDERACIONES BÁSICAS DE DISEÑO Para llevar a cabo un diseño exitoso es imprescindible entender la hidrodinámica de vapor y de líquido en el plato, por lo cual primeramente se describirá la hidráulica en el plato y las condiciones limitantes de operabilidad. Posteriormente, se hará una discusión de las distintas variables que afectan de una u otra forma el diseño de platos perforados.
  4. 4. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 3 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 5.1 Hidráulica de flujo en platos perforados A continuación se describirá la dinámica de flujo en un plato perforado, para así entender mejor las variables que afectarán en el diseño de los mismos. Para analizar la dinámica del flujo sobre un plato perforado, primeramente se debe considerar que el mismo se hace bajo condiciones estacionarias ideales. Bajo condiciones normales, el vapor fluye a través de las perforaciones y se expande dentro del líquido que atraviesa el plato formando una mezcla turbulenta que se convierte en espuma. A medida que la espuma se mueve hacia el vertedero de salida, se produce una eficiente transferencia de masa líquido–vapor, debido a la gran área interfacial. Tanto la espuma como el líquido descienden entonces por el bajante y se termina de separar el vapor del líquido. Cuando el líquido desciende a través del bajante al punto A de la Figura 1, en algunos casos se puede tropezar con el vertedero de entrada para asegurar un buen sellado del bajante. Entre los puntos A y B, se puede encontrar la zona de calma de entrada, cuya altura de líquido claro está dado por hci. Entre B yC ó entre A y C, si es el caso, comienza entonces la zona de burbujeo, que es donde se encuentra el área activa del plato (área de burbujeo). Debido al paso de la fase gaseosa a través del líquido que fluye en forma transversal, se crea una turbulencia, que es la causa de la espuma. Esta espuma sobre el área de burbujeo del plato genera una altura visual de la masa aereada hf. A medida que la altura de la espuma aumenta, disminuye la densidad de la misma, por lo cual el líquido, de mayor densidad, se queda cerca del plato. Esta masa de espuma posee un cabezal hidrostático hl que puede ser medido como se muestra en la figura por un manómetro. Cuando esta masa se mueve hacia el vertedero por causa del pequeño gradiente de líquido formado, comienza a deshacerse al llegar a la zona de calma de salida (entre C yD), quedando el líquido claro con una altura equivalente a hco, altura que debe sobrepasar al vertedero para entonces descender por el bajante. El líquido al descender por el bajante, está en presencia de condiciones turbulentas y forma una segunda zona de espuma, en donde el líquido con una mayor densidad llega el plato inferior y nuevamente el vapor asciende. El líquido atraviesa el área activa o de burbujeo, formando la masa aereada. En los platos perforados generalmente se considera despreciable el gradiente de líquido debido a dos factores: Primero, la cubierta del plato está libre de obstrucciones y por lo tanto ofrece muy poca resistencia al flujo de líquido; segundo, el líquido que sale del bajante y entra al plato tiene un cabezal de velocidad que usualmente excede el gradiente hidráulico, el cual de lo contrario, se necesitaría para mover el líquido a través del plato. En los platos con cajas de receso o vertederos de entrada normalmente esta velocidad se disipa. Sin
  5. 5. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 4 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma embargo, estos mecanismos son usados para asegurar un buen sellado del bajante a flujos bajos de líquido, en cuyo caso el gradiente es insignificante. 5.2 Condiciones limitantes de operación Como vemos, el factor determinante del comportamiento de cualquier plato son los flujos de líquido y de vapor que pasan por el plato, delimitando éstos una región de operación satisfactoria. Para platos perforados esta región está representada por el área ABCD de la Figura 2. En el punto A de la figura, existe un flujo de vapor muy bajo con un flujo de líquido moderado, que representa el punto de goteo. Si se disminuye aún más el flujo de vapor, el goteo será tan severo que nada de líquido pasará por el vertedero, por lo que el bajante no será sellado y se creará una inestabilidad hidráulica. La línea AB representa goteo cuando el flujo de vapor es insuficiente para soportar el líquido sobre el plato, cayendo éste a través de las perforaciones. Algo de goteo reducirá la eficiencia ligeramente. La línea AD, corresponde a un elevado flujo de vapor y bajos flujos de líquido, esto representa el límite tolerable de arrastre. En el punto D ocurre un arrastre de grandes gotas de líquido al plato superior debido al alto flujo de vapor. Esto provoca que no exista el suficiente tiempo de contacto para que ocurra una buena transferencia de masa líquido–vapor en el plato disminuyendo la eficiencia, pero manteniendo cierta estabilidad hidráulica. A mayor flujo de vapor, el arrastre de líquido provocará que dicho líquido se acumule en la columna provocando inundación y no será posible continuar la operación. Esto se conoce como inundación por arrastre. Los límites de la inundación se encuentran entre DC. En el punto B, en donde prevalece un flujo de líquido elevado, el gradiente de líquido en el plato será tan alto que será intolerable, lo que representa la inundación del bajante. En condiciones de flujo de líquido similares y alto flujo de vapor en el punto C ocurre una mala distribución de fase que causa disminución de la eficiencia. 5.3 Variables de diseño de los platos perforados A continuación se describen las variables más importantes en el diseño de platos perforados. En la Tabla 1 se muestra un resumen de los intervalos recomendados y permitidos de algunas de estas variables.
  6. 6. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 5 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Régimen de flujo Dependiendo de la geometría del plato y de las condiciones de operación, el régimen de flujo puede ser: régimen de espuma, en donde el líquido está en fase continua y el vapor está disperso como burbujas en el líquido en el régimen atomizado “spray”, las fases están a la inversa; el vapor es la fase continua, mientras que el líquido está disperso como gotas en el vapor. Otro régimen puede ser el de emulsión, en donde la dispersión se comporta como un fluido de dos fases, aunque se trata como una extensión del régimen de espuma. En este caso el líquido es la fase continua mientras que las burbujas de vapor cubiertas por líquido es la fase dispersa. Debido a las bajas o moderadas velocidades de vapor y las moderadas o altas cargas de líquido, el régimen de espuma es común en las destilaciones atmosféricas; el régimen atomizado es común en destilaciones al vacío debido a las altas velocidades de vapor y a las bajas cargas de líquido, siendo la densidad del vapor baja en comparación con la del líquido; y la destilación a alta presión está generalmente asociada con el régimen de emulsión en donde el flujo de líquido es elevado y la velocidad del vapor es baja debido a la alta densidad del vapor. Diámetro de la torre Dependiendo de las cargas de líquido y de vapor, el diámetro de la torre puede estar comprendido entre 3 y más de 20 pies. De cualquier forma el diámetro debe tener suficiente área transversal para evitar la inundación por arrastre y las demás condiciones de inoperabilidad. Espaciamiento entre Platos Es importante un espacio adecuado entre platos para la operación normal del mismo, así como para superar las condiciones limitantes (espuma, inundación, arrastre y goteo entre otras). En columnas industriales, el espaciamiento normal entre platos está entre 8 y 36 pulg. La escogencia de esto depende de la relación económica entre altura y diámetro de la columna. Además, su escogencia debe permitir el acceso para mantenimiento. Para diámetros de la columna mayores a 4 pies, es común un espaciamiento entre platos de 24 pulg; sin embargo se recomienda un intervalo entre 24 y 36 pulg cuando el mantenimiento es frecuente o el diámetro de la columna es mayor a 10 y hasta 20 pies, esto permite que un hombre pase agachado entre los platos. En el caso en que los soportes del plato sean muy profundos (diámetros muy grandes), es preferible un mayor espaciamiento para permitir el paso para mantenimiento y no interferir en el movimiento del vapor a través del plato.
  7. 7. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 6 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Un espaciamiento de 18 pulg hace difícil el acceso para mantenimiento, por lo cual no se recomienda. Sin embargo para columnas con diámetros de 2 1/2 a 4 pies se utiliza dicho espaciamiento, porque espaciamientos mayores provocan problemas de altura y delgadez o esbeltez de la columna. Espaciamientos más pequeños se utilizan cuando el número de etapas de la torre es demasiado grande y es más ventajoso económicamente hablando construir una sola columna que dos o tres; se podrían considerar espaciamientos entre 12 y 18 pulg. En el caso de que la torre contenga menos de 10 platos, se podría pensar aumentar el espaciamiento, porque no se verán afectados los costos en forma significativa. Cuando la columna opera en régimen atomizado, el arrastre excesivo se evita utilizando un espaciamiento de más de 18 pulg, preferiblemente 24 pulg. Para columnas al vacío que generalmente operan en régimen atomizado, se debe utilizar un espaciamiento de más de 24 pulg. Para bajas cargas de líquido se aplica el mismo criterio (< 2 gpm por pulg de longitud del vertedero). Si en cambio se busca que el régimen de flujo sea de espuma, se ajusta a 18 pulg o menos el espaciamiento. En sistemas espumantes, se escogen espaciamientos de por lo menos 18 pulg para evitar inundación prematura (7). Espaciamientos bajos (18 a 24 pulg) generalmente resultan más económicos. Número de pasos y longitud del patrón de flujo En platos multipasos, la carga de líquido en el plato y en el bajante es disminuída al dividir el líquido en el plato en dos o más pasos o patrones de flujo. Esto aumenta la capacidad y disminuye la caída de presión a expensas de un recorrido de líquido por el plato más corto, lo cual genera una disminución en la eficiencia. La longitud del patrón de flujo viene a ser la longitud recorrida por el líquido sobre el plato, desde su entrada al plato inferior hasta que llega al vertedero de salida (véase la Figura 3). También se puede dar una mala distribución de líquido y de vapor sobre platos de dos o más pasos debido a la asimetría en la estructura del plato. Para determinar el número de pasos se debe considerar lo siguiente: S Costos: Los costos aumentan a medida que se incrementa el número de pasos. Por lo que sólo se justifican si su uso reduce el costo global de la torre. S Capacidad: A elevadas cargas de líquido se justifican platos multipasos para aumentar la capacidad. La práctica común es fijar el número de pasos de manera tal que la carga de líquido no exceda el intervalo comprendido entre 7 y 13 gpm/pulg de longitud de vertedero exterior; aunque se recomienda el intervalo superior (10 a 13 gpm/pulg), por ser el óptimo en la mayoría de las aplicaciones . Este intervalo se aplica cuando el espaciamiento entre platos es mayor a 18 pulg. Para un espaciamiento menor la carga de líquido debe ser menor.
  8. 8. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 7 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S Longitud del patrón de flujo: Esta longitud no debe ser muy pequeña (menor al intervalo entre 16 y 18 pulg) ya que no es conveniente para las entradas a la columna para mantenimiento; aún hasta longitudes menores a 22 pulg pueden reducir considerablemente la eficiencia. Para evitar longitudes del patrón de flujo muy pequeñas, se recomienda usar dos pasos si el diámetro de la columna está entre 4 a 6 pies, tres pasos si el diámetro está entre 7 y 9 pies y cuatro pasos sólo se deben utilizar si el diámetro de la columna está entre 10 a 12 pies. S Distribución de líquido y de vapor en el plato: Platos multipasos pueden provocar una mala distribución de líquido y de vapor. Por esta razón, siempre y cuando sea posible, es preferible no utilizar platos con más de dos pasos. S Plato de entrada de alimentación o reflujo: En estos casos, normalmente se requiere cambiar de un número de pasos determinado a otro. Además es recomendado que el espaciamiento entre platos en esta transición debe ser por lo menos 1 1/2 a 2 pies mayor que el espaciamiento existente entre los demás platos de la columna. En esta sección sólo se considerará el diseño de platos perforados de uno o dos pasos. Diámetro de las Perforaciones En platos comerciales normalmente se utilizan diámetros de orificios de 1/16 a 1 pulg. Para seleccionar el diámetro de los orificios se deben considerar los siguientes aspectos: S La naturaleza del sistema: Con frecuencia se emplean orificios de 3/16 pulg cuando se tienen sistemas limpios. Perforaciones de 1/2 pulg son recomendadas en sistemas sucios, sistemas con flujo de sólidos sin pérdida de eficiencia y en sistemas corrosivos; los orificios de 1/8 pulg se utilizan en sistemas al vacío bajo régimen de espuma. Para sistemas muy corrosivos y con ensuciamiento, es preferible la utilización de perforaciones grandes debido a que la disminución del área del orificio y de la pérdida de presión ocurren mas lentamente. Un mayor espesor del plato es más resistente a la corrosión. S Costos: La utilización de orificios muy pequeños aumenta el costo de fabricación (deben ser taladrados en lugar de ser agujereados) puede en algunos casos provoca la formación de espuma, no siempre aumentan la eficiencia de la transferencia de masa y no se deben utilizar en sistemas sucios debido al taponamiento de los orificios. S Hidráulica: Para pequeños orificios bajo régimen de flujo atomizado (baja presión) y con baja carga de líquido, se reduce apreciablemente el arrastre, pero éste no es tan pronunciado como en el régimen de espuma a moderada o alta carga (>3 gpm por pulg vertedero). Reducen ligeramente la caída de
  9. 9. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 8 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma presión y en algunos casos se disminuye el goteo, especialmente si la tensión superficial es elevada. Los orificios pequeños, de hasta 3/32 pulg, a veces promueven el régimen de espuma, favoreciendo el contacto líquido–vapor y aumentando ligeramente la eficiencia. S Transferencia de masa: En el régimen de espuma, los orificios pequeños favorecen la transferencia de masa aumentando la eficiencia, aunque este efecto es pequeño. En el régimen atomizado, hay evidencia de que en algunos casos los orificios más grandes aumentan la eficiencia. S Flexibilidad: El uso de orificios pequeños genera mejores condiciones de flexibilidad porque reduce el goteo y aumenta la capacidad. Arreglo de orificios y espaciamiento entre las perforaciones Las perforaciones se pueden colocar a distancias entre los centros de 2.5 Do a 5 Do, siendo el valor recomendado por la literatura de 3.8 Do (5,7). El arreglo triangular es el preferido, debido a que la desviación del líquido a través de las perforaciones se ve disminuida y soporta además, una mayor relación de distancia entre orificios (centro a centro) y diámetro del orificio. En general no es importante especificar el arreglo de orificios, ya que éstos son suministrados por el fabricante del plato. Espesor del plato El espesor está normalmente vinculado con la resistencia a la corrosión y a la erosión, y por lo tanto al material usado. El mínimo espesor usado es 14 gage (0.0747 pulg) para dispositivos fabricados con materiales resistentes a la corrosión; y 10 gage (0.1345 pulg) para acero al carbón. A medida que se aumenta el espesor del plato, disminuye la caída de presión en seco hed, la cual es la caída de presión debida al paso de vapor a través de los orificios en donde no hay presencia de líquido . Un plato más grueso debe tener orificios grandes debido a los inconvenientes que se puedan generar en la fabricación. Área Fraccional El área fraccional es la relación de área de orificios a área de burbujeo, expresada en fracción. A escala comercial, normalmente se utilizan áreas fraccionales entre 0.05 y 0.15, aunque lo óptimo está entre 0.08 y 0.12. En el caso de torres al vacío se recomiendan áreas fraccionales muy altas. A medida que se incrementa el área fraccional, aumenta la tendencia al goteo, disminuyendo la flexibilidad de la torre, se reduce la caída de presión y la retención de líquido en el bajante y aumenta la capacidad de la columna. La capacidad de la columna se ve favorecida con un incremento del área fraccional cuando los límites de capacidad están dados por el arrastre, la inundación del bajante y la caída de presión del plato.
  10. 10. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 9 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma En el caso de régimen de flujo atomizado y a bajas cargas de líquido en el régimen de espuma, un incremento del área fraccional reduce el arrastre en forma significativa, si dicha área fraccional es menor a 0.08. En el régimen de espuma con moderada a alta carga de líquido (>3gpm/pulg), el área fraccional no altera significativamente la tendencia al arrastre. Cuando la columna opera la mayor parte del tiempo bajo condiciones de flujos mínimos (“turndown”), el exceso de orificios se corrige bloqueándolos por medio de placas. Esto reduce el área fraccional y disminuye el goteo. La instalación de estas placas de bloqueado se debe hacer perpendicular al flujo de líquido desde un extremo al otro de la columna. Altura del vertedero Los vertederos de salida son necesarios para mantener un nivel de líquido adecuado sobre el plato. Esto se aplica en el caso en que el régimen de operación es de espuma. En dicho régimen la eficiencia aumenta a medida que lo hace la altura del vertedero, aún cuando este aumento de eficiencia es pequeño para alturas entre 1 1/2 y 3 pulg. Pero el inconveniente es que a mayor altura, mayor es la caída de presión en el plato, la retención de líquido en el bajante, la velocidad de arrastre y la tendencia al goteo. En la mayoría de éstos casos, se utiliza una altura del vertedero entre 2 y 4 pulg, aunque se recomiendan valores entre 2 y 3 pulg. En el caso del régimen atomizado, la retención de líquido sobre el plato es independiente de la altura del vertedero, siendo en algunos casos hasta despreciable. Pero se debe realizar el diseño considerando que con cargas mínimas la operación normal puede cambiar de régimen atomizado a espuma, y además, porque el arrastre en el régimen atomizado aumenta a medida que disminuye la altura del vertedero. La mínima altura recomendada es 1/2 pulg, pero se prefiere un intervalo entre 3/4 y 2 pulg. Para columnas de vacío es común utilizar 1 pulg. En los casos especiales de absorbedores y despojadores son comunes alturas de vertederos de 3 a 4 pulg, aunque se han utilizado hasta 6 pulg. Además, cuando el espaciamiento entre platos es menor a 12 pulg, una altura entre 2 y 3 pulg reduce el espaciamiento efectivo del plato y por lo tanto, la capacidad. En estos casos es preferible usar alturas del vertedero de 1/2 a 1 pulg. En términos generales se pueden usar valores de altura de vertedero entre 0 y 4 pulg. Tipo de bajante Existen varios tipos de bajantes. En la mayoría de los diseños de platos se utilizan bajantes tipo cordal o segmental. Estos a su vez pueden ser rectos o inclinados.
  11. 11. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 10 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Cuando el uso de este tipo de bajante resulte en tener un área excesiva de bajante, se pueden usar bajantes de arco modificado. La ventaja del bajante de arco modificado, aunque es más costoso, es que provee un área máxima de contacto en el plato, de esta forma se puede reducir el diámetro de la torre en diseños nuevos o eliminar restricciones en torres existentes. La elevación de un bajante de arco modificado es la distancia mínima entre la pared de la torre y el bajante. Esta distancia debe ser por lo menos de 6 pulg, independientemente del diámetro de la torre. Este requerimiento limita el uso de bajantes de arco modificado en torres con diámetros mayores a 6 pies, para las cuales sólo se añade un 1% más de área de contacto en el plato. En esta sección sólo se hará el diseño de platos perforados con bajante segmental recto o inclinado (véase la Figura 3). Áreas del bajante El área requerida de entrada al bajante es determinada por las limitaciones de segregación de la espuma. Si el área prevista es insuficiente, la espuma puede regresar al plato y causar una inundación prematura. Además, a medida que la temperatura de operación del sistema se aproxima a la temperatura crítica, las densidades de la fase de vapor y líquido se aproximan una a la otra, haciendo más difícil la segregación del vapor y la predicción del área requerida para dicha separación, lo cual es muy probable que ocurra en destilaciones a alta presión. Usualmente, en la práctica el área de entrada del bajante no debe ser mayor al 10% del diámetro del plato. Para bajantes inclinados la relación entre área de entrada y área de salida del bajante es de 1.5 a 2.0. Espacio libre por debajo del bajante El espacio libre por debajo del bajante es la distancia vertical entre el borde del bajante y la cubierta del plato. Los valores de espacio libre por debajo del bajante deben estar por encima de 1 pulg (25 mm), lo cual está basado en una pérdida normal de cabezal (caída de presión) de 0.5 a 1.5 pulg (13 a 38 mm) de líquido caliente. Normalmente se recomienda usar 1.5 pulg (38 mm). Sellado del bajante Para prevenir el desvío del vapor a través del bajante, éste debe ser sellado a flujos de diseño de líquido en el plato inferior. Esto se verifica por un balance de presión en el bajante y el plato. De no tenerse un buen sellado en el bajante se debe considerar el uso de un vertedero de entrada (a la entrada del líquido al plato inferior) o una caja de receso, en ese orden de preferencia. Reduciendo el espacio libre debajo del bajante en menos a 1 pulg (25 mm), se podría ayudar al sellado del bajante, siempre y cuando el llenado del bajante no
  12. 12. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 11 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma sea excesivo a flujos de diseño. El bajante también debería mantener el sello a flujos mínimos, sin embargo el no mantener el sello, rara vez resulta perjudicial y puede ser aceptado. Porcentaje de inundación Los valores recomendados para el porcentaje de inundación están entre 80% y 85%; aunque, dependiendo de la experiencia del diseñador en el diseño de torres de platos, puede que éste considere tomar valores comprendidos entre 35 y 95%. De cualquier forma, éste valor debería estar especificado en el diseño de la torre. Tipo de sistema En ciertos sistemas, las ecuaciones tradicionales de inundación predicen porcentajes de inundación más elevados que los que realmente se experimentan. Para evitar esta inconsistencia, normalmente se aplica un factor de corrección de carga empírico (SF < 1.0), comúnmente llamado factor de espuma (véase la Tabla 2). En realidad, este factor de espuma está relacionado vagamente con la tendencia de espuma del sistema; a mayor tendencia de espuma, menor SF. El factor de espuma no sólo se aplica a los sistemas espumantes, sino a otros sistemas que predicen valores de inundación mucho más elevados que los reales; y en algunos casos, el factor de espuma se utiliza también para sobrediseñar los equipos. 6 PROCEDIMIENTO DE DISEÑO El procedimiento detallado para el diseño de platos perforados se da en la sección 11, “Hoja de cálculo de diseño para platos perforados”. Básicamente, el procedimiento involucra el suponer un diseño preliminar partiendo de los principios que se darán a continuación. Luego verificar contra las limitaciones potenciales de operación, siendo modificadas las variables del diseño hasta obtener el diseño óptimo. La discusión de cómo modificar el diseño preliminar (diámetro, espaciamiento, áreas del bajante, etc.), requerirá del juicio y aplicación de las consideraciones básicas de diseño anteriormente discutidas. Los cálculos se deben realizar en los puntos de la columna en los que se espera que las cargas de líquido y de vapor tengan variaciones considerables, es decir, en donde sean más bajas o más altas, lo que representa que el diseño se realizará bajo condiciones más severas. Esto puede darse en el plato de tope y de fondo, por encima y por debajo de cualquier plato en el que entra la alimentación, se retira algún producto o corte, o donde existe adición o remoción de calor. De cualquier forma, puede ser cualquier punto de la torre en donde existan picos en las cargas de líquido y de vapor. Los números de los pasos de cálculo y los números de las ecuaciones que a continuación se describen corresponden a los mismos números de la hoja de cálculos de platos perforados.
  13. 13. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 12 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma PASO 1.– Datos de entrada Para comenzar el procedimiento de diseño, se debe considerar que se poseen los siguientes datos operacionales de entrada en unidades inglesas: S Flujo másico del vapor en el plato (lb/h). S Flujo másico de líquido en el plato (lb/h). S Densidad del vapor en el plato (lb/pie3). S Densidad del líquido en el plato (lb/pie3). S Viscosidad del líquido en el plato (cP). S Tensión superficial del líquido en el plato (dinas/cm). S Definición del tipo de sistema, que está dado por la Tabla 2. Estos datos representan las cargas de líquido y de vapor y sus respectivas propiedades físicas, así como también el tipo de sistema que se destilará. Además se deberán especificar ciertas variables basadas en la experiencia del diseñador o las recomendaciones dadas en la Tabla 1. Estas variables son: S Diámetro del orificio (pulg). S Espaciamiento entre platos (pulg). S Área fraccional (adimensional). S Altura de vertedero (pulg). S Espacio libre debajo del bajante (pulg). S Número de pasos (adimensional). S Porcentaje de inundación en el plato (%). Antes de comenzar el diseño de platos perforados, se deben considerar también algunos criterios de diseño como el tipo de bajante (segmental recto o segmental inclinado), el tipo de arreglo de los orificios (cuadrangular o triangular equilátero) y el tipo de régimen de flujo en la operación de la torre (atomizado o emulsión–espuma). Adicionalmente, se deben conocer los flujos mínimos y las propiedades (densidades y tensión superficial) a estas condiciones para poder evaluar la flexibilidad de la columna (cálculos de porcentaje de goteo, fracción de goteo y sellado del bajante), además de la presión del sistema y el porcentaje de carga mínima: S Flujo másico mínimo de vapor en el plato (lb/h). S Flujo másico mínimo de líquido en el plato (lb/h). S Densidad del vapor en el plato a flujo mínimo (lb/pie3). S Densidad del líquido en el plato a flujo mínimo(lb/pie3). S Tensión superficial del líquido en el plato a flujo mínimo(dinas/cm). S Presión del sistema (psia).
  14. 14. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 13 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S Porcentaje de carga mínima (%). PASO 2. – Flujos volumétricos de vapor y de líquido Con los flujos másicos de vapor y de líquido en conjunto con sus respectivas densidades, se determinan primeramente los flujos de vapor y de líquido a las unidades a utilizarse en el cálculo (pie3/s para el vapor y gpm para el líquido). Este cálculo es el mismo para cuando la columna opera a condiciones de flujo mínimo. 2.a.– Flujo volumétrico de vapor Vv + ǒMvńòvǓ * 3600 Ec. (2.a) 2.b.– Flujo volumétrico de líquido VL + ǒMLńòL Ǔ * 0.1246 Ec. (2.b) PASO 3.– Determinación preliminar del área superficial y del diámetro del plato Debido a la relación directa entre área superficial y diámetro del plato con la inundación del mismo, la determinación del área superficial del plato se realizará basada en la correlación de Kister–Haas para inundación por arrastre. El área superficial As se define como el área total del plato, esto incluye el área neta An y el área del bajante Ad. 3.a. – Estimación inicial del área neta del plato La correlación de Souders–Brown en conjunto con la de Kister–Haas son las correlaciones más apropiadas para determinar la velocidad de inundación Vn,inun (basada en el área neta) y la constante CSB respectivamente. CSB + 0.144 * ǒ(Do) * sńòL Ǔ0.125 * ǒòvńòL Ǔ0.1 * ǒHńhct Ǔ0.5 Ec. (3.a.1) Vn,inum + CSB * ǒǒòL * òvǓńòvǓ 0.5 Ec. (3.a.2) Para la determinación de CSB se debe asumir la altura de líquido claro en la transición entre el régimen de espuma y el régimen atomizado hct. Se puede asignar un valor de 2.5 pulg a esta altura si la altura del vertedero hw es mayor a 2 pulg, si hw es menor se puede considerar un valor de hct menor. En el paso (5.a) se calculará hct mediante correlaciones. Además se debe considerar las siguientes restricciones de la correlación de Kister–Haas, ecuación (3.a.1):
  15. 15. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 14 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S La correlación únicamente ha sido estudiada para inundación por arrastre atomizada. S Para presiones mayores a 150 psia, el límite de capacidad lo determina la inundación en el bajante, por lo que no se predice esto utilizando la correlación de Kister–Haas, aunque se puede utilizar teniendo precaución al hacerlo. El intervalo de aplicación de la presión debe estar comprendido entre 1.5–500 psia. S Si la tensión superficial es mayor que 25 dinas /cm, se debe mantener el valor de 25 dinas /cm, ya que el arrastre se hace insensible para valores mayores de tensión superficial. El intervalo de aplicación es de 5–80 dinas/cm. S La velocidad del gas debe estar entre 1.5–13 pie/s. S La carga de líquido debe estar entre 0.5–10 gpm/pulg de vertedero exterior. A elevadas cargas de líquido (7–10 gpm/pulg), el límite de la capacidad está regido por la inundación del bajante, lo cual no está estudiado en esta correlación, aunque se puede aplicar teniendo cierta precaución. Para cargas de líquido menores a 0.5 gpm/pulg no se puede utilizar la correlación de Kister–Haas. S La densidad del gas debe estar comprendida entre 0.03–10 lb/pie3. Se debe tener cuidado con las presiones menores a 150 psia, como se mencionó anteriormente. S La densidad del líquido debe estar comprendida entre 20–75 lb/pie3. S La viscosidad del líquido debe estar entre 0.05–2.0 cP. S El espaciamiento entre platos debe estar comprendido entre 14–36 pulg. A espaciamientos menores, esta correlación no predice la inundación por arrastre, ya que ésta puede estar relacionada con al levantamiento de la espuma y no a la altura del líquido atomizado “spray”. S El diámetro del orificio debe estar entre 1/8–1 pulg. S El área fraccional debe estar entre el intervalo de 0.06–0.20. S La altura del vertedero debe estar comprendida entre 0–3 pulg. S La correlación no se debe aplicar cuando ocurren simultáneamente las siguientes condiciones: (a) la relación de la longitud del patrón de flujo (lfp) a espaciamiento entre platos sea elevado (> 3); (b) la carga de líquido sea alta (> 6 gpm/pulg); y, (c) el área fraccional sea elevada (> 11%). La inundación por arrastre bajo estas condiciones está relacionada al acanalamiento del vapor (canales o vías preferenciales del vapor o flujo cruzado del vapor) y no a la altura del líquido atomizado.
  16. 16. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 15 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Teniendo una aproximación de la velocidad superficial del vapor, es posible determinar el área neta del plato mediante: An + VV ń ǒSF * %INUN * VnǓ Ec. (3.a.3) Esta área incluye el factor de corrección para sistemas con tendencia al espumado y un margen de seguridad de inundación (porcentaje de inundación esperado). 3.b.– Estimación inicial del área del bajante La determinación del área del bajante se hace calculando la velocidad máxima de líquido entrando al bajante (Ec. 3.b.1). Para determinar el tr de dicha ecuación, se utilizará la correlación de Koch de la figura 5. Vd,max + 448.83 * SF * H ń (12 * tr) Ec. (3.b.1) Ad + VL ń Vd,max Ec. (3.b.2) 3.c. – Estimación inicial del área superficial y del diámetro del plato Una vez obtenidas el área neta y el área del bajante, se determina el área superficial del plato. As + An ) Ad Ec. (3.c.1) El diámetro del plato es entonces calculado en forma preliminar mediante la siguiente relación matemática: D + ǒ4 * As ń pǓ0.5 Ec. (3.c.2) PASO 4. – Diseño preliminar del plato 4.a. – Arreglo de orificios Dependiendo del arreglo seleccionado, la distancia centro a centro entre orificios será calculada mediante las relaciones que se muestran adelante. Si el arreglo es triangular equilátero, entonces: p + 0.905 * D0 ń ǒAf Ǔ0.5 Ec. (4.a.1) Si el arreglo es cuadrangular, entonces: p + 0.785 * D0 ń ǒAf Ǔ0.5 Ec. (4.a.2)
  17. 17. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 16 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.b.– Diseño preliminar del bajante En este paso, el área del bajante es la misma que el área de entrada del líquido al bajante. Para platos con bajante segmental recto, el área de entrada y de salida del bajante son iguales, pero en el caso en que el bajante sea segmental inclinado, el área de entrada será 1.7 veces el valor del área de salida del bajante, lo cual se escogió dentro de un intervalo de 1.5 a 2.0. De esta forma, las áreas del bajante serán: Adi + Ad Ec. (4.b.1) Ado + Adi ń 1.7 Ec. (4.b.2) 4.c.– Determinación del área de burbujeo y el área neta El área de burbujeo es el área disponible para el flujo del vapor en el piso del plato. Se define como la diferencia entre el área total de la sección transversal del plato menos el total del área del bajante, área de sellado del bajante o cualquier otra área no perforada. En nuestro método serán despreciadas el área de sellado del bajante y cualquier otra área no perforada del plato. Si el bajate es segmental recto, entonces: Ab + As * 2 * Adi Ec. (4.c.1) Si el bajate es segmental inclinado, entonces: Ab + As * Adi * Ado Ec. (4.c.2) El área neta se define como la mínima área disponible para el flujo del vapor en el plato. Matemáticamente, es la diferencia entre el área total de la sección transversal del plato menos el área del tope del bajante (área de entrada del líquido al bajante). An + As * Adi Ec. (4.c.3) 4.d. – Determinación de la longitud y del ancho del vertedero La Figura 6 permite determinar la longitud (Lw) y el ancho (W) del vertedero tanto para un bajante lateral (véase la Figura 6.a) como para un bajante central (véase la Figura 6.b). Si el bajante es recto la longitud y el ancho son iguales a la entrada o a la salida del bajante, pero si el bajante es inclinado, las áreas son distintas, y tendrán longitudes distintas. Para poder utilizar dicha gráfica es necesario conocer la relación porcentual de área de entrada o de salida del bajante (para cada caso, respectivamente) a área superficial.
  18. 18. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 17 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.e. – Determinación de la longitud del patrón de flujo Teniendo el diámetro del plato (preliminar) y el ancho del vertedero, se puede determinar la longitud que recorrerá el líquido sobre el plato. Si el número de pasos es igual a uno, entonces la longitud del patrón de flujo será: lfp + (D * 12) * Wi_LAT * Wo_LAT Ec. (4.e.1) Si el número de pasos es igual a dos, para el bajante central se deben considerar dos longitudes: Cuando el flujo de líquido recorre desde el bajante central al lateral (lfp_CL), y cuando es el caso inverso, el flujo de líquido recorre desde el bajante lateral al central (lfp_LC), como se representa a continuación: lfp_LC + ǒǒD * 12 ń 2ǓǓ * ǒWi_CEN ń 2Ǔ * (Wo_LAT) Ec. (4.e.2) lfp_CL + ǒǒD * 12 ń 2ǓǓ * ǒWi_CEN ń 2Ǔ * ǒWi_LATǓ Ec. (4.e.3) En ambos casos (uno o dos pasos), si el bajante es recto se debe considerar que el ancho del bajante a la entrada y a la salida son iguales. PASO 5. – Verificación de inundación Una vez calculadas las dimensiones preliminares del plato, es necesario verificar tanto la inundación en el plato como en el bajante, con la finalidad de realizar ajustes en dichas dimensiones. 5.a. – Estimación del porcentaje de inundación en el plato Con el tamaño preliminar del plato, se calcula el porcentaje de inundación del plato recurriendo nuevamente a la correlación de Kister–Haas, pero esta vez se determina hct mediante la correlación de Jeronimo–Sawistowski para régimen atomizado. QLW + VL ń Lwi_LAT Ec. (5.a.1) n + 0.0231 * Do ń Af Ec. (5.a.2) ǒhct Ǔ H2O _LAT + 0.29 * A*0.791 f * Do ń ǒ1 ) 0.0036 * QLW_LAT*0.59 * A*1.79 f Ǔ Ec. (5.a.3) hct_LAT + ǒhct Ǔ H2O _LAT * ǒ62.2 ń òL Ǔ0.5 * (1*n) Ec. (5.a.4) Para determinar el porcentaje de inundación en el plato se busca la relación entre CSB y Cs, siendo éste último calculado en base al área neta como se muestra a continuación:
  19. 19. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 18 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma CSB + 0.144 * ǒ(Do)2 * sńòL Ǔ 0.125 * ǒòV ń òL Ǔ0.1 * ǒH ń hct_LATǓ0.5 Ec. (5.a.5) VS + VV ń An Ec. (5.a.6) CS + VS * ǒòV ń ǒòL * òV ǓǓ 0.5 Ec. (5.a.7) INUN_LAT + ǒCS ń CSB Ǔ * 100 Ec. (5.a.8) Este porcentaje de inundación es comparado con el porcentaje de inundación deseado por el diseñador. Si existe una diferencia considerable entre el calculado y el deseado, se debe ajustar el diámetro. Por tanto, si el porcentaje calculado es mayor al deseado, se debe aumentar el diámetro; y si el caso es a la inversa, se debe disminuir el diámetro. Se hace entonces necesario repetir los cálculos a partir del paso (4.c) (determinación del área de burbujeo y del área neta) y verificar nuevamente el porcentaje de inundación. Es importante aclarar que para un bajante central, existirá una carga de líquido por longitud de vertedero distinta que para el bajante lateral, por lo cual el cálculo del porcentaje de inundación para el bajante central se hace exactamente igual, pero considerando la longitud del vertedero exterior del bajante central (lwi_CEN). Se realiza la misma comparación con el porcentaje escogido por el diseñador y el porcentaje de inundación del bajante central. PASO 6. – Chequeo hidráulico En este paso se determinará el arrastre de líquido de un plato al otro, el tiempo de residencia del líquido en el bajante y la caída de presión total en el plato. 6.a. – Verificación de arrastre Para verificar si existe arrastre de líquido en el plato es necesario conocer el tipo de régimen de flujo que opera en la torre, para así poder utilizar la correlación correspondiente de arrastre. En este sentido, si el régimen de flujo es atomizado se utilizará el hct calculado anteriormente por la correlación de Jeronimo–Sawistowski y la correlación de Kister–Haas para arrastre. hL_LAT + hct_LAT ń (1 ) 0.0665 * hw) Ec. (6.a.1) Vb + Vv ń Ab Ec. (6.a.2) X_LAT + 1.684 * ǒVb * hL ń (Do * H)0.5 Ǔ 4 * ǒòvńQLW_LAT * òL Ǔ * ǒǒòL * òvǓ ń sǓ 0.25 Ec. (6.a.3) ES_LAT + 4.742ǒ10 ń sǸ Ǔ 1.64 * Xǒ10 ń sǸ Ǔ Ec. (6.a.4) S El régimen de flujo sólo es para atomizado “spray”.
  20. 20. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 19 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S La presión está comprendida entre 3–180 psia. S La carga de líquido está comprendida entre 0.5–4.5 gpm/pulg. S La densidad del gas debe estar en el intervalo de 0.03–2 lb/pie3. S La densidad del líquido debe estar en el intervalo de 30–90 lb/pie3. S El espaciamiento entre platos de 15–36 pulg. S El diámetro del orificio debe estar comprendido entre 1/8–3/4 pulg. S El área fraccional entre 0.07–0.16 S La altura del vertedero debe estar entre el intervalo 1/2–3 pulg. S Los intervalos de aplicación de la velocidad del gas, la tensión superficial y la viscosidad de líquido permanecen iguales a los de la correlación de inundación de Kister–Haas. Al igual que en la inundación del bajante, los cálculos para el bajante central se realizan exactamente igual que para el bajante lateral, pero introduciendo las variables respectivas. Si el arrastre es mayor a 0.1 lb de líquido arrastrado / lb de vapor, se debe aumentar el espaciamiento entre platos, repitiéndose los cálculos desde el comienzo de este mismo paso, hasta que se satisfaga la condición. Si el régimen de flujo es de emulsión o de espuma entonces se debe recurrir a la correlación de Fair para arrastre fraccional utilizando la Figura 7, la cual dará el valor de ψ correspondiente al porcentaje de inundación deseado. Para ello es necesario calcular el parámetro de flujo como sigue: FLV + ǒML ń MV Ǔ * ǒòv ń òL Ǔ Ec. (6.a.5) Si el arrastre de líquido es mayor que 0.1 lb de líquido / lb de líquido en el plato se debe aumentar el espaciamiento entre platos. 6.b. – Estimación del tiempo de residencia de líquido en el bajante El tiempo de residencia en el bajante se determinará seguidamente, hallando el volumen del bajante como una función del área promedio del bajante Ad,prom y del espaciamiento entre platos. Así se podrán ajustar las áreas de entrada y de salida del bajante, para satisfacer el tiempo mínimo de residencia de líquido. Ad,prom + ǒAdi ) Ado Ǔ ń 2 Ec. (6.b.1) Vold + ǒAd,prom * HǓ ń 12 Ec. (6.b.2) tr + ǒ448.83 * Vold Ǔ ń VL Ec. (6.b.3) Ahora se compara el tiempo de residencia calculado anteriormente con el tiempo de residencia mínimo de la Tabla 2. Si el tiempo calculado es menor al de la tabla
  21. 21. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 20 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma se debe disminuir el área de entrada al bajante, y si el bajante es segmental inclinado, también se verá disminuída el área de salida del bajante. 6.c .– Caída de presión Cuando el vapor atraviesa el plato y por lo tanto el nivel de líquido sobre el mismo, éste sufre una contracción que provoca una caída de presión ht, lo cual normalmente se expresa como la suma de dos términos. El primero, es la pérdida de carga debida al paso de vapor a través de los orificios en donde no hay presencia de líquido, denominada caída de presión efectiva en el plato seco hed; y el segundo, es la caída de presión que se genera cuando el vapor atraviesa la masa de líquido aereada hl. Para determinar la caída de presión total es necesario determinar el valor de la caída de presión en seco y la caída de presión en mojado (véase la Figura 4). La caída de presión en mojado requiere determinar primero el coeficiente de orificio CV mediante la Figura 8. Además se calcula la velocidad de vapor a través del orificio hallando el área de orificios definida como la mínima área disponible para el paso de vapor a través del plato, que se expresa como el área total de las perforaciones en el plato: Ao + Af * Ab Ec. (6.c.1) Vo + Vv ń Ao Ec. (6.c.2) hed + ǒ0.186 ń Cv 2 Ǔ * ǒòv ń òL Ǔ * Vo 2 Ec. (6.c.3) Luego, para determinar la caída de presión en mojado se utiliza la correlación de Fair, siendo necesario hallar el factor de aereación β del plato mediante la Figura 9 y el valor de (Vb * (ρV)0.5). La altura de líquido claro se determina mediante las ecuaciones que se presentan a continuación. El factor de corrección Fw se halla por la Figura 10y las relaciones (VL/Np)* (12*Np/Lwi_LAT)2.5 y Lwi_LAT/(12*D*Np). El término del gradiente de líquido hgh en el plato perforado será despreciado, por lo explicado en la sección hidráulica de líquido en platos perforados. how_LAT + 0.48 * Fw_LAT * ǒQLW_LATǓ0.66 Ec. (6.c.4) hc_LAT + hw ) how_LAT ) hgh ń 2 Ec. (6.c.5) hl_LAT + b * hc_LAT Ec. (6.c.6) ht_LAT + hed ) hl_LAT Ec. (6.c.7) Igual que en los casos anteriores, cuando se tienen dos pasos de líquido en el plato se consideran las variables respectivas y las mismas ecuaciones para el bajante
  22. 22. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 21 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma central. En este punto se requiere comparar con el intervalo recomendado de caída de presión (3–5 pulg de líquido). Si la caída de presión es menor a 3, se recomienda entonces aumentar el diámetro de orificios o la altura del vertedero, o disminuir el área fraccional. Si el caso es mayor a 5, se recomienda disminuir el diámetro de orificios o la altura del vertedero, o aumentar el área fraccional. 6.d. – Estimación del porcentaje de espuma en el bajante Es necesario calcular este porcentaje para ajustar el espacio libre debajo del bajante, la altura del vertedero o en último caso, el espaciamiento entre platos. Para ello la altura de la espuma en el bajante hpd, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones: Aad_LAT + ǒlwo_LAT * hcl Ǔ ń 144 Ec. (6.d.1) Ec. (6.d.2) Ec. (6.d.3) had_LAT + 0.33 * ǒVL ń ǒ100 * aad_LATǓǓ 2 hd_LAT + hc_LAT ) ht_LAT ) had_LAT Para calcular la altura de la espuma, se requiere escoger la densidad de la espuma φd mediante el criterio de Glitsch (véase la Tabla 3) hpd_LAT + hd_LAT ń fd Ec. (6.d.4) Ec. (6.d.5)%espuma_LAT + ǒhpd_LAT ń (H ) hw)Ǔ * 100 Al igual que en los demás casos antes mencionados, si se escogió un número de pasos de dos, se debe calcular el porcentaje de espuma también para el bajante central y con las variables respectivas para dicho bajante. Se fija como máximo un 80% de llenado del bajante con espuma, si el valor calculado es mayor, se debe aumentar el espacio libre debajo del bajante o disminuir la altura del vertedero; en último caso se podría considerar aumentar el espaciamiento entre platos. 6.e. – Estimación del porcentaje de inundación en el bajante Para hallar el porcentaje de inundación en el bajante se relaciona la altura de líquido claro en el bajante con el espaciamiento entre platos de la siguiente forma: INUNd + ǒhd ń HǓ * 100 Ec. (6.e.1) Si el porcentaje calculado es mayor a 50% se debe considerar aumentar el espaciamiento entre platos o en último caso el diámetro del plato, y se debe repetir el cálculo desde el paso (3.b) con la nueva área superficial dada por el diámetro ajustado.
  23. 23. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 22 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma PASO 7. – Verificación de flexibilidad A condiciones de cargas mínimas, es imprescindible verificar si existe goteo en el plato. 7.a. – Verificación del porcentaje de goteo Como ahora se tienen cargas mínimas y el porcentaje de carga mínima (“turndown”) los flujos volumétricos serán: VL, goteo + VL,min * %min Ec. (7.a.1) Ec. (7.a.2)VL, goteo + VV,min * %min Con esto se regresa al paso 6.c. y se calcula nuevamente hed,goteo, how,goteo y hc,goteo, para los dos bajantes si es el caso. Todos los términos que involucren cargas y propiedades a flujos mínimos deberán ser nuevamente calculados. hs + ǒ0.04 * smin Ǔ ń ǒòL, min * DoǓ Ec. (7.a.3) Utilizando la Figura 11, se obtiene el término (hed + hσ)@goteo, el cual se relacionará de la siguiente forma para obtener el porcentaje de goteo: %goteo + ǒǒhed, goteo ) hsǓ calculados ń ǒhed ) HsǓ @goteo Ǔ 0.5 * 100 Ec. (7.a.4) 7.b. – Fracción de goteo y altura de líquido claro La fracción de goteo se determinará con las correlaciones de Lockett–Banik y Hsieh–McNulty, dependiendo de la presión del sistema. Para ambas correlaciones se calcula primeramente la velocidad del vapor basada en el área de burbujeo y flujo de vapor mínimo. Vb, goteo + VV, goteo ń Ab Ec. (7.b.1) Si la presión del sistema es menor a 165 psia, se utilizará la correlación de Lockett–Banik, para la cual se seguirá el siguiente procedimiento de cálculo: Fro + 0.373 * ǒǒVb Ǔ 2 ń hc, goteoǓ * ǒòv,min ń ǒòL, min * òv, min ǓǓ Ec. (7.b.2) Si el número de Froude calculado es menor que 0.2, entonces la velocidad de goteo será: Vgoteo + Ao * ǒǒ29.45 ń (Fro)0.5 Ǔ* 44.18Ǔ Ec. (7.b.3)
  24. 24. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 23 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Si en cambio, el número de Froude calculado es mayor que 0.2, entonces: Vgoteo + 1.841 * Ao * Fr*1.533 o Ec. (7.b.4) Si la presión es mayor a 165 psia, se utiliza la correlación Hsieh–McNulty: Z + ǒhc, goteo Ǔ 1.5 ń ǒ12 * (Do)0.5 Ǔ Ec. (7.b.5) Ec. (7.b.6) Ec. (7.b.7) J* v + Vo, goteo * ǒòv, min ń ǒg * Z * ǒòL, min * òv, min ǓǓǓ 0.5 Vgoteo + ǒ0.407 * 0.515 * ǒJ* vǓ 0.5 Ǔ 2 * (448.83 * Ao) * ǒǒg * Z * ǒòL, min * òv, min ǓǓ ń òL, min Ǔ 0.5 La fracción de goteo para cualquiera de los casos se obtiene a partir de: Fgoteo + Vgoteo ń VL, goteo Ec. (7.b.8) Como anteriormente se ha mencionado se debe calcular la fracción de goteo tanto para bajante lateral como para bajante central. Adicionalmente a este cálculo, se determinan los siguientes parámetros, con los que se determinará la altura de líquido claro a condiciones de flujo mínimo por medio de otras correlaciones distintas a las de caída de presión. h + 12.6 * Fro 0.4 * ǒAb ń AoǓ 0.25 Ec. (7.b.9) ff + 1 ń (h ) 1) Ec. (7.b.10) hf + ff * hc, goteo Ec. (7.b.11) Hfow + Hf * hw Ec. (7.b.12) Si hfow / hw es menor que 8.135, entonces: Cd + 0.61 ) 0.08 * Hfow ń hw Ec. (7.b.13) Si hfow / hw es mayor que 8.135, entonces: Cd + 1.06 * ǒ1 ) hw ń hfow Ǔ 1.5 Ec. (7.b.14)
  25. 25. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 24 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma hc, goteo + ff * ǒhw ) 0.527 * ǒQLW * ǒ1 * fgoteo Ǔ ń ǒCd * ff ǓǓ 2ń3 ǓEc. (7.b.15) Ahora, si la fracción de goteo es mayor a 0.1, se hará un tanteo de ensayo y error sobre hc, goteo para ajustar la fracción de goteo. Esto se realiza debido a que tanto la densidad de la espuma como la altura de líquido dependen una de la otra. 7 PROCEDIMIENTO DE EVALUACION Este procedimiento involucra únicamente el cálculo de las condiciones limitantes de operabilidad, es decir, inundación por arrastre, goteo, arrastre y caída de presión; partiendo de las dimensiones del plato a evaluar. Las ecuaciones utilizadas son las mismas descritas en el procedimiento de diseño. Incluye, al igual que en el procedimiento de diseño, los cálculos a condiciones de flujos mínimos, pero además permite evaluar el sellado del bajante. El procedimiento detallado está en la sección 11, “Hoja de Cálculo de Evaluación para Platos Perforados”. 8 PROGRAMAS COMPUTARIZADOS El programa de cálculo de platos perforados permite diseñar y evaluar platos perforados siguiendo el método presentado en esta subsección y en la “Hoja de Cálculos de Platos Perforados”. El programa se encuentra disponible en ProCalc–MDPt, Programas de Cálculo del Manual de Diseño de Proceso. El programa está diseñado para platos perforados de uno o dos pasos, con opción de diseño de platos nuevos o evaluación de platos existentes. En el mismo sólo se consideran platos con bajante segmental recto o inclinado, y sin vertedero de entrada. Además, existe otro programa denominado “Método Alternativo de Platos Perforados” que realiza el diseño de platos perforados basado en el método de cálculo del Manual de Diseño de Procesos de septiembre de 1978.
  26. 26. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 25 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 9 NOMENCLATURA Ab Área de burbujeo (pie2) Ad Área del bajante (pie2) Ad,prom Área promedio del bajante (pie2) Adi Área de entrada al bajante (pie2) Ado Área de salida del bajante (pie2) Af Área fraccional (pie2) An Área neta (pie2) Ao Área de orificios (pie2) As Área superficial del plato (pie2) Cd Coeficiente para la ecuación (7.b.15) (adimensional) Cs Parámetro que describe la carga de vapor (pie/s) CSB Constante de la correlación de Souders–Brown, factor evaluado en el punto de inundación (pie/s) CV Coeficiente de orificio o de descarga (adimensional) D Diámetro del plato (pies) Do Diámetro de las perforaciones (pulg) Es Arrastre de líquido (lb de líquido arrastrado/lb de vapor). fgoteo Fracción de goteo (adimensional) FLV Parámetro de flujo (adimensional) Fro Número de Froude basado en la velocidad del orificio (adimensional) Fw Factor de corrección de vertederos (adimensional) Fw,goteo Factor de corrección de vertederos a condiciones de goteo (adimensional) g Constante de aceleración de gravedad 32.2 pie/s2 hσ Caída de presión debido a la formación de burbujas (pulg) had Caída de presión debajo de la aproximación del bajante a la entrada al plato inferior (pulg) hc Altura de líquido claro en el plato (pulg) hc,goteo Altura de líquido claro en el plato a condiciones de goteo (pulg) hci Altura de líquido claro a la entrada (pulg) hcl Espacio libre por debajo del bajante (pulg) hco Altura de líquido claro a la salida (pulg) hct Altura de líquido claro en la transición entre el régimen de espuma y el atomizado (pulg) (hct)H2O Altura de líquido claro en la transición entre el régimen de espuma y el atomizado para el sistema aire–agua (pulg)
  27. 27. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 26 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma hd Altura de líquido en el bajante (pulg) hed Caída de presión en seco (pulg) hed,goteo Caída de presión en seco a condiciones de goteo (pulg) hf Altura de la masa aereada en el plato (pulg) hfow Altura de la espuma sobre el vertedero exterior (pulg) hL Altura de líquido claro en la transición del régimen de espuma a régimen atomizado, corregida para el efecto de la altura del vertedero sobre el arrastre (pulg). hl Cabezal de la masa de líquido sobre el plato, caída de presión en mojado (pulg) hl Cabezal hidrostático de líquido (pulg) hl,goteo Cabezal hidrostático de líquido a condiciones de goteo (pulg) how Altura de líquido claro sobre el vertedero (pulg) how,goteo Altura de líquido claro sobre el vertedero a condiciones de goteo (pulg) hpd Altura de la espuma en el bajante (pulg) ht Caída de presión total en el plato (pulg) ht,goteo Caída de presión total en el plato a condiciones de goteo (pulg) hw Altura del vertedero (pulg) H Espaciamiento entre platos (pulg) INUN Porcentaje calculado de inundación en el plato (%) INUNd Porcentaje calculado de inundación en el bajante (%) J* L Velocidad de goteo de líquido (adimensional) J* V Velocidad de goteo de vapor (adimensional) lfp Longitud del patrón de flujo (pulg) Lw Longitud del vertedero (pulg) Lwi Longitud del vertedero a la entrada (pulg) Lwo Longitud del vertedero a la salida (pulg) ML Flujo másico de líquido (lb/h) ML, min Flujo másico mínimo de líquido (lb/h) MV Flujo másico de vapor (lb/h) MV, min Flujo másico mínimo de vapor (lb/h) n Parámetro de la ecuación (5.a.3) (adimensional) Np Número de pasos de líquido (adimensional) p Distancia centro a centro entre orificios (pulg) P Presión del sistema (psia) QLW Carga de líquido (gpm/pulg de vertedero exterior)
  28. 28. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 27 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma QLW,goteo Carga de líquido a condiciones de goteo (gpm/pulg de vertedero exterior) SF Factor de espuma, factor de corrección de carga para sistemas con tendencia de espuma (adimensional) t Espesor del plato (pulg) tr Tiempo de residencia de líquido en el bajante (s) Vb Velocidad superficial del vapor basada en el área de burbujeo (pie/s). Vb,goteo Velocidad superficial del vapor basada en el área de burbujeo a condiciones de goteo (pie/s). Vd Velocidad de líquido entrando al bajante (gpm/pie2) Vd,max Velocidad máxima de líquido entrando al bajante (gpm/pie2) Vgoteo Velocidad de goteo (gpm) VL Flujo volumétrico de líquido (lb/h) VL, goteo Flujo volumétrico mínimo de líquido a condiciones de goteo (gpm) VL, min Flujo volumétrico mínimo de líquido (gpm) Vn,inun Velocidad superficial del vapor en el punto de inundación, basada en el área neta (pie/s) Vo Velocidad del vapor a través de los orificios (pie/s) Vo,goteo Velocidad del vapor a través de los orificios a condiciones de goteo (pie/s) Vold Volumen del bajante (pie3) Vs Velocidad superficial del vapor, basada en el área neta (pie/s) VV Flujo volumétrico de vapor (lb/h) VV, goteo Flujo volumétrico mínimo de vapor a condiciones de goteo (pie3/s) VV, min Flujo volumétrico mínimo de vapor (pie3/s) W Ancho del vertedero (pulg) Wi Ancho del vertedero a la entrada (pulg) Wo Ancho del vertedero a la salida (pulg) C Parámetro usado para calcular el arrastre en la ecuación (6.a.4) (adimensional). Z Longitud característica (pie) %espuma Porcentaje de espuma en el bajante (%) %goteo Porcentaje de goteo (%) %INUN Porcentaje de inundación en el plato (%) %min Porcentaje de carga mínima (%)
  29. 29. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 28 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Letras Griegas b Factor de aereación del plato (adimensional) bmin Factor de aereación del plato a condiciones de flujo mínimo (adimensional) fd Densidad de la espuma en el bajante (adimensional) ff Densidad de la espuma en el bajante calculada (adimensional) h Factor para la ecuación (7.b.10) (adimensional) m Viscosidad del líquido (cP) p Constante 3.14159 (adimensional) òL Densidad del líquido (lb/pie3) òL, min Densidad del líquido a condiciones de flujo mínimo (lb/pie3) òv Densidad del vapor (lb/pie3) òV, min Densidad del vapor a condiciones de flujo mínimo (lb/pie3) s Tensión superficial del líquido (dinas /cm) smin Tensión superficial del líquido a condiciones de flujo mínimo (dinas /cm) y Arrastre fraccional (lb–mol de líquido arrastrado/lb–mol de flujo de líquido en el plat Subíndices LAT Bajante Lateral CEN Bajante Centar
  30. 30. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 29 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 10 APENDICE
  31. 31. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 30 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma TABLA 1. RESUMEN DE VARIABLES DE DISEÑO CARACTERÍSTICAS DE DISEÑO VALORES RECOMENDADOS INTERVALO PERMITIDO 1. Variables de diseño a. Diámetro del orificio (Do) Normal 1/2 pulg Servicios con ensuciamiento 3/4 a 1 pulg 3/8 a 1 pulg b. Área fraccional (Af = Ao/Ab) 8 a 12% 5 a 15% c. Espesor del plato (t) Sistema corrosivo 0.0747 pulg (14 gage) Acero al carbón 0.1345 pulg (10 gage) d. Espaciamiento entre platos (H) 12 a 30 pulg 8 a 36 pulg e. Número de pasos (Np) 1 1 a 2 2. Variables del bajante y de los vertederos a. Altura del vertedero (hw) 2 pulg 0 a 4 pulg b. Espacio libre del bajante (hcl) 1.5 pulg 1 pulg y más TABLA 2. FACTOR DE ESPUMA Y TIEMPO DE RESIDENCIA MÍNIMO EN EL BAJANTE Tendencia de Espuma SISTEMA Factor de Espuma (SF) Tiempo de Residencia (tr_min) Bajo Hidrocarburos ligeros 1.00 3 Alcoholes 1.00 3 Moderado Hidrocarburos de peso molecular medio 0.95 4 Alto Hidrocarburos pesados 0.85 4 Columnas de vacío 0.85 4 Regeneradores de aminas y glicoles 0.85 4 Despojadores de H2S 0.85 4 Fraccionador de furfural 0.85 4 Muy alto Absorbedores de aminas y glicoles 0.73 5 Severo Unidades de metil–etil–cetona 0.60 7 Regeneradores de cáustico 0.60 7
  32. 32. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 31 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma TABLA 3. DENSIDAD DE ESPUMA Tendencia de Espuma Densidad del vapor Densidad de espuma φd Bajo ρV < 1.0 lb/pie3 0.6 Moderado 1.0 lb/pie3 < ρV < 3.0 lb/pie3 0.5 Alto ρV < 3.0 lb/pie3 0.4
  33. 33. Fig 1. DIAGRAMA DE FLUJO EN PLATOS PERFORADOS Fig 2. DIAGRAMA DE COMPORTAMIENTO DE PLATOS PERFORADOS D C B A Arrastreexcesivo Goteo Goteo excesivo Inundación Mala distribución de fase Gradiente hidráulico elevado Flujodevapor Flujo de líquido Area satisfactoria de operación REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 32 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  34. 34. Fig 3. ESQUEMA DE PLATOS PERFORADOS Fig 4. ESQUEMA DE CAIDA DE PRESION EN PLATOS PREFORADOS lpf D Adi Ado Ab Wi Wo Platos de un solo paso y bajante inclinado Platos de dos pasos y bajante recto lpf Ab Ado D Adi Adi 1.7 Adi 1.7 lpf Ab hd hd hed hed hc hadhc had REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 33 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  35. 35. Fig 5. TIEMPO DE RESIDENCIA DE LIQUIDO tr para la correlación de Koch 0 10 8070403020 2 4 6 8 10 12 14 Tiempoderesidenciatr(s) Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 òL * òv ǒlb ń pie3Ǔ REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 34 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  36. 36. Fig 6. GRAFICAS DEL DISEÑO DEL BAJANTE. (a) BAJANTE LATERAL; (b) BAJANTE CENTRAL (a) %(Adi/(Np*As)) (b) %(Adi/As) %(W/D) 10 20 30 40 0 10 20 30 40 50 %(Lw/D) 10 20 30 40 50 10 20 30 40 0 50 60 100 98 96 94 92 90 80 70 60 50 40 %(Lw/D) %(W/D) Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 35 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  37. 37. Fig 7. CORRELACION DE FAIR PARA ARRASTRE FRACCIONAL Porcentaje de inundación Arrastrefraccionaly(mollíquidoarrastrado/mollíquidoenelplato) 95 90 80 70 60 50 45 40 35 30 0.001 0.002 0.005 0.01 0.02 0.05 0.1 0.2 0.5 1.0 0.005 0.01 0.02 0.05 0.1 0.2 0.5 1.0 FLV = (ML / MV)(ρV / ρL)0.5 Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 36 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  38. 38. Fig 8. COEFICIENTE DE DESCARGA PARA FLUJO DE VAPOR Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 0.05 0.10 0.15 0.20 CoeficientededescargaCv 0.90 0.80 0.70 0.60 ǒArea de orificios ń Area de burbujeoǓ + Af + Ao ń Ab REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 37 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  39. 39. Fig 9. FACTOR DE AREACION Factordeaereaciónodensidaddeespuma 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 F gb = V b * ( ρ V )0.5 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 Factor de aereación β Densidad de espuma φ t Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 38 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  40. 40. Fig 10. FACTOR DE CORRECION DEL VERTEDERO Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 1.00 1.10 1.20 1.30 Carga de líquido (gpm) / (longitud del vertedero (pulg))2.5 0.5 Límite recomendado Relación longitud del vertedero a diámetro de la torre 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 0.2 FactordecorreccióndelvertederoFw 2001007040201074210.70.4 REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 39 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  41. 41. Fig 11. DETERMINACION DE GOTEO 0 1 2 1 2 3 4 (hw + how) (pulg) Fuente: Distillation Design, Henry Z. Kister; McGraw Hill, N.Y., 1992 Ao ń Ab + 0.20 Ao ń Ab + 0.14 REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 40 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
  42. 42. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 41 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 11 HOJA DE CÁLCULO DE EVALUACIÓN PARA PLATOS PERFORADOS Proyecto: _________________________ Unidad: ______________________ Torre: ___________________________ Plato: ________________________ Fecha: ___________________________ Realizado por:_________________ PASO 1.– Datos de entrada 1.a.– Flujos y propiedades de líquido y de vapor Líquido desde el plato (L) Vapor hacia el plato (V) Flujo másico (M) ________________ lb/h _______________ lb/h Flujo másico mínimo (Mmin) ________________ lb/h _______________ lb/h Densidad (ρ) ________________ lb/pie3 ______________ lb/pie3 Densidad a condiciones de flujo ______________ lb/pie3 ______________ lb/pie3 mínimo (ρmin) Viscosidad (µ) ________________ cP Tensión superficial (σ) ________________ dinas/cm Tensión superficial a condiciones _____________ dinas/cm de flujo mínimo (σmin) Presión del sistema (P) ________________ psia 1.b.– Variables de diseño Diámetro del plato ______________ pie Diámetro del orificio (Do) ______________ pulg Espaciamiento entre platos (H) ______________ pulg Altura del vertedero de entrada (hw) ______________ pulg Espacio libre debajo del bajante (hcl) ______________ pulg Espesor del plato (pulg) ______________ pulg Area de entrada del bajante (Adi) ______________ pie2 Longitud del vertedero a la entrada (Lwi) ______________ pulg Area de salida del bajante (Ado) (bajante segmental inclinado)______________ pie2 Longitud del vertedero a la salida (Lwo) (bajante segmental inclinado)_______ pulg Porcentaje de inundación en el plato (%INUN) ______________ % Porcentaje de carga mínima (%mín) ______________ % Area fraccional (Af) ______________ Número de pasos (Np) ______________
  43. 43. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 42 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 1.c.– Criterios de diseño Bajante ____ Segmental recto ____ Segmental inclinado Arreglo de orificio ____ Triangular equilátero ____ Cuadrangular Régimen de flujo ____ Atomizado ____ Emulsión o espuma PASO 2.– Flujos volumétricos de vapor y de líquido VV = (MV / ρV) / 3600 Ec. (2.a.) ___________________ pie3/s VV,min= (MV,min / ρV,min) / 3600 ___________________ pie3/s VL = (ML / ρL) * 0.1246 Ec. (2.b.) ___________________ gpm VL,min = (ML,min / ρL,min) * 0.1246 ___________________ gpm PASO 3.– Verificación de inundación 3.a.– Estimación del porcentaje de inundación en el plato Lateral Central QLW = VL / Lwi Ec. (5.a.1) ________ ______gpm/pulg n = 0.0231 * Do / Af Ec. (5.a.2) ___________________ (hct) H2O = 0.29 * Af –0.791 * Do 0.833 / (1 + 0.0036 * QLW –0.59 * Af –1.79) Ec.(5.a.3) _________ _________ pulg hct = (hct)H2O * (62.2 /ρL)0.5 * (1 – n) Ec.(5.a.4) _________ _________ pulg CSB = 0.144 * ((Do)2 *σ/ρL)0.125 * (ρV / ρL )0.1 * (H / hct)0.5 Ec.(5.a.5) _________ _________ pulg Vs = VV / An Ec.(5.a.6) ___________________ pie/s Cs = Vs * (ρV / (ρL – ρV))0.5 Ec.(5.a.7) ___________________ pie/s INUN = (Cs / CSB) * 100 Ec.(5.a.8) _________ _________ pulg Recomendación: Si INUN es mayor que el porcentaje deseado por diseño (%inun), el diámetro del plato puede ser una limitación, de debe aumentar el diámetro. PASO 4.– Chequeo hidráulico 4.a.– Verificación de arrastre Lateral Central Régimen de flujo: Atomizado hL = hct / (1 + 0.0665 * hw) Ec. (6.a.1) _________ _________ pulg Vb = VV / Ab Ec. (6.a.2) ___________________ pie/s Χ = 1.684 * (Vb* hL / (Do*H)0.5)4 * (ρV / QLW * ρL) * ((ρL – ρV) / σ)0.25 Ec. (6.a.3) _________ _________ Es = 4.742 (10/ûσ)^1.64 * Χ(10/ûσ) Ec. (6.a.4) _________ _________ lb/l
  44. 44. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 43 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Régimen de flujo: Espuma o emulsión FLV = (ML / MV) * (ρV / ψf Fig. 7 ___________________ lb/lb Recomendación: Si el arrastre (Es óψ) es mayor a 0.1, el espaciamiento entre platos puede ser una limitación de proceso, en tal caso se debe considerar aumentarlo. 4.b.– Estimación del tiempo de residencia de líquido en el bajante Ad, prom = (Adi + Ado) / 2 Ec. (6.b.1) ___________________ pie3 Vold = (Ad, prom * H) / 12 Ec. (6.b.2) ___________________ pie2 tr = (448.83 * Vold) / VL Ec. (6.b.3) ___________________ s Recomendación: Si el tiempo de residencia calculado es menor al tiempo de residencia mínimo de la Tabla 2 se debe considerar disminuir el área de entrada al bajante. 4.c.– Caída de presión Lateral Central Ao = Af * Ab Ec. (6.c.1) ___________________ pie2 Vo = VV / Ao Ec. (6.c.2) ___________________ pie/s t / Do ___________________ CV Fig. 8 ___________________ hed = (0.186 / CV 2) * (ρV / ρL) * Vo 2 Ec. (6.c.3) ___________________ pulg (VL/Np)*(12*Np/Lwi)2.5 _________ ________ gpm/pulg2.5 Lwi /(12*D*Np) _________ _________ Fw Fig. 10 ___________________ how = 0.48 * Fw * (QLW)0.66 Ec. (6.c.4) _________ _________ pulg hc = hw + how Ec. (6.c.5) _________ _________ pulg Vb = VV / Ab Ec. (6.a.2) ___________________ pie/s Vb * (ρV)0.5 ________________pie/s*(lb/pie3) β Fig. 9 ___________________ hl = β * hc Ec. (6.c.6) _________ _________ pulg ht = hed + hl Ec. (6.c.7) _________ _________ pulg Recomendación: Si la caída de presión es menor a 3, se recomienda aumentar el diámetro de orificios o la altura del vertedero, o disminuir el área fraccional. Si es mayor a 5, se recomienda disminuir el diámetro de orificios o la altura del vertedero, o aumentar el área fraccional.
  45. 45. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 44 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.d.– Porcentaje de espuma en el bajante Lateral Central Bajante inclinado Aad = (Lwo * hcl) / 144 Ec. (6.d.1) _________ _________ pulg2 Bajante recto Aad = (Lwi * hcl) / 144 Ec. (6.d.1)_________ _________ pulg2 had = 0.03 * (VL / (100 * Aad))2 Ec. (6.d.2) _________ _________ pulg hd = hc + ht + had Ec. (6.d.3) _________ _________ pulg φd Tabla 3___________________ hpd = hd / φd Ec. (6.d.4) _________ _________ pulg %espuma = (hpd/ (H + hw)) * 100 Ec. (6.d.5) ) _________ _________ % Recomendación: Si el valor calculado (%espuma) es mayor a 80% de llenado del bajante, se debe aumentar el espacio libre debajo del bajante o disminuir la altura del vertedero; en último caso se podría considerar aumentar el espaciamiento entre platos. 4.e.– Porcentaje de inundación en el bajante LateralCentral INUNd = (hd / H) * 100 Ec. (6.e.1) _________ _________ % PASO 5.– Verificación de flexibilidad 5.a.– Verificación del porcentaje de goteo Lateral Central VL, goteo = VL, min * % min Ec. (7.a.1) ___________________ pie3/s VV, goteo = VV, min * % min Ec. (7.a.2) ___________________ gpm Vo, goteo = VV, min / Ao Ec. (6.c.2) ______________ pie/s hed, goteo = (0.186 / CV 2) * (ρV, min / ρL, min) * (Vo, goteo)2 Ec. (6.c.3) ___________________ pulg (VL,goteo/Np)*(12*Np/Lwi)2.5 _______________ gpm/pulg2.5 Lwi /(12*D*Np) _______________ Fw,goteo Fig. 10 ___________________ QLW, goteo = VL, goteo / Lwi Ec. (5.a.1) _________ _________ pulg how, goteo = 0.48 * Fw , goteo* (QLW, goteo)0.66 Ec. (6.c.4) _________ _________ pulg hc, goteo = hw + how , goteo Ec. (6.c.5) _________ ________ pulg Vb * (ρV, min)0.5 _____________________pie/s*(lb/pie3) βgoteo Fig. 9 ___________________ hl, goteo = β * hc, goteo Ec. (6.c.6) _________ _________ pulg ht, goteo = hed, goteo + hl, goteo Ec. (6.c.7) _________ _________ pulg hσ = (0.04*σmin) / (ρL,min* Do) Ec. (7.a.3) _______________ pulg (hed + hσ)@goteo Fig. 11 _______________ pulg
  46. 46. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PLATOS PERFORADOS SEP.970 PDVSA MDP–04–CF–09 Página 45 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma %goteo = ((hed,goteo + hσ)calculados / (hed + hσ)@goteo)0.5 * 100 Ec. (7.a.4) _________ _________ pulg 5.b.– Fracción de goteo y altura de líquido claro Lateral Central Vb, goteo = VV, goteo / Ab Ec. (7.b.1) _________ _______ pie/s P < 165 psia Fro = 0.373 * ((Vb, goteo)2 / hc,goteo) * (ρV,min / (ρL,min – ρ V,min) Ec. (7.b.2) _________ _________ Fro < 0.2 Vgoteo = Ao * ((29.45 / (Fro)0.5) – 44.18) Ec. (7.b.3) _________ _________ gpm Fro > 0.2 Vgoteo = 1.841 * Ao * Fro –1.533 Ec. (7.b.4) _________ _________ gpm P < 165 psia Z = (hc, goteo)1.5 / (12 * (Do)0.5) Ec. (7.b.5) _________ _________ pie g 32.2 pie/s2 J* V = Vo,goteo * (ρV,min / (g * Z * (ρL,min – ρ V,min)))0.5 Ec. (7.b.6) _________ _________ Vgoteo= (0.407 – 0.515 * (J*V)0.5)2 * (448.83 * Ao) * ((g * Z *(ρL,min –ρV,min)) /ρL,min)0.5 Ec. (7.b.7) _________ _________ gpm fgoteo = Vgoteo/ VL,goteo Ec. (7.b.8) _________ _________ Recomendación: Si la fracción de goteo es mayor a 0.1, el goteo puede ser una limitación a cargas mínimas. 5.b.– Sellado del bajante Lateral Central hd, goteo = hc, goteo + ht, goteo + had Ec. (6.d.3)_________ _________ pulg hd,goteo – hcl _________ _________ pulg Recomendación: Si la diferencia entre la pérdida de cabezal del bajante a flujo mínimo y el espacio libre del bajante es menor a 2 pulg, el bajante no está bien sellado.

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