Diseño de Proceso Petroquímico

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Diseño de Procesos Petroquímicos

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ContenidoPresentación

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ContenidoIntroducciónObjetivos General / Especifico

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Introducción

La acción de adiestramiento ha sido diseñada con la fmalidad d eadiestrar el personal en el área de Diseño de Procesos Petroquímicos .

Este manual trata sobre los diversos procedimientos y criterios que deb eutilizar el ingeniero de procesos que trabaja en el área petroquímica ,durante el diseño y/o especificación de unidades y equipos d eprocesos .

Para el desarrollo efectivo del proceso de enseñanza - aprendizaje y e llogro de los objetivos de aprendizaje planificados, es importante que e lfacilitador oriente la acción de adiestramiento considerando las pauta sinstruccionales sugeridas en este manual .

Objetivo general

Aplicar los procedimientos y criterios de diseño de procesos, a fin de optimar l a

evaluación, diseño y/o especificación de equipos, plantas y unidades de

procesos petroquímicos .

Para lograr estos objetivos se utilizaran los manuales de diseño de procesos y d e

ingenieria de diseño existentes en PDVSA.

Objetivos Específicos :

1. Identificar los tipos de documentos utilizados por el ingeniero de

procesos .

2. Aplicar conceptos básicos, parámetros, procedimientos y herramienta s

de cálculos, para el diseño de platos de columnas de destilación .

3. Identificar los tipos de bombas con sus características y calcular e l

NSPH y potencia del motor .

4. Identificar los diferentes tipos de compresores y calcular el cabezal

politrópico y la potencia del motor .

5. Aplicar los procedimientos de cálculo para determinar la caída d e

presión y patrón de flujo en sistemas de una y dos fases, y fluidos n o

newtonianos (lechada ) .

6. Desarrollar cálculos hidráulicos en sistemas de tuberías y calcular

válvulas de control de procesos .

7. Conocer y aplicar las consideraciones básicas para el diseño d e

tambores .

8. Calcular la temperatura y presión de diseño en tuberías y equipo s

asociados .

9. Aplicar los principios básicos de seguridad integral al diseño de planta sy calcular válvulas de seguridad.

Copyright, Abril 2001, Centro Internacional d eEducación y Desarrollo, CIED .


Advertencia

Esta obra es propiedad del Centro Internacional de Educación yDesarrollo CIED, Asociación Civil y Filial de Petróleos d eVenezuela S .A. y está protegida por derechos de Autor y/oCOPYRIGHT.

Está expresamente prohibida su reproducción parcial o total po rcualquier medio y restringido su uso sin la autorización previa po rescrito del titular.

Cualquier violación de estas disposiciones es contraria a la ley eimplica acciones civiles y penales a los infractores .

Información sobre esta obra puede ser solicitada en el :Centro Internacional de Educación y Desarrollo, (CIED),Centro de Información y Documentación Integral, (CIDI) .Av. Intercomunal Baruta - El Hatillo con calle El Angel de La Tahona ,Urb . Las Esmeraldas, Baruta, Estado Miranda

Créditos :

Diseño elaborado en la Gerencia de Tencnología Educativa, (SedeCorporativa )

Especialistas de Contenido:

Rafael Puente Duan yFrancisco Rodriguez

Diseñador Instruccional :

* Femando Cedré

Contenido

Capítulo I . Introducción al Diseño de Procesos• Fuentes de información• Conceptos• Fundamentos básicos del diseño de proceso s• Procesos de diseño• Fases de un proyecto• Productos de diseñ o

Capítulo II. Destilación: Cálculo de Plato de Destilación• Fuentes de información• Caracteristicas de platos• Plato de alimentación• Anexos

Capítulo III . Bombas• Fuentes de información• Bombas• Bombas centrifugas• Cabezal neto de succión positiva• Anexos

Capítulo IV. Compresores : Cálculo de Compresor

• Fuentes de información• Usos típicos de compresores• Rango de aplicaciones de compresores• Curvas caracteristicas de los principales tipos d e

.compresores• Terminología de las curvas de compresores centrifugos• Leyes de afinidad para sopladores• Métodos para el cálculo de compresores centrífugo s• Anexos

Titulo del capitulo o unidad

1-7

Capítulo V. Flujo de Fluidos• Fuentes de información• Teorema de Bernoull i• Caída de presión por fricción en tuberías• Coeficientes de resistencia• Longitudes equivalentes de conexiones• Fluidos compresibles• Métodos simplificados para calcular OP

• Flujo bifásico• Orificio de restricción• Velocidad sónica en tuberías• Anexos

Capítulo VI . Control de Procesos : Cálculo Hidráulico• Fuentes de información• Control de procesos• Control de flujo• Control de nivel• Control de presión• Control de temperatur a• Diagramas de controle s• Torres de destilación• Válvulas de contro l• Anexo s

Capítulo VII. Diseño de Tambores : Diseño de Tambor• Fuentes de información• Tambores separadore s• Consideraciones básicas para el diseñ o• Velocidad crítica de arrastre• Retención de líquid o• Boquilla de entrada y del distribuidor• Deflectores anti-vórtice s• Geometría globa l• Re-arrastre de líquid o• Diseño

Capítulo VIII . Temperatura y Presión de Diseñ o• Fuente de información• Temperatura y presión de diseño : Conceptos básicos• Temperatura y presión de diseño de torres• Guías referentes a recipiente s• Guías relativas a la temperatura de diseño para .tuberias• Consideraciones relativas a la presión de diseño• Bridas de tuberias• Presión de diseño aguas abajo de bomba s• Espaciado de los equipo s• Ubicación relativa de los equipos• Distribución de los equipo s• Anexo s

Capítulo IX. Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Seguridad• Fuentes de información• Principios generale s•

Requerimientos generales según el código ASME pararecipientes a presión

• Definiciones• Diseño con seguridad operativ a• Contingencia• Contingencias especiales• Válvulas de alivio de presión• Cálculo del área mojada• Anexos

Titulo del capítulo o unidad

1-9

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Notas :

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PDVSA

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Capítulo I

Introducción al Diseño de Proceso s

Post grado Ingeniería de Procesos Petroquímicos

PDVSA

Notas :

CIED

Introducción al Diseño de Procesos

Contenido

❑ Fuentes de Informació n

❑ Conceptos

❑ Fundamentos Básicos del Diseño de Proceso s

Procesos de Diseñó

❑ Fases de un Proyecto

❑ Productos de Diseñ o

Post grado Ingeniería de Procesos Petroquimicos

3

x~ PDVSA

Notas :

~ ~~m


Fuentes de Información

í~ Guías de Gerencia para Proyectos de Inversión de Capita l(GGPIC), PDVSA, 1998

> Manual de Diseño de Procesos (MDP) Versión Corporativ aAutomatizada, 1997

> Manual de Ingeniería de Diseño (MID) .Versión CorporativaAutomatizada, 1997


4

~x~ PDVSA

Notas :

~ cieo


Fuentes de Información (cont. . .)

> Manual de Diseño de Procesos Prácticas de Diseño, PDVSA ,1986

í̀es Programas de Simulación: ASPEN, PRO/II, HEXTRAN, HTR I

Y~ Programas de Cálculos : PROCALC


5

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PmDVSA

Conceptos

➢ Diseñar

> Criterios de Diseño

> Prácticas de Diseño 4

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> Prácticas de Ingeniería

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Post grado Ingeniería de Procesos Petroquimicos

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►~x~ PDVSA

Fundamentos Básicos del Diseño de Proceso s

Calculables

✓ Balance de Mas a✓ Balance de Energía✓ Transferencia de Masa y Calo r

i Variables

Economía -~ L o

a. cnvo c e

✓ Operacional -v i-a 8) of,tapst

roe ort r~tuo

✓ Seguridad -p y,u2,~a«A,

✓ Ambiente °43

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Notas :

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' Notas :

O PDVSA~~~

Fundamentos Básicos del Diseño de Procesos . (Cont . . . )

•

Lo más importante

Criterio (juicio)

• Conocer (estimar) todo aquello que pueda pasar (desviacione srazonables) y que pueda tener un impacto en el diseño .


8


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Procesos de Diseño


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9


11TVSA

Fases de un Proyecto

De acuerdo con las Guías de Gerencia para Proyectos deInversión de Capital (GGPIC) de PDVSA

Visualización

Conceptualización

➢ Definición

i Implantación

Operació n

Post grado Ingeniería de Procesos Petroquímico s

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►iX: PDVSA

Productos de un Diseñ o

➢ Especificación de Proceso s

➢ Paquete de Ingeniería Conceptua l

• Paquete de Ingeniería Básica

➢ Paquete de Ingeniería de Detall e


Notas :

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Notas :

>XH PDVSA

Productos de un Diseño

i Especificación de Proceso s

i Paquete de Ingeniería Conceptual

i Paquete de Ingeniería Básica

i Paquete de Ingeniería de Detall e


1 2

Destilación : Cálculo de Plato de Destilación

Ot

DVSA

Capítulo II

Entre en el patrón de diapositiva e indique el nombre de la organizació n

Notas :

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1 1

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PDVSACIED


Contenido

❑ Fuentes de información

❑ Características de los Platos

❑ Plato de alimentació n

❑ Anexos


''' Notas :

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2

Destilación: Cálculo de Plato de Destilació n

Notas :

~~ PDVSACIED

Fuentes de Informació n

> Manual de Diseño de Procesos : Prácticas de Diseño . Sección 3- BPDVSA, 1986 .

> Manual de Diseño de Procesos, versión automatizada PDVS A1997 .

➢ Fractionation Research, Inc (FRI) Manual .


3

Destilación : Cálculo de Plato de Destilació n

Notas :

PuvsA~ ~~ m

Características de los Platos

A continuación se muestran las principales características de los platosen cuanto a su capacidad eficiencia, costo y flexibilidad .

Características

Tipo Capacidad Eficiencia Costo Flexibilidad

Sieve Media a alta Alta Económicos Media a buena 3/ 1

B .0 Baja a media Media a alta Alta : 200% delSieve

Alta: 5/1 o más

Válvula Igual que Sieve Igual qu eSieve

Med . 10-20% >Sieve

Alta : hasta 5/ 1

Jet Alta — AP

Media - BP

Baja a media 5% > Sieve Baja: 1 .5/1 o 2/1

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4


►~x~ PDVSA~ ~~~

Catacterísticas de los Platos. (Cont . . . )

Platos de un sólo paso


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Notas :

PDVSAcieo

Características de los Platos. (cont. . .)

Platos de dos pasos

Altura del Vertedero Pantalla AntisaltoUna para Flujos de Líquido >3000 g/pie de Diám ./pas e

Espacio entre plato s

Bajante . Bord econ pestaña ~~

.

Bajante de Pare drect a


6


PDVSACIED

Características de los Platos. (Cent. . . )

Nomenclatura de platos : platos de un solo paso con bajantes de

pared inclinad aD

/ D LD~

Altura del

Altura de lvertedero

vertederode entrada

= A5 - Adi -Ado-k -

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4,4/


9 w = Longitud inferio rI

del vertederoQud = Longitud inferio r

del Bajante

Notas :

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7


^~ PDVSA

Aumento de Flujo del Líquido -CaI~F{~P, c


Características de los Platos . (Cont. . )

Diagrama típico de rendimiento de plato s

NeblinaEficiencia pobre . Inundación Jet .

Lloriqueo

Llenado del bajante_-_

o Gradiente de líquido--------- ----------Eficiencia por debajodel Diseñ o

.

Notas :

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8


Notas :

O PDVSA

Características de los Platos . (Cont. . . )

• Cálculos de verificación de operación de platos tipo Sieve

Verificar limitaciones, soplado y lloriqueo .

i Calcular hidráulica de los platos .

Calcular eficienci a


9

Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

' Notas :

O PmDVSA~~

Plato de Alimentación

Ubicación del plato de alimentación :

Para ubicar el plato de alimentación siga los siguientes pasos :

1. Ubicar de manera tal que la relación de componentes claves en e llíquido de alimentación sea parecida a la del líquido presente en e lplato de alimentación (regla práctica) .

2. Comparar con resultados de corridas de computación plato a plato desistemas similares .


1 0

Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

.

Notas :

TVSA

Plato de Alimentación (cont. . )

Alimentación Destilad o

Post grado Ingenieria de Procesos Petroquímico s

Ubicación del plpto de alimetació n

[XLKD]LN

X HKD XLKF

SAF =

SAF.S M

XLKD

XLKF

XHKD

XHK F

x LK

« LK

Localización apróximada del platode alimentación fijada por la .relación SAF/SM .

LN a' L K

Número de platos por encima de la alimentación (a reflujo total) .Número de platos mínimo sFracción molar del componente liviano en el destilad oFracción molar del componente liviano en la alimentació nFracción molar del componente pesado en el destilad oFracción molar del componente pesado en la alimentaciónVolatilidad relativa del componente liviano (promedio de l asección de enriquecimiento de la torre )

LKF X « LKD)112

1 1


Notas :

PDVSA

Plato de alimentación (Cont. . . )

Ubicación del plato de alimentación . (Cont. . . )

1. Utilizar ecuación de Fenske a reflujo total .

2. Realizar un estudio paramétrico sobre cálculo plato a plato (p .e . ,

ASPEN) o estudio paramétrico utilizando un modelo simplificado d e

torre de destilación .


1 2

VERSION 4 .01, IRM/MVS

TMSIMULATION SCIENCES INC .

PROCESSPROJECT PROCESS OSON

.UNIT 2 • 4PROSLEM

SOLUTION

COLUMN

UNIT 2 - 2

, DECOTRAY LOADING REPOR T

NOTE : PROCESS USES N ANO MM 10 INDICATE THOUSANDS ANO MILLIONS

,D

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VAPOR TO TRAY

--- --- LIQUID FROM TRAY

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TRAY TEMPDEO P

PRESSUREPSIA

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TEMPOEO F

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M CONOL9¢/QAL

VISCOSITYCP

TENSIONDYNES/CM

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11 244 .0 68 .000 227 .65 76 .320 0.7300 239 .4 465 .31 5 . 14!{ 0, 1167 11 . 11112 262 .0 80 .100 230 .10 76 .379 0 .7393 244 .0 467 .91 6 .151 0.1795 11 .04313 269 .9 66 .200 231 .00 70 .726 0.7422 252 .0 408 .81 5 .165 0.1764 10 .96414 309 .2 86 .300 234 .24 95 .070 0 .7599 249 .9 472 .07 6 .102 0 .1759 10 .70015 272 .11 66 .400 250 .23 100 .177 0.0339 309 .2 4li~04 6̂ 121 0 .1657 10.12810 440.3 60 .400 327 .99 123 .664 0 .9768 272 .5 Aed.75 5 .067 0 .1851 $ .840.

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Problema # 1 Diseño de Platos Perforados. Parte 2 Discusión

INSTRUCCIONES :

1. Hay una diferencia muy grande entre el flujo de vapor en la sección d eenriquecimiento ( etapas teóricas del 2 al 7 ) y la sección de agotamient o(etapas teóricas 8-16 ). En el diseño de la torre se usarían diámetros diferente spara las dos secciones . Los de la sección superior deben ser diseñados con l acarga de vapor llegando a la etapa 4 y el líquido saliendo de la misma . Losplatos de la sección inferior deben ser diseñados basado en la etapa teóricanúmero 16. En el curso se va a diseñar platos para la sección d edespojamiento. (8 al 16 ) .

2. Determine el diámetro requerido para la sección de agotamiento de la torre y l ageometría del plato perforado . Para ello, utilice la siguiente informació nadicional .

/-'I,,-,

—P .- n ,. ...~ .., +r .. vrrbo/v g

ú e ñe ti cú . t v /u AdG tl00 01 00136H GOm.I

• Carga de líquido mínima : 75 % de la máxima• Número de pases de líquido : 2• Diámetro de perforaciones : 0 .5 in

TORRES DE FRACCIONAMIENTO

SUBSECCXON B

PLATOS PERFORADOS

CONTENIDO

PRACTICAS DE D I SE-

0

h SECCD}N : JE^ Marzo . 1981 1

ALCANCE

REFERENCIAS

1 S- ANTECEDENTE S

DEFINICIONES

APLICACIONES

CONSIDERACIONES BASICAS DE DISENO

PROCEDIMIENTO DETALLADO DEL DISENO

i

Página1

1

1

1

2

2

Espaciamiento entre Plato sDiámetro de la TorreCapacidad Máxim aNúmero di Pasos de LíquidoDimensionamiento del Bajant eEspacfo Libre en el Bajant eSellado del Bajant eDistribución de Platos y Area de Orifici oTamaño y Arreglo de OrificiosHidráulica del Plat oEficiencia del Plat oTransferencia de Calo rConsideraciones para el Arranque

10

Cargas de Vapor y Liquido (paso 1)

10

Espaciamiento, Tamaño y Distribución Preliminar de los Platos(paso 2\

1 1

Espaciamiento, Tamaño y Distribución Final de los Platos (paso 3)

13Revisión de las Limitaciones del Proceso (paso 4)

14Hidráulica del Plato y Llenado dá Bajante (paso 5)

14Eficiencia del Plato (paso 6)

1 4

NOMENCLATURA

15

PROGRAMAS DE COMPUTACION

1 8

información confidencial para uso de PÚVS&y sus filiales. Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES

PáginaAPENDIC E

Tabla 1

- Principios de Diseño de Platos Perforados .

2 0Tabla 2

- Criterios de Diseño para Torres Específicas .

2 6Fi gura 1 - Factores KHL Usados en las Ecuaciones para 1 os Cál cul o s

de Inundación por Chorro . (la Sistemas de Hidrocarburos ,lb Sistemas Acuosos) .

28Figura 2 - Tensión Superficial Estandar .

30Figura 3 - Factor K

para la Correlación de Inundación por Chorro .

30Figura 4 - Efecto del Momento del Vapor en la Eficiencia del Plato .

3 1Figura 5 - Aproximación para una Eficiencia Global Adecuada en Con-

diciones por Debajo del . Punto de Goteo .

3 2Figura 6a - Factor K2 para la Ecuación del Punto de Goteo .

32- 1Figura 6b - Factor K3 para la Ecuación del Punto de Goteo .

32- 1Figura 7 - Velocidad Permisible de Entrada al Bajante .

3 3Figura 8 - Ll enado Permisible en el Bajante para Platos Perforados .

3 3Figura 9 - Factores para Determinar la Calda de Presión Efectiva e n

el Plato Seco .

34Figura 10 - Balance de Presión para Platos Perforados de Dos Pasos .

35Figura 11 - Relación Entre el Diámetro del Orificio, la Distanci a

Entre Orificios y el Porcentaje de Area Abierta en u nArreglo Triangular Equilatero para Platos Perforados .

3 6Figura 12 - Relación Entre el Espaciamiento de Orificios y la Den-

sidad en el Orificio en un Arreglo Triangular Equilate-ro para Platos Perforados .

3 7royurd 13 - IVoIIIerI(Idturd Ue IuS rlc1 u, .

J oFigura 14 - Definiciones del Area Libre .

39Hoja de Cálculo para Platos Perforados (Unidades Métricas) .

40Hoja de Cálculo para Platos Perforados (Unidades Ingl esas) .

48

PRACTICAS DE DISEÑ O

SECCION :

3_B IPAG . : i i FECHA : Marzo, .1981

Información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES


SECCION : 3—B IPAG . : 1

FECHA :

Marzo, 198 1

ALCANCE

Esta subsección cubre las técnicas requeridas para especificar y real i-

zar el diseño de proceso de los platos perforados . El diseño mecánico deta-llado y el arreglo de los orificios son normalmente manejados por el fabri-

cante del plato . En el apéndice se da un formato de cálculos que muestra e l

procedimiento de cálculo paso a paso . Para el diseño de los internos de l atorre relacionados con los platos tales como boquillas, cajas de retiro y

conexiones de rehervidores . refiérase a la Subsección H, Partes Internas d e

una Torre . Para diseño de platos de transferencia de calor, ver Subsec-

ción F .

REFERENCIAS

Algunas de las siguientes literaturas han sido usadas en la preparació n

de esta subsección . El resto es dado como referencia .

Basic Practices

BP5-2-1 . Internals for Towers and Drums .

Otras Literatura s

1. Report, "Sieve Tray Capacity Correlations Have Been Improved " ,

EE .76E .72, June 1972 .

2. Computer Information Memorandum "Sieve Tray Design

Deck 1133" ,

Memo No . 50936, February 23, 1976 .

3. Computer Information Memorandum "Multipass Sieve Tray Design - Dec k

1143 " , EE .21E .T77 .

ANTECEDENTES

Las ecuaciones dadas en esta subsección para predecir la capacidad y e-ficiencia de platos perforados han sido en su mayoría obtenidas de datos d e

Fractionation Research, Inc . (FRI) y complementadas por datos de . pruebas

comerciales con aire - agua . Estas ecuaciones representan una data má s

exacta que las correlaciones preparadas por FRI . Las ecuaciones d ehidráulica dadas en esta subsección están basadas tanto en lo sprocedimientos de diseño del FRI como en los de las Subsecciones C y D par aplatos tipo casquetes de burbujeo y tipo surtidor, respectivamente . Lanumeración de las ecuaciones referidas aquí, es la misma que se presenta e n

el formato de cálculos .

DEFINICIONES

Una discusión sobre conceptos tales como goteo, vaciado por falta d ehermeticidad, arrastre incipiente, inundación por chorro, flexibilidad, etc .

s e presenta en la Subsección A, Selección del Tipo de Platos .


PRACTICAS DE DISEN O

SECCION :

3—B

PAG . : I FECHA :

Sept ., 1978

APLICACIONES

Los platos perforados pueden ser usados en casi todos los servicios ,incluyendo transferencia de calor y pueden ser diseñados para operar satis-factoriamente dentro de una amplia variedad de condiciones de operación . Lacapacidad máxima de los platos perforados es por lo menos igual o mayor qu eaquellas para platos tipo casquetes de burbujeo bien diseñados, debido a qu eel arrastre no se hace significativo hasta que el flujo de vapor alcanza u n90% del punto de inundación . Además, las pruebas en planta muestran que l aeficiencia de los platos perforados parece ser tan alta como la de los otro stipos de platos comercialmente usados . El rango de flexibilidad es de hast aun máximo de aproximadamente 3 a 1 .

Los platos perforados no son recomendados para servicios que usualment erequieren una alta flexibilidad (mayor de 3 a 1) . En tales servicios se pre-fiere usar dispositivos de sellado positivos tales como platos tipo casque-tes de burbujeo o platos tipo válvula flotante, no obstante de su alt ocosto .

Los platos perforados pueden ser usados en servicios donde hay ensucia-miento, siempre que se utilicen orificios grandes (19 a 25 mm (3/4 a 1pul g .) )

CONSIDERACIONES BASICAS DE DISEÑO

Los procedimientos de diseño descritos en esta subsección requieren un a.Cl CI.t.IU11 'JI Cl lllllllül

UCI

UIUIIIC4I U y ulJl.l IUUi.IV11 UC IUJ L/1Ql.U,

IUJ I .UQI C J

son luego chequeados contra al gunas limitaciones del comportamiento del pla -to . Estas limitaciones incluyen arrastre incipiente, arrastre o inundació npor chorro, llenado excesivo del bajante, capacidad máxima y goteo , la scual es son comunes en todo tipo de platos y que son ampliamente discutido sen la Subsección A

Espaciamiento Entre Platos

La combinación óptima del espaciamiento entre platos y el diámetro d ela torre es aquella que minimiza la inversión total, sujeta a las limitacio-nes descritas en "Procedimiento Detallado para el Diseño", como una funció ndel diámetro de la torre, y de las consideraciones de mantenimiento y servi-cios . Ver discusión sobre llenado del bajante en "Hidráulica de los Platos "y la Tabla 1 del Apéndice .

Diámetro de la Torre

Adicionalmente de los criterios descritos en "Dimensionamiento del Ba-jante" , " Espacio libre en el Bajante " y " Sellado del Bajante " , el diámetrode la torre debe tener suficiente área transversal para evitar arrastre d eacuerdo a las ecuaciones dadas a continuación (La numeración de las ecuacio-nes corresponde a la misma utilizada en el formato de cálculos del Apén-dice) .



; SECCION : 3-B ~PAG . : 3 FECHA : Sept ., 1978

Para sistemas de hidrocarburos :

A= F8 KHL K ~~(

Ec .(3c )0 . 5

V f

Para sistemas acuosos :

= Fg KHL Kv!.!,Ec .(3d )

Vf

0 .5 -

donde :.En unidades En unidadesmétricas

inglesa sVf = Velocidad del vapor basada en el

área libre promedio (ver Fig . 14para definiciones de área libre) .

'm/s

pie/ sKHL = Espaciamiento entre platos - fac-

tor de capacidad por flujo de 11-quido (Fig . la para la ecuacio n3c, y la Fig . lb para la ecuació n3d)

adim .

adim .K`,t, = Factor de tensión superficial -

capacidad por viscosidad (Fig . 2y 3) .

adim .

adim .Pv = Densidad del vapor a las condicio -

nes de operación. .

kg/m3

lb/pie3PL

Densidad del líquido a las condi -

ciones de operación . ,

kg/m3

lb/pie3F8 = Factor cuyo valor depende de la s

unidades usadas .

0 .088

0 .29Fg = Factor cuyo valor depende de la s

unidades usadas .

0 .061

0 .20

La ecuación (3c) debería ser usada en todos los sistemas de hidrocarbu-ros y en aquellos sistemas donde la tensión superficial es .40m N/m . Laecuación (3d) debería ser usada en sistemas acuosos y donde la tensión su-perficial es > 40m N/m . Estas ecuaciones reemplazan las antiguas correla-ciones. Kpv y K previamente usadas . Si un sistema predominantement eacuoso tiene una tensión superficial { 40 (ejem . alcohol/agua) se deberí autilizar la ecuación (3c) . En la siguiente lista se describen las ecuacionesa ser utilizadas en . los diferentes sistemas . En caso de duda se debería con-sultar a la Sección de Fraccionamiento/Termodinámica del Departamento d eIngeniería-Tecnología de Exxon (EETD) .

\

Información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S


SECCION :

3-g

IPAG . :

4

ECUACION (3c )

Destilaciones atmosféricas y al vací o

Craqueo con vapor, coque y fracciona-dores catalíticos .

Todas las torres para fracciones d ehidrocarburos livianos .

Absorbedores en servicios de hidrocar-buros .

P refracci onadores .

Separadores de Aromáticos .

En sistemas acuosos tales como alcoho-les, cetonas, aldehidos, etc, si l atensión superficial 40m N/m (di-nas/cm) .

FECHA :

Sept . , 1978

ECUACION (3d )

Absorbedores y regeneradores d eami nas .

Torres lavadoras con soda .

Despojadores de aguas ácidas yseparadores de amoniaco .

Regeneradores y contactores d eAcido Sulfúrico .

En servicios de absorción d eHC1, H2 SO4 etc en agua .

Despojadores de partículas .

Absorbedores

y

RegenadoresCatacarb .

Secciones de lavado con agua .

Las ecuaciones antes mencionadas deben usarse en conjunto con el por-centaje apropiado de velocidad de inundación por chorro permitido por la Ta-bla 2 :

Capacidad Maxima

La ecuación (2c) del formato de cálculos indica la carga de vapor limi-tante para la capacidad máxima . En caso de excederse esta carga, el líquid oes esparcido en pequeñas gotas que al aumentar el espaciamiento entre platosno reducirán la cantidad de líquido arratrado al plato superior . La relació nde diseño de carga de vapor VL a carga de vapor a capacidad máxim aVL(Lim) debe mantenerse por debajo de 90% . Si fuese necesario, se deb eaumentar el diámetro de la torre aun cuando la ecuación (3c ó 3d) sobr earrastre haya sido satisfecha . Sin embargo, el cálculo del diámetro a parti rde la ecuación (3c ó 3d) generalmente, provee suficiente área libre para sa-tisfacer la limitación de capacidad máxima .

Número de Pasos de Líquid o

La capacidad de vapor en torres con flujos altos de líquido, puede se raumentada mediante el uso de platos de paso múltiple . Tales platos tienenuna menor altura de 1 íquido libre de gas, comparada con los platos de pas osencillo ; y en consecuencia poseen una mayor distancia hacia el plato supe-rior para la segregación del vapor . Los platos de paso múltiple son máscostosos que los de paso sencillo, y sólo se justifican si su uso reduce e lcosto global de la torre . Generalmente, esto significa que se requiere unacapacidad adicional de por lo menos 5 a 10% para platos de paso múltiple .

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Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES


SECCION :

3-g

IPAG . : 7 IFECIIA . Sept., 1978

de las áreas de manejo de líquido (bajantes) y área de desperdicio Aw, defi-nida como una área no perforada a más de 75 mm (3 pulg) de la perforació n

más cercana . Generalmente los platos perforados no tienen área de desperdi-cio, a menos que se requiera un área de orificio muy pequeña (parte del pla-to sin perforar) .

El área de orificios en el plato debe ser lo suficientemente grand epara asegurar que no ocurra un arrastre incipiente (Ecuación 4a) y lo sufi-cientemente pequeño para garantizar que el goteo será evitado en lo posibl e

(Ecuación 4b) .

La correlación para el goteo dada en la Ecuación (4b) del formato d e

cálculo, predice el momento del orificio del vapor al cual comienza la fuga .Como se muestra en la Figura 4, donde se grafica la eficiencia global VS elmomento del orificio de vapor para un sistema FRI típico, la eficiencia d ediseño de un plato es mantenida hasta alcanzar el punto de goteo . Esta efi-ciencia de diseño es la que sería predicha por nuestra correlación normal d ela eficiencia de los platos perforados (Subsección I) . Entonces para asegu-rar una eficiencia de diseño a cargas de operación mínima y máxima, el mo-mento del orificio del vapor debería ser igual o mayor que el calculado d e

la Ecuación (4b) .

La relación de reducción de capacidad (Turndown) es una relación d emáxima a mínima carga interna de vapor en la cual la eficiencia del plato s e

mantiene en su valor de diseño . Para un conjunto específico de cargas máxim aa mínima de diseño en la torre, un diseño de espaciado entre platos mínimacon, una relación baja de área de orificio a área de burbujeo proporcionar áuna máxima relación de reducción de capacidad . Esto es debido al más baj opunto de goteo obtenido a un espaciamiento entre platos reducido y a un abaja relación de área de orificio a área de burbujeo (El efecto de la rela-ción de área de orificio a área de burbujeo es mostrada en la Figura 4) .Sin embargo, generalmente el espaciamiento entre platos es determinado porconsideraciones del bajante y de la inundación por chorro, generalmente nopuede ser reducido a no ser para minimizar el goteo . Otros cambios . en el di-seño de platos tienen un pequeño efecto en reducir el punto de goteo pre-dicho .

La ilnica manera práctica para satisfacer el criterio de goteo es aumen-

tando el momento "Real " del orificio del vapor, en vez de ensayar con un va-

lor menor que el predicho, ésto se logra reduciendo el área de orificio de lplato hasta que (a) el momento real del vapor a través de los orificios aflujos mínimos en la torre, es igual a aquel calculado de la Ecuación (4b) ,

o (b) otra restricción al diseña que implique que se debe alcanzar el área

de orificio . Estos son : un mínimo de 5% de la relación área de orificio aárea de burbujeo, un máximo de 75 mm (3 pulg) de caída de presión en el pla-to seco o 90% de arrastre incipiente en el plato . Si no se puede obtener l aflexibilidad deseada y no se puede aceptar una relación más baja, se debe-rían aplicar los lineamientos descritos a continuación .

Las figuras (5a) y (5b) proveen un método para estimar que tan lejo s

por debajo del punto de goteo puede operar un plato mientras se mantenga un a



SECCION :

3-8 IPAG . : 8 IFECHA : Seot . . 1978

eficiencia de diseño entre 85 y 90% . Estas figuras fueron desarrolladas d eun análisis limitado de datos de FRI en sistemas de destilación operando areflujo total . Los cargos de la eficiencia deben ser explicados durante l aetapa de diseño como se discute posteriormemte . Como se muestra en dicha sfiguras la carga de vapor permitida como un porcentaje de la carga de vapo ren el goteo es una función de relación volumétrica de vapor a líquid o(VL/LL) y de la relación área de orificio a área de burbujeo (Ao/Ab) . ParaPara un cargo de eficiencia un porcentaje menor de la carga de vapor en e lgoteo es permitida con un sistema bajo VL/L L y uñ diseño Ao/Ab alto .

Para un porcentaje de flujo de vapor de goteo dado, la fuga de fluj ovolumétrico es constante . Entonces para un sistema de VL/LL bajo, po rejemplo en un alto flujo volumétrico de 1 íquido, el goteo fraccionado es me-nor que en un sistema alto VL/LL . Por lo tanto, un sistema VL/L Lbajo puede ser operado a un porcentaje menor del punto de goteo predicho, y aque el efecto de goteo o eficiencia es determinado por el goteo fraccionado .Esto es mostrado en las Figuras 5a y 5b .

Las Figuras 5a y 5b pueden ser usadas en evaluaciones de remodelacione spara satisfacer los requerimientos de la relación de reducción de capacidad .Una torre existente puede tener más platos que los requeridos para un nuev oservicio y separación . Por otro lado, el área de orificio en la torre exis-tente puede ser tal que la operación de la torre a cargas mínimas podría se rcalculado para estar por debajo del punto de goteo . Mediante el uso de l aFigure 5a y 5b, el diseñador puede determinar si suficientes platos en exce-so están disponibl es para compensar los cargos de eficiencia cuando la torr eestá operando por debajo del punto de goteo,, En algunos casos, el hecho d eque el plato este goteando tiene un efecto despreciable en la eficiencia .

Las Figuras 5a y 5b pueden también ser usadas en la evaluación económi-ca de diseños alternos, si la torre no puede ser diseñada para operar a opor encima del punto de goteo a cargas mínimas en la torre, el diseñado rpuede :

1. Diseñar con capacidad para operar a altas relaciones de reflujos ymínimas cargas en la torre y/ o

2. Instalar platos adicionales (Requerido según la Figura 5) para com-pensar la reducción de la eficiencia por debajo del punto de goteo ,o

3. Especificar platos tipo válvula, que tienen una alta flexibilidad ,pero son más costosos que 1 os platos perforados .

. Si los costos de energía no son muy el evados y existen facilidades par auna adecuada integración de calor, el método (1) antes mencionado provee u nmedio rápido para lograr un mínimo adecuado de operación . Una relación altade reflujo (a) incrementa las cargas internas en la torre, resultando en unaajustada carga de vapor en el punto de goteo y (b) reduce el número d e




SECCION :

3-B

IPAG . : 10 IFECHA : Sept ., 1978

Transferencia de Calor

El coeficiente de transferencia de calor en platos perforados deberí aser calculado por el método dado en la Subs ecci ón F .

Consideraciones para el Arranqu e

A velocidades de vapor muy bajas (durante el arranque) los platos per-forados pueden vaciarse, causando que el nivel del liquido no se mantenga enel plato . Sin embargo, cuando las torres de platos perforados usan un reher-vidor termosifón, se debe tomar una precaución especial para asegurar que e lrehervidor tenga una alimentación liquida durante el arranque . Esto se pued elograr mediante :

Instalación de una Linea de desvío desde la linea de retiro en elfondo de la torre hasta la entrada al rehervidor . Esta 1 í nea deb etener una vá1 vula, de tal forma que permanezca cerrada cuando el re-hervidor esté generando suficiente vapor para mantener líquido en e lplato de retiro .

. Proporcionando un plato de chimenea como plato de retiro (ver Subsec-ción H) . Para diseño de col ectores de retiro e internos de torre, ve rSubsección H .

PROCEDIMIENTO DETALLADO DE DISEÑO

El procedimiento paso a paso para el diseño de platos perforados es da-do en el Apéndice "Hoja de Cálculos para Platos Perforados" . Basicamente, elprocedimiento envuelve el suponer un diseño preliminar con la ayuda de lo sprincipios dados anteriormente, chequearlo contra las diferentes limitacio-nes operacional es potencial es de operación y luego modificarlo como se re-quiere para arribar al diseño de plato óptimo . La discusión de como modifi-car el diseño preliminar (cambiando diámetro, espaciamiento, distribución ,etc), requerirá el juicio y aplicación de las consideraciones básicas de di-seño anteriormente discutidas . Los nümeros de los pasos de cálculos y lo snúmeros de las ecuaciones referidas más adelante se encuentran . en la hoja d ecálculos .

Cargas de Vapor y Líquido (Paso 1 )

Esta información normalmente es calculada como parte de los balances d emasa y de calor en la torre . Si las cargas mínimas de líquido y vapor no so nespecificadas se asume un 50% de las cargas de diseño . Las cargas de vapo rse refieren al plato en cuestión ; las cargas de Liquido son desde el platoen cuestión .

En el diseño de despojadores de hidrocarburos pesados/vapor (por ejem-plo, corrientes lateral es de destil ación y fondo de despojadores), la hi-dráulica del plato normalmente es revisada asumiendo un flujo de vapor en e lplato del tope igual al flujo de despojamiento con vapor más 60% molar (par a



SECCION : 3-B IPAG. : 9 1FECHA : Sept ., 1978,

platos teóricos requeridos . Una selección final de estas tres alternativasdebería estar basada en una reducción al mínimo de los costos de inversión yde energía .

Tamaño y Arreglo de Orificios

En la mayoría de los casos, se podria usar un tamaño de orificio de 1 3mm (1/2 pulg) . En la tabla 1 se muestra el rango permisible de tamaños d eorificios, mientras recientes estudios de R&D han indicado que tamaños pe-queños de orificio (3 mm (1/8 pulg)) tienen mejores características para elgoteo y arrastre en algunos sistemas, pero la tendencia a obstruirse prohib esu uso . Por lo tanto, los platos de al eaciones son usados para minimizar eltaponamiento debido a la corrosión, el alto costo del plato compensa cual-quier crédito de capacidad .

Para servicios donde hay ensuciamiento el tamaño de los orificios reco-mendados es de 19 a 25 mm (3/4 a 1 pulg) .

Para casos en los cual es el propio diseñador especifica la distribuciónen el plato, la relación de arreglo de orificio a diámetro debería ser che-queada contra los criterios dados en la Tabla 1 . Sin embargo, generalment eno es necesario especificar el arreglo de los dibujos finales de proceso, yaque estos son dados por el fabricante del plato . El diámetro y área de ori-ficio son suficiente para que el fabricante prepare el diseño mecánico y l adistribución en el plato . Ver Subsección H para una distribución de plato ,típica hoja preliminar .

Hidráulica del Plato

La caída de presión óptima en el plato seco, generalmente cae en el rango de25 a 75 mm (1 a 3 pulg) de liquido caliente. El efecto de aumentar la caíd ade presión en el plato seco (reduciendo el área de orificio) en la hidráuli-ca del plato y en el llenado del bajante puede ser calculada por la Ecuación(5f) del formato de cálculo .

El llenado del bajante como un porcentaje del espaciado entre platos nodebería exceder los valores dados como una función de presión en la Figur a8 . Además, un criterio especial de 11 enado del bajante en torres acuosas sondados en la Tabla 2 . De otra manera, el espaciamiento entre platos y/o eldíametro de la torre debe ser incrementado .

Si se usan platos de dos pasos, se deben preveer placas deflectoras an-timezcla en los bajantes internos si el flujo de liquido excede 10 dm3 /spor metro de diámetro/paso (3000 gph/pie de diámetro/paso), esto es par aprevenir que el liquido salte a través del bajante, con la consecuente inun-dación prematura (ver Subsección H) .

- Eficiencia del Plato

Ver Subsección I .


4 platos de despojamiento) del total de vapores de hidrocarburos despojado s

con vapor . Una vez diseñado el plato de tope, los platos inferiores puede n

requerir diseños modificados debido a la disminución en el flujo de vapor .El diseño óptimo de platos para estos despojadores es descrito en la Subsec-

ción I .

Espaciamiento, Tamaño y Distribución Preliminar de los Platos (paso 2 )

Areas del Bajante - La velocidad máxima de líquido libre de vapor en-trando en el bajante, deberla ser determinada por medio de la Figura 7 o Ta-

bla 1, cualquiera que dé el menor valor . La Figura 7 puede ser usada en to-

dos los sistemas . excepto en aquellos cuyos valores son dados en la Tabla 2 .

En sistemas conocidos con formación de espuma se deberían usar muy bajas ve-locidades de entrada en el bajante (aproximadamente 0 .06 m/s (0 .2 pulg/s)) .

No existiendo limite inferior para esta velocidad ; sin embargo, si el tiempode residencia de líquido en el bajante es grande, provoca ensuciamiento, por .lo que hay que considerar el uso de un bajante segmental o el uso de mate-

rial es fundidos, placas deflectoras, etc . para reducir el volumen en el ba-jante (consultar con EETD el diseño final de tales platos) .

La velocidad del líquido libre de vapor saliendo del bajante no deberí a

ser mayor de dos veces la velocidad de entrada obtenida a. partir de la Figu-

ra 7, ó 0 .18 m/s (0 .6 pie/s) cualquiera sea menor . Para asegurar una buen adistribución de líquido en el plato inferior, el área de salida del bajant e

debe ser por lo menos 0 .068 As . Esto asegurará que la longitud de la cuerda

es por lo menos 65% del ' diámetro de la . torre para bajantes cordal . Si eldiámetro de la torre excede 1800 mm (6 pie) y el flujo de líquido requiere

un área . del bajante «0 .068 As, se debe considerar el uso' de bajantes seg-

mental es (ver Subsección K para e l , dimensionamiento de los bajantes segmen-

tal es) . Si se usa un bajante segmental, éste debe ser por los menos 150 mm

(6 pulg) de ancho .

Esto fija el área del bajante a ser usada en el primer tanteo . Sin em-

bargo, consideraciones del diámetro' de la torre pueden requerir un aument o

de las áreas del bajante .

Espaciamiento Entre Platos - Bajos espaciamientos entre platos (de450 a 600 mm (de 18 a 24 pulg)) generalmente es lo más económico . Para u nprimer tanteo, un espaciamiento entre bajante de 450 mm (18 pulg) o aquel.mostrado más adelante, cualquiera sea mayor, debería ser usado . Los valoresdados a continuación, son los mínimos para la mayoría de las aplicaciones ,determinados por consideraciones de mantenimiento y profundidad de las viga s

de soporte .

Sin embargo, en casos especiales, aun cuando espaciamientos menore spueden ser justificados (especialmente si el número de platos requeridospuede ser construido en una carcaza . vs dos), esto hace el mantenimiento má s

dificultoso . De otra .manera, los requerimientos del llenado del bajante ,pueden requerir el uso de un espaciamiento' entre platos mayor . que el mínimo .Espaciamiento hasta 900 mn (36 pulg) pueden ser usados para permitir una má s

alta velocidad superficial del vapor .


SECCION :

3—B

.JPAG . : 11 iFECIIA : Sept ., 1978


PRACTICAS -DE DISEÑ O

SECCION : 3 —B

IPAG . : 12 iFE.CIIA : Sept . . 1978,

MINIMO ESPACIAMIENTO ENTRE PLATOS, mm ***

Servicio Limpio Servicio Sucio

300*

1 paso450*

2 ó mas pasos

300* 525* 450*375 * BJO 525*450* 675 6)0

525 . 750 .

675

* Si no hay registros entre platos . El mínimo espaciamiento entre plato scon registro es de 600 mm o . 150 mm (24 ó 5 pul g) mayor que el diámetr odel registro, cualquiera. sea mayor .

** Para torres mayores de 600 mm '(20 pie) de diámetro, se debe usar el ti-po de armaduras de enrejado ( "lattice type trusses " ) . para facilitar elmantenimiento y una buena distribución del vapor (para el dibujo de un aarmadura de enrejado (ver Subsección H) .

Para convertir de mm a pulg divida entre 25 .4 .

Diámetro dé la Torre - El diámetro preliminar D t es calculado de l a

Ecuación (2a) . Puede necesitarse un ajuste bien sea hacia arriba o hacia ab-ajo cuando- el diseño preliminar sea chequeado contra las limitaciones de lfuncionamiento . La `Ecuación (2a) es una simplificación de la Ecuación de l acapacidad del plato 'perforado, la cual fue derivada de FRI y es dato de pl a -tos perforados comercial es .

Tamaño Preliminar del Plato - El área superficial preliminar. As escalculada a partir del - diámetro preliminar Dt . En este punto Adi yAdo (paso 2) deberían 'ser chequeados para estar seguro- de que Ado

0 .068 As . Si Adi>0 .12 As para platos de un solo paso o si Ad i(exterior)>0 .10 As en platos de dos pasos, úsese un bajante inclinado oen - forma de escalón . Si la suma de Adi + Ado excede el 60% de A§ ,sé debe aumentar el' diametro de la torre . De ser necesario, aumentar elmetro y corregir por KHL, Af y Dt . Recordar que KHL está basad oen el flujo de liquido por metro (pie) de longitud del vertedero exterior yesto varía según cambios en el diámetro . Además, en bajantes segmentados s edebe usar la longitud proyectada del vertedero y no la longitud total delvertedero .

Número de Pasos de Liquido - El número de pasos debería ser sel eccio-nado de acuerdo a los criterios dados en la Tabla 1- . El número de pasos di-fícilmente cambia cuando el diseño preliminar es final izado, a menos que e ldiámetro de la torre cambie substancialmente .

Vertederos - Los criterios para seleccionar las alturas de un verte-dero y espacios libres en el bajante están dados en la Tabla 1 . La alturaclara, de líquido hc en el plato debe ser chequeada a flujos máximos 'de 1 í-quido, para estar seguro -de que 'el bajante es sellado (ver discusión en Se-llado del Bajante) . Si el sello no es obtenido', hay que considerar el uso d euna mayor altura del vertedero de sal ida, una caja de entrada de receso, u n

Diámetro de la Torremm `

-1500

> 1500 2300

> 2300 3100

> 3100 ~ 83006900**

pie

de 5 ó menosde 5-1/2 a 7-1/2

de 8 a 10

de 10-1/2 a 19-1/2

de 20 ó más

***

información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S

PRACTI'CAS DE DISEN O

SECCION :

3—B


menor espacio libre en el bajante o un borde de bajante perfilado .

Para las relaciones geométricas de los platos, ver Subsección K y la s

Figuras 11 a 14 de esta Subsección .

Espaciamiento, Tamaño y Distribución Final de los Platos (paso 3 )

Area de la Torre - Para permitir que el diseño preliminar sea che-queado contra la inundación por chorro, las cantidades listadas en el Pas o

3a deben ser previamente calculadas, basado en el diseño preliminar .

Capacidad Maxima - El factor de carga de vapor correspondiente a l a

capacidad máxima es calculado por la Ecuación (3b) . La relación de diseño a

capacidad máxima de flujo de vapor debe mantenerse por debajo de 90% .

Inundación por chorro (Jet Flooding) - El factor de carga de vapo r

para la inundación por chorro es calculado por ., las Ecuaciones (3c) ó (3d) .La relación entre los factores de carga de vapor de diseño e inundación por

.chorro no debe exceder los valores de I os porcentajes recomendados en l a

Tabla 2 . Para sistemas no cubiertos en la Tabla 2 se debería consultar a

EETD para un valor apropiado .

Probabilidad de una Operación Exitosa - La correlación de capacidad

dada en esta Subsección es una de las más exactas disponibles para plato sperforados, tanto en servicios de hidrocarburos como no hidrocarburos . Si nembargo, se debe usar con cuidado, debido a que el factor de seguridad no ha

sido desarrollado en esta nueva correlación . Como ilustración, a medida qu e

el porcentaje predicho de inundación por chorro aumenta a 85/90, 100 . y .110% ,el porcentaje de casos en los cual es la torre opera satisfactoriamente es d e

96, 91, 57 y 15% respectivamente .

Además, estas. probabilidades están basadas, asumiendo de que el llenado

del bajante y la velocidad de entrada en' el bajante están ambas a o por de-

bajo de sus limites permisibl es' . Si este no es el caso, consultar con EETD .Por lo tanto, es importante observar las guias'y recomendaciones dadas en l aTabla 2, para predecir un porcentaje de inundación por chorro para un servi-cio dado .

Platos con Colectores de Retiro - Generalmente un col ector de retir o

crea un, gran area de desperdicio (Aw) en el plato, la cual debería tomars e

en cuenta en la determinación : del área de burbujeo (Ab) y en el área libr e

promedio (At) . La siguiente figura muestra como determinar Ab para u n

plato con col ector de retiro y Af para el plato debajo del col ector de re-

tiro . Debido a qué el área libre es reducida, el espaciamiento entre plato s

por debajo de un col ector de retiro debe ser aumentada para propósito de ca -

pacidad .



SECCION :

3—B

PAG . :

14 FECHA :

Sept ., 1978

Revisión de las Limitaciones del Proceso (Paso 4 )

Arreglo y Area de Orificio - Los cálculos para el arrastre incipient ey goteo son chequeados tonta el área de orificio (Ao) asumidos en el dise-

preliminar . El Ao final debe satisfacer este criterio . Si . el flujo d eliquido (L ' ) es menor de 3 .5 dm3/s por metro de . diámetro/paso (1000 gph/pi ede diámetro/paso), el porcentaje de arrastre incipiente debería manteners etan bajo como sea posible., preferiblemente por debajo de 70% .

Hidráulica del Plato y Llenado del Bajante (Paso 5 )

Esta parte del formato de cálculo permite calcular varios componentesde caída de presión en el plato y llenado del bajante . Valores recomendadosde ll enado del bajante corno un porcentaje del espaciamiento entre platos pa-ra servicios específicos están dados en la Tabla 2 . Para otros serviciosusar el valor obtenido , por la Figura 8 .

Eficiencia del Plato (Paso 6)

La eficiencia del plato debe ser calculada por el procedimiento dado enla Subsecci ón 1 . El numero de platos real es requeridos es entonces calculad oa partir de este valor y del numero de platos teóricos (dado como parte d einformación de las bases de procesos) .

[nfonnación confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES


SECCION :

3—B

IPAG . :

15 .

FECIIA :

Sept ., 1978

NOMENCLATURA

A

= Area, m2 (pie2 )

Ab

= Area de burbujeo, m2 (pie2 ) (ver Figura 13 )

Ac

= Area de espacio libre en el bajante, mm 2 (pul g2 )

Adi

= Area de entrada en el bajante, m2 (pie2 )

Ado

= Area de salida en el bajante, m 2 (pie2 )

Af

= Area promedio libre en la torre, m2 (pie2 ) '(área superficia l

menos el promedio aritmético de las áreas de entrada y sal id a

del bajante (s) en el plato superior menos el área gastada) :

para platos de paso mültipl e usar el valor más pequeño de A f

(ver Figura 14 )Ao

= Area de orificios, m 2 (pie2 )

As

= Area superficial (total) en la torre, m 2 (pie2 )

Aw .

= Area desperdiciada o gastada, m 2 (pie2 ) (normalmente es cero

para los platos perforados )

c

= Espacio libre entre el plato y la entrada del bajante al plato ,

mm (pulg )

D

= Diámetro, mm (pie)

Dt

= Diámetro preliminar, mm (pie)

Eo

= Eficiencia global, % (Subsección I )

Fi

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

G

= Rata de flujo másico de vapor, kg/s (lb/s )

H

= Espaciamiento entre platos, mm (pie )

hc

= Altura clara de liquido en el plato, mm (Pul g) de líquido ca-

lient e

hd

= Llenado del bajante, mm (pul g) de líquido calient e

hed

= Caída de presión efectiva en el plato seco, mm (pulg) de 11-,

cal i ent e

hi

Cabezal de entrada en el plato, mm (pul g) de líquido calient e

ht

= Caída de presión total en el plato, . mm (pulg) de liquido ca-

lient ehud

= Pérdida de cabezal por debajo del bajante, mm (pulg) de liquid o

calient e

hwi

= Altura de la entrada al vertedero, mm (pulg )

hwo

= Altura de la sal ida del . vertedero, mm (pul •g )

KHL

= Factor de espaciamiento entre platos

capacidad de rata de 1 í -quido, adimensional (ver Figura 1 )

Khp

Factor de altura de liquido - caida de presión, adimensiona l

(ver Figura 9 )

K .

= Factor de tensión superficial - capacidad de viscosidad, adi -mensional (ver Figura 3 )

Klsp

= Factor de diámetro de orificio - caida de presión, adimensiona l

(ver Figura 9 )

eInforznacióricontidencia para uso A y sus ~ i • es . llen.te :


SECCION : 3-B {PAC . : 1 6 FECIIA : Sent . . 1978

NOMENCLATURA (Cont . )

K1

= Factor de altura de líquido claro - goteo por diferencia d e

densidad, adimensiona l

K2

= Factor de espaciamiento entre platos - goteo por porcentaje d e

área de orificio, adimensional (ver Figura 6a )

K3

= Factor de tensión superficial - goteo por diámetro de orificio ,

adimensional (ver Figura 6b )

L

= Velocidad de flujo másico de líquido, Kg/s (sistema métrico )

L'

= Velocidad de flujo de líquido, gph/pie de diámetro por pas o

LL

= Carga de líquido, pie3 /s a condiciones de operación (sistem a

inglés )

LL(Min)

= Carga mínima de líquido, pie3 /s a condiciones de operació n

(sistema inglés )

f p

= Longitud de la trayectoria del flujo (distancia entre la entra-

da y salida, mm (pie) (ver Figura 13 )

Qi

= Longitud a la entrada del vertedero, mm (pie) (ver Figura 13 )

o

= Longitud a la sal ida del vertedero, mm (pie) (ver Figura 13 )

Qud

= Longitud de la parte inferior del bajante, mm (pie) (ver Figur a

13) .

ML

= Carga de líquido, lb/s (sistema inglés )

Mv

= Carga de vapor, lb/s (sistema inglés )

Np

= Número de pasos de líquidon .

rip 11riiiirin

r1m 3 /S (npml a rnnriirinnec rie nn prariñ n

QL(Min)

= Flujo mínimo de líquido, dm3/s a condiciones de operación

QLD

= Flujo de líquido, dm3 /s por metro de diámetro (pie 3 /s por pi e

de diámetro) por pas o

QLW

= Flujo de líquido dm 3 /s por metro de vertedero (gph por pie d e

de vertedero) por pas o

Vdi

= Velocidad permitida de 1 íquido libre de vapor a la entrada del

bajante, m/s (pie/s )

Vdo

= Velocidad permisible de sal ida en el bajante, m/s (pie/s )

V f

= Velocidad del vapor basado en el promedio de área libre • en l a

torre, m/s (pie/s)

dm3 l

pie3 l ~vVL

= Diseño de la carga de vapor =

{

a condiciones de operación

s

s

~! PL - ~v

VL(Lim)

= Carga máxima de vapor dependiendo de las propiedades del siste-

ma, dm3 /s (pie3 /s )

Vo

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

Vo(Min)

= Velocidad del vapor a través de los orificios a flujos mínimo s

de vapor, m/s (pie/s )

Vo (Weep) = Velocidad del vapor a través de los orificios calculada cuando

comienza a gotear el plato, m/s (pie/s )



Factor de capacidad, 1.4 ~'

. ,L v

Viscosidad del líquido a condiciones de operación, mPa .s (Cp )Densidad del líquido a condiciones de operación, kg/m.3 (lb/pie3 )Densidad del vapor a condiciones de operación, kg/m3 (lb/pie3 )Tensión superficial del líquido a condiciones de operación mN/m

Tensión superficial estandard del líquido mN/m (ver Figura 2) .

0 .244

Factores que dependen de las unidades usada s

En unidadesmétricas

En unidadesinglesas

F1 (Fig .

9) 2 73 1 .0F2 (Fig . 10) 25 1 .0. ..F8 (Ec . 3c) 0 .088 0 .29Fg (Ec . 3d) 0 .0 61 0 .20

SECCION : 3_g IPAG . : 17 I. FECI IA : Sept. . 19, 78

NOMENCLATURA (Cont .)

t' v

1 .68-10

~(00 .55

Diámetro del orificio, mm (pul g)

Información confidencial para uso dc PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S


SECCION : 3-B IPAG . : 18 IFECHA : S.ept ., 1978

PROGRAMAS COMPUTARIZADOS

Gulas y Consultas

Para información actualizada sobre los programas disponibles y cómousarlos, el personal afiliado deberla ponerse en contacto con las bibliote-cas afiliadas . El personal de Florham Park deberla consultar la Sección d eI ngeni eria de la Exxon responsable de la tecnología involucrada y/o al Cen-tro de Computación del Departamento de Ingeniera y Tecnología de Exxon(Exxon Engineering Technology Department, EETD) .

Literatura

Las siguientes referencias están disponibl es :

. Manual del Usuario de Computación de la Exxon, publicado y reservadoen el grupo de computación del EETD .

• Catálogo de Programas de Computación, publicado y reservado por e lDepartamento de Matemáticas, Computadoras y Sistemas (MCS) - Tecnol o -gia de la Computación y Entrenamiento .

Programas Disponibl es

Los programas aplicables disponibl es al momento de escribir esta infor -mación se listan a continuación :

ir u nnSu Cuuuat uv

o üt,una an y uesa .u-upva.uuDUu

1133

Diseño de platos perforado s

El programa computarizado está basad oen los principios de diseños discuti -dos en esta subsección, Tabla 1, y enlas ecuaciones descritas en el "for-mato de cálculos para platos perfora-dos " . Esta es una producción dispo-nibl e para uso general . El programaestá diseñado para platos perforado sde un solo paso y de dos pasos en to-rres nuevas o existentes, tambiénpuede ser usado para revisar el dise-ño de platos existentes, especifican -do al gunas o todas las dimensionesdel plato . Además, el programa Deck1133 incluye una opción que pued eser usada para calcular la eficienci adel plato (ver Subsección I) .

El formato de entrada para el progra-ma DECK 1133 está disponible en Bldg .



PRACTICA.-S DE DISEÑ O

SECCION : 3-B

,PAG . : I FECHA :

Sept ., 19781 9

1143

101 con urn Memorandum de Informació ndel Computador (N° 50936) . Dicho Me-morandum contiene una descripción de-tallada del programa, muestras de .formato de entrada, hoja de sal ida yun procedimiento detallado paso a pa-so ilustrando cómo al gunos casos so nreal izados . Cualquier pregunta n orespondida en el Memorandum de Infor -mación sobre el Computador debe se rdiscutida con los miembros del Grupode Internos de Torres de Fracciona-miento de EETD .

Diseño de Platos Perforados de Pas oMúltipl e

Este programa computarizado calcul auna distribución completa del plat obasado en la entrada de cargas a l atorre y en las propiedades física sdel sistema . Las técnicas usadas paradiseñar es obtener 3 ó 4 manera siguales de separar el liquido y elvapor . Se incluye el cálculo de área siguales de bajantes y áreas igualesde burbujeo . El programa tambiéncalcula la eficiencia del plato si s ele suministran los valores de equil i-brio liquido-vapor verdaderos . Elprograma también puede ser usado paraevaluar platos existentes de tres ocuatro pasos . Para más detall es . verel Memorandum de Información delcomputador "Diseño de Platos Perfora-dos de Paso Múltiple - Deck 114 3EE .21E-T77 diciembre 1, 1977 .

- ---

:--

-~ .

n ormacion confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES

PRINCIPIOS DE DISE 'O DE,PLATOS PERFORADOS

TaAa 1

Características de Diseño

Valores

Rango

Recomendaciones

Calidad de

Recomendados

Permitido

la data que

lo respald a

1 . Arreglo y tamaño de

Orifici o

a) Tamaño de orificio

Normal 13 mm 10 a 25 mm

(1/2 pulg), (3/8

a 1

para serví- pulg) .

Geieralmente, para algunos sistemas los orificios pe-

Buena .

qLsños tienen mejores características de goteo y

ar rastre. Sin embargo, orificios más pequeños de 1 0

caos con en-

mrr (3/8 pulg) de diámetro en platos de acero al car-

suciamiento

béi pueden oxidarse durante la prueba hidrostática y

de 19 a 25

pc- lo tanto deben evitarse . El uso de aleaciones en

mm (3/4 a 1

Ic ; platos para superar este problema no se Justifi -

pulg) .

cal económicamente . Se deberían usar orificios gran -

de ; para prevenir taponamiento .

C

b) Relación de área de

8 a 12 .

5 a 15 .

En general, una pequeña área abierta conlleva a una

Buena .

orificio a área de

elra eficiencia y una baja capacidad . Un plato con 8%

burbujeo Ao/Ab, en

de área abierta da una buena eficiencia y flexibili -

porcentaje. - dei, paro sin una capacidad apropiada para un ampli o

raigo de diseño de flujo de I íquido . Mayores áreas a-

bi3rtas pueden ser requeridas a bajos flujos de lí-

qi°do para evitar arrastre incipiente, muy altos flu -

jc ; de líquido para prevenir llenado excesivo del be-

jeite o en servicios de vacío para evitar una excesi-

va calda de presión . Porcentajes de áreas abiertas

pc- debajo de 5% no son recomendables, debido a qu a

le distancia entre orificios es grande y puede ocu -

rr r canalización de líquido . Para obtener un área de

orificio por debajo de 5% eficiente, se debe usar u n

se lo. La ímica limitación es que aquellas áreas que

pe rmanecen activos tienen por lo menos 5% de área d e

or ficio, y que al menos dos de las hileras de orifi-

ci s permanecen activas . (Ver discusión del sellad o

de orificios más adelante) .

~n- .n

D

PRINCIPIOS DE DISEÑO DE .PLATOS PERFORADOS

r 1ch

Tabla 1 (Cont . )


Valores

Rango

Recomendaciones

Calidad d eRecomendados

Permitido

le data quelo respalda

c) Relación entre la

3

2 a 4 .5

Un es paciamlento pequeño conllevé a una pobre dispar-

Regular .distancia de los

sión del vapor en el líquido (debido a canalizació norificios y el

del vapor) . Un es paciamiento grande puede permiti rdiámetro que el líquido pase sin contacto, entonces se deberí a

usar un arreglo triangular . La Figura 11 muestra l arelación del es paciamiento entre orificios, diámetroy porcentajes de área abierta .

El área de orificios debería ser uniformemente dis-

Regular .tr i b ui da dentro del área de burbujeo. No se debe per-forar a 50 mm (2 pulg) del bajante . Para más detallesver BP5-2-1 .

e) Area de burbujeo,

40 a 90% de

La relación del tamaño y arreglo de orificios (en los

Buena.Ab As rangos dados anteriormente) debería ser tal, qua e l

área de burbujeo sea maximizada . Relaciones de A b/Aspor debajo de 40% o por encima de 90% no deben serusadas, debido a que están fuera de'rango disponibl ede datos de prueba . Estos plates tienen una-cantida dsignificativa de área gastada, le relación Ab/As esobtenida dividiendo Ab por (As-Aw) .

La ' eficiencia de los platos perforados es igual o me-

Buena .Jor qua le de los platos tipo casq vetes de burbujeo ,previendo de qua no ocurra arrastre ' inci piente, limi-tación de inundación o excesivo goteo. La eficienci adebe ser calculada por 61 procedimiento dado en l aSubsección 'l .

Generalmente .la obsturacion noses requerida, a no ser

Buena .que la torre sea diseñada pira un . servlc .io futuro demayores flujos o si algunos platos tienen cargas d e

d) Distribución d eorif iclos

f) Eficiencia de lplato

g) Obsturación de .orificios

....~

n 7n

NCD

c-r

0

'

CI)

PRINCIPIOS DE DISEiO DE PLATOS PERFORADOS

Tabla 1 (Cont . )


Valores

Rango

Recomendaciones

Recomendados

Permitido

vacar más baja que el resto de la torre . Por ejempl o

en los platos superiores de una desetanizadora po r

absorción y en los platos inferiores en separacio-

ne ; de hidrocarburos pasados/despojadores de vapor .

Pa-a mantener una buena eficiencia, la obstiració n

de)e ser uniforme dentro del área de burbujeo y no

al rededor de la periferia . Para más detalles sobr e

obturación de platos ver BP5—2—1 .

2. Espaciamiento entre

300 a 750 mm

200 a 900

Geieralmente, es más económico usar el mínimo valor ,

Platos

(12 a 30 pulg)

mm (8 a 36

liiitado por el llenado del bajante y consideracio -

puig) ne de mantenimiento. El uso de un espaciamiento va-

riable para ajustar cambios de carga de una secció n

a )tra debería considerarse para minimizar la altur a

de la torre .

3. Número de Pasos de

1

1 — 4

Pa-a diámetros de 1500 mm (5 pies) y menores, usa r

Líquido

paso sencillo . Para diámetros mayores de 1500 mm ( 5

pi 3s), usar de dos pasos si el flujo de I íquido ex-

ceje 17 dm3/s por metro de diámetro (5000 gph/pie de

d i metro) y de un paso si el flujo de líquido es i-

gull o menor qua 17dm3/spor metro de diámetro (5000

gpi/pie de diámetro) . En 40 diseño final escoger e l

nu cero de pasos que m i n i rn ce e l costo total de l a

to rre (por ejemplo altura y diámetro de la torre) .

Guindo la distancia lineal entre los bajantes exced e

de 4500 mm (14 pie) se deben usar platos de paso múI -

ti ele o escalonados .

Calidad de

la data qu e

lo respalda

Buena .

Regular .

W

co

33

ro

0

CI .,

NN Ix -

'-rln7n

.rT1

z:cn

CD-c:s

etv

Tabla 1 (Cont . )

PRINCIPIOS DE DISEÑO DE•PLATOS PERFORADOS

RecomendacionesCaracterísticas de Diseño

Valores

Rango

Recomendados

Permitido

Calidad de

la data que

lo respalda

cnr nnnóz

C')

y

v

O

,v

C)

N

mrn

CD

,

CD,

4. Bajantes y Vertedero s

a) Velocidad de entra—

Calculada .

da permisible en e l

bajante, m/s (pie/s )

de líquido libre de

vapor

b) Tipo de bajante

Cuerda .

c) Anchura del bajante

interior (entrada y

salida) y placa s

deflectoras anti-

mezcla

La velocidad de entrada en el bajante podría ser

Buena .

cualquier valor siempre y cuando esté por debajo d e

aquella determinada por la Figura 7 o aquella dad a

en la Tabla 2, cualquiera sea menor . SI la densidad

del vapor se aproxima a la densidad del líquido l a

segregación del vapor es más difícil y se debe usa r

un area grande de bajante (baja velocidad de entra -

da en el bajante) . Esto es especialmente crítico e n

torres qua operen a p-eslones por encima de 1400 k

Pa man (200 psig) . En sistemas con formación de es-

puna, usar muy bajas velocidades de entrada en elbajante (aproximadamente 0.06 m/s (0 .2 pie/s) .

Segmental .

La longitud de la cuerda de entrada debería ser por

Buena .

lo menos 65% del diámetro del plato para una buen a

distribución de líquido . Un bajante con pendiente

puede ser usado para flujos altos de liquido, co n

una velocidad máxima de salida de dos veces la ve-

locidad de entrada ó 0 .18 m/s (0 .6 pio/s), cualquie-

ra sea menor . Alternativamente, para dar más áre a

de burbujeo (y alta capacidad) un bajante segmenta l

(arco modificado) (por lo menos 150 mm (6 pulg) de

ancho) puede ser usado, paro son más costosos .

200 mm (8

Cuando el flujo de liquido excede de 10 dm3/s por me- Buena .

pulg) mí—

tro de diámetro/paso (3000 gph/pie de diámetro/paso) ,

nimo . usar placas deflectores antimezcla de 350 a 400 m m

(14 a 16 pulg), descontinuando longitudinalmente en

el centro del bajante interior y extender . la longitud

(D :

Tabla 1 (Cont. )

PRINCIPIOS DE DISEd0 DE .PLATOS PERFORADOS


Valores

Rango

Recomendados

Permitido

Recomendaciones

de bajante, para prevenir posible salto por formació n

de es puna entrando en el bajante por los lados opues -

to : . La base de las placas deflectoras antimezcla .de-

be'ía ser el nivel de los vertederos de salida .

Calidad de

le data que

lo respalda

~rn

Oz

bn

N

~rnn--

5;

ftl

y

~71

ZO

La altura del vertedero puede variar con el f I ujo de Buena .

I í cuido para producir un cabezal total de I íquido e n

el plato (hc) en el rango de 50 a 100 mm (2 a' 4 puig) .

Va ores menores son recomendados para torres de vacío ,

y layores cuando se requiere de un largo tiempo de re-

silencie . Alturas de salida de vertederos excesivamen-

te altos pueden causar un goteo premattro y por l o

taIto esto debería ser evitado .

e) Es pacto Iibre del

38 mm (1 .5

25 mm (1

De`erminar el es pacto libre para producir pérdida de

Buena.

bajante puig) puig y más) ca )e zal de aproximadamente 25 mm (1 puIg) o valores

ma ; altos pueden ser usados si es necesario asegura r

el sellado del bajante. Si ocurren flujos altos de Ií-

q u do, considerar el uso de un bajante perf i l ado para

reducir las pérdidas de cabezal (ver Subsecci6n H) .

Si embargo, no se debe usar un bajante perfilado co n

un caja rebajada o vertedero de entrada . La pérdida

de cabezal con un borde de bajante perfilado no debe

ex :eder de 30 mm (1 .5 puIg) para p revenir una excesiv a

veocidad de líquido en el lado de entrada al plato .

f) Sellado del bajante

Vertedero

En le mayoría de los casos, el nivel de líquido en el

Buena.

de entra-

plato puede ser lo suficientemente alto para sellar e l

da o caja

bajante mediante el uso de un vertedero de salida . Si n

de entra-

embargo, si la suma de la altura clara de líquido a l a

da reba-

en rada del plato (h i ) y las pérdidas de cabezal (H ud )

jada .

en el bajante son menores qua el es pacio libre en e l

d) Altura a la salida

50 mm (2 puIg)

0 a 100 mm

del vertedero

(0 a 4 puig )

ó

Tabla 1 (Cont. )

PRINCIPIOS DE DISEÑO DE PLATOS PERFORADOS

fa.

=

Características de Diseño .Valores

Rango

Recomendados

Permitido

C,n

bti

cGrn

t:)

U)›

g) Llenado del bajante,

Ver comen–

Para sistemas de hidrocarburos ver Figura 8 y para

% de espaciamiento

tarios .

sistemas acuosos ver los criterios de la Tabla 2 .

entre platos

Recomendacione s

bajante a flujos máximos, el bajante no debería se r

sellado . Si esto ocurre, considerar el incremento d e

la altura del vertedero de salida o uso de un verte-

dero de entrada o de una caja de entrada rebajada .

En algunos casos, agregar vertederos de entrad a

para el sellado del bajante puede ser deseable en

platos de 3 ó 4 pasos, para asegurar una distribu -

ción igual de liquido. Las cargas de entrada rebaja-

das son más costosas pero pueden ser necesarias e n

casos donde la operación del sellado podría requari r

una altura excesiva del vertedero de salida . Tambié n

es deseable tener un sellado del bajante a flujo s

mínimos .

Calidad de

la data qu e

lo respalda

Buena.

Nf D-csc t

V

Tabla 2

CRITERIOS DE DISEÑO PARA TORRES ESPECIFICAS

Torres Para de Hidrocarburos Livianos

y Otros Sistemas no Acuosos *

Desmetanizadoras (y sistemas donde cL < 2 .0 )

Desetan i zadoras

Desetan i zadores y des propan i zadores por abso r-

ción

Separación et i l eno/etano, des pro pan i zadoras ,

separación C3/C4

Absorbedores de hidrocarburos (P J 3450 kpa

man (500 psig) )

Absorbedores de hidrocarburos (P < 3450 kpa

man (500 psig) )

Otros sistemas de hidrocarburos


SECCION : 3-B FAG . : 26 j FECI iA : Sept. ,1978

Porcentaje de Inundación pa- Chorro

(Jet Flood) (Ver Ec . 3c )

70

80

90

85

80

85

90

Sistemas

no hidrocarburos ( < 40 mN/m

(dinas/cm) )

Sistemas

no hidrocarburos (~L > 40 mN/m

(dinas/cm) )

90

Usar una correlación par a

sistemas acuosos, donde se a

necesario consultar a EETD .

Torres Para Hidrocarburos Pesados

Destilación atmosférica, corrientes laterale s

en destilación atmosférica y al vacío .

Fraccionadores catalíticos, fraccionadore s

p r imarios de traqueo con vapor

Prefraccionadores, torres de vaporización su-bita

Destilación al vacío

Fondos de separadores en

féricas y al

vacío

Sistemas Acuosos

destilaciones atmos-

%

de

Inundación

Chorro (Jet Flood )

(Ec . 3d )

Despojadores

y soda

con amina

60

Regeneradores de aminas 75

Absorbedores

Lean

Catacarb :

60

Bulk 40

Porcentaje de Inundación por Chorro

Fraccionamiento

Fraccionamiento

Crítico

No Crítico

90

95

90

95

90

95

< 80

80 a 85

50

50

Velocidad de Entra-

% de Llenado de l

da en el Bajante,

Bajante

m/s (pie/s) **

0.09

40

0.075

5 0

0.075

40

0.10

4 0


Tabla 2 (Cont. )

. PRACTIC_AS .. D'E D l S E Ñ O

SECCÍON:

. 3-B .

~PAG. :

27

FECIIA : ' Sept ., 1978

CRITERIOS DE DISEÑO ARA ESP EC IF ICIC IONES DE TORRES

Sistemas Acuosos

Despojadores con amina

% de Inundación

Chorro (Ec. 3d)

Velocidad de Entra-

% de Llenado

da en

el

Bajante,

Bajante

ifs (pie(s)*"'

de l

y soda 60 0 .09 40

Regeneradores de aminas

Absorbedores Catacarb :

75 0 .075 50

Lean 60 0 .075 --40- -Bul k

Regeneradores Catacarb :

40 0 .10 40 .

Lean 70 0 .075 50

Bulk 60 0 .10 50

Despojadores de

aguas

ácidas

Secciones de lavado con

75 0 .10 40

agua 75 0 .12 50

Otros líquidos acuosos/des-

pojadores con vapo r

Otros sistemas acuosos

80

Consultar EEtD

0 .12 50

* Para el criterio de velocidad de entrada en el bajante y llenado del bajante, ver lo s

puntos 4a y 4g de la Tabla 1 .

Para convertir m/ s a pies divida entre 0 .3048 .**

lnformación confidencial para uso de PDVSA y sus t ►liales .

'PRACTIC'A'S DE DISEÑ O

SECCION : :

3 — B

1PAG . :

28'

1 FECHA :

Sept ., 1978

Figura laFACTORES KHL USADOS EN LAS ECUACIONES PARA CALCULO S

DE `INUNDACION POR CHORRO (JET FLOOD)(SISTEMAS DE HIDROCARBUROS )

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SECCION :

3-B

IPAG . :

29

FECHA :

Sept ., 1978

Figura l bFACTORES KHL USADOS EN LAS ECUACIONES PARA CALCULO S

DE INUNDACION POR CHORRO (JET FLOOD )(SISTEMAS ACUOSOS )

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SECCION : 3-B IPAG . :

30 FED IA : Sept ., 1978

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Figuro 3

FACTOR K6 PARA LA CORRELACION DE INUNDACION POR CHORRO ( JET FLOOD )

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PRACTICAS D .E DISEÑ O

Figura 4

EFECTO DEL MOMENTO DEL VAPOR EN LA EFICIENCIA DEL PLATO

MOMENTO DEL VAPOR, Vo p; , A TRAVES DE LOS ORIFICIOS

MOMENTO DEL VAPOR,Vo

, A TRAVES DE LOS ORIFICIOS —~-

SECCION :

3-B

IPAG . :

31

FECHA :

Sept ., 1978

Ao /Ab = 5to8%

PUNTO DE GOTE OPREDICH O

AMPLIA RELACION DE REDUCCIO NDE CAPACIDA D

(TURNDOWN RATIO)

Ao /Ab = 12 to 15%

(PEQUEÑA RELACIO NDE REDUCCION...DE CAPACIDA D

(TURNDOWN RATIO )

PUNJO DE GOTE OPREDICH O

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SECCION :

3-B

1PAG . :

32

1 FECHA :

Sept ., 1978

Figura 5

APROXIMACION PARA UNA EFICIENCIA GLOBAL ADECUADA EN CONDICIONES

POR DEBAJO DEL PUNTO DE GOTEO

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10

15

20

25

RELACION DE CARGA DE VAPOR A CARGA DE LIOWDO,V L/LL

• 0.9

•0.8

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0.4

0 . 5

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0

C

30

NOTA : PARA ABSORBEDORES Y DESPOJADORES, SI VL /L L<10, USAR EL VALOR PARA VL/LL c 10



SECCION :

3-B

IPAG . :

32-1

I FECI IA :

Sept ., 1978

Figura 6 A

FACTOR K, PARA LA ECUACION DEL PUNTO DE GOTE O

2

3

4

5 6 7 8

10

20

30

RELACION DE AREA DE ORIFICIO A AREA DE BURBUJEO Ao/Ab,PORCENTAJ E

Figura 6BFACTOR K 3 PARA LA ECUACION DE PUNTO DE GOTEO*

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Figura 7VELOCIDAD PERMISIBLE DE ENTRADA AL BAJANT E

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SECCION :

3 -B

IPAG . :

33

FECIIA :

Sept ., 1978

Pie/s1 - 0 . 3

0 .8 -- 0 . 2

0.6 -0 .5-0.4 -

0.3- 0.0 9E0.0 80.0 7

0 .2- 0.0 60 .0 5

0 .040.1_ 0 .03

2

3 4 5 6 789 1I I I I I I i I

2

3 4 5 6 7 89x16

2

3 4 5 6 7 8 92

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200

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500

50 100

2000

300

3000 KPa manI 1

400

450 Psi g

2500

350


Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S


1 .0

SECCION :

3—B

IPAG . :

34

FECHA :

Sept ., 1978

Figura 9FACTORES PARA DETERMINAR LA CAIDA DE PRESIO N

EFECTIVA EN EL PLATO SECO *

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MMMMMM ■MMMMM■■ MMMMM ■ M■M ■M■ MMM MMM MMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMi ►iMMMMMMM:MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMM ■MMMMMM ■■■■ MMMMM ■ MMMMMMMM■ MM■MMMMMMMMM■■MMM■ MM■MM■MMM■MMMM■ ■MMM M ■ ■■MMMM MMMMMM■ M\M M ■MMMM ■MMM■■■■ MMMMMMMMMM ■ MMMM■ MMMM ■MMMMM■■M MMMMM MMMMMMMMMMM ■■ MM MM ■MM ■MM ■MMM■■ MMM ■■ MM■■ MMMM■ MMMM■ MMMM■ MMMMMMMM■ MM ■ MM ■ M MMMnMMM MMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMM MMM ■MMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMx■ MMMMMMMMMMMM MM ■ MM MM■ MMMMMMM MM■■ M M MMMM MMM■■ MMMMM MMMMM M ■MMMMMM ■M MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMM : MM ■MMMM MMMMMMM■ MMMM ■ MMMM MM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■■MMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMM■ MMMMMMMMM MM■ MMMMMMMMMMMMMMM M MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM M■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMM MMMMMMM■ MMMM■ M■MM ■■M■ MMMM ■M■■MM ■■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMM M■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMnxMM■MMMMMMMMMMMMMMM MMMM M■ MMMMM■ MM ■ MM MMMMM■ MM■■ MMMMMMM■■MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMM■MMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMM ■MM■ MMMMMMMM.•MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMM MMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMM ■ ■MMMMMM■MM■ MMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMM■ M ■MMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMMMM■ MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMM MM. .MM ■MMMM ■MM ■■■MM.MM ■ M■M. .M.M .MM M ■ MMMM■■■ M■■■M■■ MM .M■■■MM■■■■■MM■MM■ .■■■ MMM ■ M■■■■M■MM.MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MM. .■M ■M■ .■ .M■■ MM. ■M .■ MM■M■ . .M .MMM .MM..•MM ■MM ■■M .. M.M ■■.M .M ■ MM .M. .M. . .MMMM ■M ■ MM .M.M ■. .■MMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMM ■M MM. ..MMMMM■ M.MM ■ MM ■M . ■ M .MM■■ M.MM.M ■M ■■■ M M■M M■ ■ MM M■■ MM■ ■■MM .. ■ M■■MM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMM■ MMMMMMMMM ■MMMMMMMMMM MMMMMMM■MMMMMMMMM■ MMMMMM■MMMMMM ■MMMMMMMM M■■ MM ■■MMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMM■ MMMMMMMMMMMM■■MMMMM ■■MMMMMMM■ M ■MMM ■ MM■ MMMM ■■ MM MMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMM■MMMMMMMMMMMM■ MMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMN ■ M MMMM■■ MMMM .MMMMMMMMMMMMMM ■■MMMMMMM ■ M ■M ■■ MMM■ MMMMMMMM MM■ MM ■■M■MMMM ■MM ■ MM■ MMMM■M■ MMMMMMMMM ■■■ MM ■:M ■■■■■ MM■ MMMM MM MMM ■MMM■■ MM ■MMMMMMMM ■MM ■■ MM■■ MMMMMMM ■M ■MMMMMMMMM ■■ M MM■ MMMMMMMM M■■ MM ■■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM M■■MMMMMMMMMMMM■ M ■MMM■■ MM ■■MMMMMMM ■MMMM ■ MMMMMMMM ■■■MMMMMMMMMMMMM ■ M■ MMM■ MMMM■ M■ ■ MM ■■M■MM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MM■ M MMMM ■ MMMM MMM■ MMM ■MM ■ MMM■■ ■■ MMMMMMM■ MMMMMMMMMM ■■ M ■■MMMMM MMMM■ MM MM ■ MMM MMMMMM■ MMM ■ ■MM .M M■■ MM ■■■MMM ■MMMMMMMM ■■■■ MMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMM ■M\M■■■M ■MMMMMMMM ■■ MM■ M.M ■■ MMMMMMMMMM ■■ MMMMMMMM■■■ MMMMMM ■■ MMMM ■MM ■■ MMM ■ MMMM■ M■■■MM ■MMM ■■MMM ■ MMMM ■■■MMMM ■ MM ■ M■■■ MMM ■■■ MMMMMMMM ■MMMMMMM ■ M■■ ■MM ■■ MMM ■■ MMMMMM■ M■ M ■MMMMM ■ MMM ■■■ M■ MMMM ■ MM ■MM ■MM ■■ M MMMMMMMM M■ .MMM ■MMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMM ■ MMMM■■■MMMMMM\ MMM MMMMMMMM ■ MMMM■ MMM ■MMMMMMMMMM ■ MMM ■MMMMM■ MMMM■ MMMMMM .MMMMM MM■ MM■ M .MMMM M■ MMMMM■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMM MMM MMMM■ MMM \M■ MMM .M MMMMMM M MM MMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMM ■MMMMMMMMM MM ■ MMMMMMMMMMM ■■ MMMMMMMM MMM MMM MMMMMMMM MMMMMMMM■ M■ MMMMM M MM MMMMMM ►\MMMMMMMMMMMMM MM MMMMMMMMMM MM MMMMM MMMMM M MMMMMMMM■ MMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMM MMM MMMMMMMM MMM M MMMMMMMMMMMMM MMM MM MMM M►\MM MMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMM M MMMMM M■ MMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMM MMM MMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MM MMMMM\ \MMMMMMMMMM MMMMMM MMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMM MMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM .MMMMMMMMMMMMMM\ ■ MM ■M MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMM ■ MMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ ' MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM►vxMMM MMMMMMMM MMMMMM ■ MMMM ■ MMMMMMMMMM ■MMMMMMM■ ■ MMMMMMMMMM MMM .M MMMM ■MMMM ■ MM ■MMMMMMMMMM M M M■ MMMMMM ■ MM ■MMMMMMM ■MMMMMMMMMMMM ► MM■MMMMMM■ MMMMMMMMMMM■ MM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMM■M ■ M MMMM ■M MMMMMMMMMMMM MMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMMMMMMM ■ MMMM ■ MMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMM ■ MMMMM ■MMMMMMMMM MMMM MMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■MMMM■■ MMMM =M MMM ■ M MMMM M■■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM M MMMM M■ MMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMM ■ MMMMMMMMM MMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMM MMM MMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMM ■MMMMMM■■■■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMM■ M MMMMMMM ■ MMMMMMMMM M■■ MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MM■ MMMMMMM M.MMMMMMMMMM M ■MMM ■ MMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM .MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MM ■M ■ MMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMM ■ MMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMM► .MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMM ■■■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM xM MMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM u ■ M MMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMM ■ MM ■ MMMM ■ MMMMMM M■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMM MM MMMMMMM MMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMM ■ MMMMMM ■ MMMM M MMMMMM MMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMM■ M MM ■MMMMMMMMMMMMMM ■■ M. M MMMMMMMM■ MM M MMMM■ MM M MMMM M MMM MMM M MMM M ■ MMMMMM■ MMMMMMM MMMMMMMM ■MMMM ■MMM ■MMMMMMMM ■MMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMM ■MMM■ M■MMMMMMM ■m► -MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMMMMMMMMMMMM MMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■■■■MMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMM .MMMMMMMMMMMMMMM ■M ■ MMM■ MMMMMMM ■MM■MMMMMM MMMMMMMMM M■■■MMMMMMMMMMM■MMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■■ MMMMMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMMMMMMMMMMM MMMMMM ■M MM M MMMMMMMM ■MMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMM■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM M MMMMMM ■ M M .MMMMMMMMM ■MM ■ MM■ MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMM MMMMM ■MM ■MM ■ MMMMMM■ MMMMMMMM■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMVxxxxxMM ■ MMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMM M■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMM ■ MMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMM ■MM► MMMMMMMMMMMMMMMMM MM MMMMMMMM■MMMMMMMMMM ■MMMMM MMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMM■ MMMMM ■ ■■■M MMM■ MMMMMM ■■ MM ■ MMMMM MMMMMM ■MMMMM MMMMMMMMMMMMM M.MMMMMMMMMMMMM MMMMM MMMMMMMMMMMMMMM MMMM ■ ■ MMM MMM■ MMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■M■ MM■ MMMMMMMM ■MMMMMM M ■ MM ■■MMMMMMM■■MMMMMM ■ M ■■MMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMM■ MMMM■ MM ■MMMMMMM■ MMMMMMMM ■MMMMM MMMMMM■MMMMM MMM MMMM ■■■ ■MMMM MMMMMMMMMMMMMM MMMMMM ■MMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MM.MMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMM M MMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MM ■ MMMMMMMMMMMM :vxMMMMM MMMMMMM MMMMMMMM ■MMMMMMMMM MMMMMMMM■■ MM ■ MM ■ MMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM .MMMMMMMM ■ MMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMwMMMMMMMMM MMMM ■MMMMMM.MMMM■ MMMMMMn■ nMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMM.MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMM .■ M MMMMMMMMMM MMMMM.MMMM■ MM MMM■■ ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMM .MMMMMMMMMMMMMM ■ MMMM .MMMMMMMMMM MMMMMMv .MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM M■ MM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMM ■ M MMMMMMMM .MMMMMMMMMMMMMMM .M M.MMMM MMMMMMMM■ ■■ MMMMMMM .MMMMMMMMMMMMMMMMMMM M M■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■■ MMMMM.MMMMM-MMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMM ■■■ M ■■ MMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMM ■ MMMMMM■MMMMMMMMMM MMMMM MMM MMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■■MMMM ■ MMMM ■ MMMM-M MMMMMMM MMMMMMM MMM MMMMMM MMMMMMMMMMMMMM ..■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMM ■ MMMMMMMMMMM ■■■M ■M ■■MMMM .M■ MMMMMMMMM M MMMM.MMMMMMMMMMM■■ MMMM

MMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMM M■■ MMMMMM■■ MMMMMMMMM4MM ■MMM ■ MM■MMMMMMMMM■MMMMMMMMM■MM■■M3MMM ■■. .MMMMMMMMMMMM

MMMMMMMMMMMMMMMMMMMiM

MMM ■ MMMMM ■MMMMMM■ MMMMMM ■ MM ■MM ■MMMM■ x. MMMMMMMMMMM_M.MMMMMM ■ MM M■MMMMMMM

M

.MMMM ■ ■■ AMMM

Mn ■ MMMMMMMM ■MMMM_

MMMM ■MM MMMnxnuMMMMMMMUxnnMM ■u■ nnMM MiMM :-. =-vMMMM MMMM ■M MMM MMM ■■■MMM■■MMMM. M ■ ■■ MMMMM ■■■ M MM ■M ■ MMMMMMMMMM ■ MMMMMMMM .MMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MM .■ ■ MMMMMMMM._-MM■MMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMM M ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMM ■MMMM■ MMMMMMMMMM MMMMMMMMM.M■ MMMMMMMMMM■ MMMMMMM MMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMM ■ nxMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMM■MMMMMM MMMMMMMM■ MMMMMMMMMMM■ MM■MM ■MMMMMMMMMM ■MMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMM ■MMMMM■MMMn■ MMMMMMMMMMMMMM MMM■ M ■MM■ MM ■MMMMMMMMMMMM■M ■MMMM ■ MMMMMM ■MMMM ■MM.MMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MM ■MMMMMMMMM■MMMMM ■ MMMM MMMMM MMMMM MMMMM MMMM ■MM■MMMM■MMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMM MMMMMM MMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMM ■ MMMMM MMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM .MMMM ■MMMMMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■■MM ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMM■MMMMMMMMMMMMMMM■MMMMMMM ■■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMMM■M ■■ M MMMMMM■MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMM■ MMMMMM■ ■ MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM ■MMMMMMM■MM■ MMMMMMMMMMMMM■ M ■MM■M M■M■MM■ MMM MMMMMMMMMM ■MMMMMMMMM ■MMMMMMM■MMMMMMMMMMMMMMMMM ■ MMMMM MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM MMMMMMMMMMM ■ MMMMMMM M

0.5

1 .0

1 .5

2.0

2 .5

3 .0

3. 5

ALTURA CLARA DE LIQUIDO EN EL PLATO, h ci,mm

FACTOR DE DIAMETRO DE ORIFICIO, Kjp

20

Ph ed = F1 Khp K , Vol

(P :

140 60 80 00

9

120 (mm)

4.0

4.5

5. 0(Puig )

DIAMETRO DE ORIFICIO 0,mm(pulg )mm ( p3%6

6

1/4

10

3/8

13

1/2

19

3/4

25

1

FACTOR KKp, DIAMETRO DE ORIFICI O

0.2 70 .290 .3 10 .330 .370 .40

PARA SER USADA EN LA SIGUIENTE ECUACION :



SECCION :

3-B

~PAG . :

35

FECHA : Sept ., 1978

Figura 10

BALANCE DE PRESTON PARA PLATOS PERFORADOS DE DOS PASO S

héd

*

i = h

-Ud Ih't

BALANCE DE PRESION PARA EL LLENADO DEL BAJANTE INTERIO R

hd = (hi + hud) (PLPV) +

+ F2

BALANCE DE PRESION PARA EL LLENADO DEL BAJANTE EXTERIO R

PL

+h •* + 2h d = (h t + hud)( F2

NOTAS :

TODOS LOS CABEZALES (h's) ESTAN EN MILIMETROS(pulg) DE LIQUIDO CALIENTE CON PEQUEÑAS MODIFICACIONES ,LA ECUACION DE BALANCE DE PRESION PARA EL LLENADO DEL BAJANTE EXTERIOR SE APLICA TAMBIEN PAR APLATOS DE UN SOLO PASO PARA EL SIGNIFICADO DE LOS SIMBOLOS, VER LA NOMENCLATURA .



JPAG . : FECI IA :

Sept ., 197836

„,3-BSECCION :

Figura 1 1RELACION ENTRE EL DIÁMETRO DEL ORIFICIO, LA DISTANCIA ENTRE ORIFICIOS Y EL PORCENTAJ E

DE AREA ABIERTA EN UN ARREGLO TRIANGULAR EQUILÁTERO PARA PLATOS PERFORADO Sloo

90

80

70

60

50

40

20

30

IIt1111111I11I11ulIriüI1111i ■ 111MIE11■1I••1■■► WWIIU•n1'OIII~ 111161111L 1111111111IIIIlllrullllllllllultnuununllnmmun~tt■~1ttt~1■■~n■ ~ ■■.■•.vnn.~um; amlum,aunnnonnnnunnmIIINIIIII IIIIII1111111•1111I~~~■U■■■ O ■•■■•\1nn1V111C m11.u111.m1111u11nmmuu11111II IIIIIIII nII1111111111111111 ~~\~M ■■■■\\•••■• ►7111I1\\ 1110!IIIIba1111711I1 1I111I1111111111111111111111111n111111111111 11111itrrI■■■M■►I■•■■1i11\f1If1\\I{IO:1111WI1111: O i111fIf1111111111rIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIII•1111=1►11111IN ■■■■■S\■■■■ 1\\1111 1►11111IA 111111:111111 9 11111111111111111

IIIIIIIIIIIIIIIilllllllIlIllllEI■IM■■■■■I■►7■■■ 11►111111► 111111 ►11111L111111;

1111111111111111

11111111111111111111111111111~~~\■■■■■I■~►~~~IIIIi111111 ► 111111►111111111101;

111111111111111

IIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIall■IEL\■■■■■1■ I\V111111►1111111!I11111.111111191111►

11111111111111

IIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIMEMI■■MMIIIIL1I11111►111111C11111h!11111101111► ó 11111111111111111111111111111111111111111IIIIIM111=13 ■■■111111 ►111111111111111►IIIIIIIi I IIIIII►911► ~ 11111111111

Illllllltllllillllllllllllllllw~~\\■~~1~1111111111111!1111111►111111G1 11111111111, ó 1111111111

Illlllllllllllllllllllllllllllwww■\\11111IIIIIIII11111111i11111111;111111ü!IIIW111 ► 11111111

1111NIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIwww■■►~~Ifflfllll►11111111►11111111►11fIllh;lll11►111111. 111111....: _-:::_-:::t: -:

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~,~\\\ ■I

!! Iil l I IIh 1II I

1

1

1

,1

MMMMMMMMM r1

Ab - (AREAS NO PERFORADAS DENTRO Ab ; POR EJ. CUBIERTA DE ARMAZON, PLATOS TIPO ANILLO ETC .)#% AREA ABIERTA

m m5 6 7 8 9 10

20

30

40 50 60 70 80 100

200

300

11 I

1

i .

I

I

I I I I I I t I t 1 I I

~0.2

0.3

0 .4

0.5 0.6 O.T 0.8

0.9 1

2

3

4

5

6

7 8 9 10. ( puly /CENTRO A CENTRO DEL ESPACIAMIENTO ENTRE ORIFICIOS mm (pulg) (ARREGLO EQUILATERO )

100 A 0




SECCION :

3-B

IPAG . :

37

FECHA :

Sept ., 1978

Figura 1 2RELACION ENTRE EL ESPACIAMIENTO DE ORIFICIOS Y LA DENSIDAD EN EL ORIFICIO*

(ORIFICIOS) EN UN ARREGLO TRIANGULAR EQUILATER O

m2

PARA PLATOS PERFORADO S

5 -

4-

0oacco

c .)ocr

2-w

CC0o.

ci)oc...)LL.

1- ._cc0

0 .9 -Wo

0 .8 -

O

0 .7 -CCw

0.6 —

~

0 .5 -*o-C.)~

0.4 -

o

UJ

0.3-

woao

0 .2 —C!)

LLlo

(ORIFICIOS) 7-Pulg 2 ,

1049

8

7

9

8

7

6

5

4

3

2

0.1= 15010 20 30 40 50 60 80

100 (mm )

II I 111110.4 0.5

0.6 0.7 0.8 0.9 1

* INDEPENDIENTE DEL DIAMETRO DEL ORIFICI O

1 13

4 (Puig )

CENTRO A CENTRO DEL ESPACIAMIENTO ENTRE ORIFICIO .(ARREGLO EQUILATERO )

2


PRACTICAS DE . DISEÑ O

SECCION : 3—B IPAG . :

38

FECHA : Sept ., 1978

Figura 13NOMENCLATURA DE LOS PLATO S

PLATO DE DOS PASOS

h *wo

PLATOS DE UN SOLO PASO

D

hwo

Ado

2 'r —

Ado

Adi

2

Ado2

A b = A s — Adi — Ado — Aw Ab = A S — Ad* i — Ado — Aw

PARA . EL SIGNIFICADO DE LOS SIMBOLOS,VER NOMENCLATURA . LOS TERMINUS SON ASTERISCOS SE REFIEREN ABAJANTE INTERNO,AQUELLOS SIN ASTERISCOS SE REFIEREN AL BAJANTE EXTERIOR VER TAMBIEN EL ESQUEM AEN EL TEXTO (EN LA DISCUSION DE PLATOS CON COLECTORES DE RETIRO) PARA EL MANEJO DE PLACA SCON COLECTORES DE RETIRO .



ISECION :

3-B

PAG . :

3 9

FECHA : Sept ., 19 78

Figura 1 4DEFINICIONES DEL AREA LIBR E

PLATOS DE UN SOLO PAS O

Af

///'/'/

A

- (Adj . do)

+ A d o= As

2

PLATOS . DE DOS PASO S

Af

2Af

,

2

.///

-

A f

Af

2

_

Af

PARA PLATOS DE DOS PASOS, USAR EL MENOR VALOR Af!OBTENIDO DE PLATOS CON BAJANTES INTERNO 0 EXTERN O

*. + A, *PLATOS CON BAJANTE EXTERNO Af = A s -

A,

2( ) - Aw

PLATOS CON BAJANTE INTERNO Af = A s - (Adi + Ado ) Aw

2

n ormaclon con encia para uso e

SA y s-US filiálés. Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES

PRACTICAS DE .DISEÑ O

SECCION :

3-B

'PAG. : 40

IFECHA : Sept ., 1978

HOJA DE CALCULO PARA PLATOS PERFORADOS (Parte 1 de 8 )

Unidades Métricas

Refinería y Proyecto Fecha 2'-¡/QyÍb i

Torre \1-11 Por

Servicio iDesNuti ar.., 10 11 n, &

Sección de la Torre (tope o fondo) oluc~®

Número de Plato s

Diseño del Plato No .

1 . Cargas de Vapor y Líquido a condicio -

nes de Trabaj o(a) Vapor hacia et plato

Temperatura °CPresión kPa gag eDensidad fV , kg/ m3Carga de vapor G, kg/ s 1000 G

i v

d~m 3 pV Ec . (la )

s /L- IV

d m 3 V

Cs j'

L-

VMin ~

~

(b) Líquido desde et plat oTemperatura ° CViscosidad A L , mPa . sTensión superficial «L , mN/ mCarga de 1 íquido L, kg/ sDensidad

kg/m 3

Flujo de líquido QL' 60/s= 1000 L

Q L(Min)

=

(dm3/s) Min

Ec . (1b )

Flujo de vapor, dm 3/s =

V L =

V L(M(n) =


PRACTICAS 'DE DISEÑ O

SECCION : 3—B .

IPAG. : 4 1

i FECHA : Sept ., 1978


Unidades Métrica s

Número (s) de Plato

2 . Espaclamiento entre platos, Tamaño y

Distribución Prelimina r

(a) Tamaño preliminar del plato

Tensión superficial estandard ,

Cstd mN/m

(Fig . 2 )

K~-A

(Fig . 3 )

Espaciamiento entre platos, m m

Diúmetro preliminar D1, mm

134 V L

Dt = 305 /0.115 QL +

V

2• z, _. H K

nDt

`p.a,.Ze4 a o .s

As = 4

x 10'6

No. de pasos de I íquido, Np

(Tabla 1 )

(b) Bajante y tamaños de vertederos

'PL— PIf L

q2

L PL

Vdi = Velocidad permisible d e

entrada en el bajante, m/s, de l a

Figura 7 ó Tabla 2 , cualquier a

sea menor para. sistemas espuman-

tes, usar Vdi Ñ 0 .006 m/s

Area total mínima de entrada e n

el bajante Adi, m2 '

QL

(Para platos de un

solo . paso o para pi a -1000 Vd¡

tos . de paso múltipl e

con bajante exterior ,

A di debe ser , 0 .06 8

. .As )

V do = Velocidad permisible de sa-

lida en el bajante, m/s

= 2 Vd i 6 0 .18 m/s, cualquie -

ra sea menor

Ec . (2a )

4,„ ',)

(Para usar en la Figura (7 )

n cinnacio -n confidencia para use de PDVSA y sus filiales . . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES


SECCION: 37 B IPAG .:42 jFECHA : Sept ., 197 8

HOJA DE CALCULO PARA PLATOS PERFORADOS-(Parte 3 de 8, )

Unidades Métrica s


2 . Espaciamiento entre platos, Tamaño y

Distribución Preliminar (Cont . )

(b) Bajante y tamaños de vertederos (Cont . )Area total minima de salida en en ba-

jante A do , m 2

Q L

1000 Vd o

Sln embargo, Ado debe ser > 0 .06 8

As(c) Capacidad máxim a

Area gastada Aw, m 2

Promedio de área libre Af, m 2

(Fig . 14 )

VL(Ltm) = 378 Af , P GL 1Éc . 2c )

1 +/2 Q - Iv

1~ .. .. J ..-

(~ - 9 G

7

n,

_ !7 .ryp y

Factor de diseño de la carga d e

vapor V L

VL/VL(Lim) como % debe ser< 90% ,

de to contrario repetir el pas o

2 con un valor de D1 mayor )

3 . Espaciamlento entre Platos, Tamaño y

Distrlbución Fina l(a) Areas de la torr e

Diámetro de la torre, D, mm

Espaciamiento entre platos, H, mm

Area Superficial A s , m2

Area Gastada Aw (si la hay), m 2

Porcentaje de área de orificiosAo /A b

(Tabla 1 )

Area de burbujeo Ab , m 2

(Fig . 13)

Promedio de área libre, m 2 (Fig . 14)

Area real de orificio Ao, m 2

* Para platos de 2 pasos .

Interior* Exterior Interior* Exterior

Información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales. Fuente: EXXON DESIGN PRACTICE S

PRACTICAS DE 'DISEN O

SECCION :

3-B

IPAG . :

43

i FECHA :

Sept ., 1978


Unidades Métricas


3 . Espaciamiento entre Platos, Tamaño y

Distribución Final (Cont .)

lnterior* Exterior Inter)or*

Exterior

(b) Bajantes y vertedero s

Area de entrada en el bajante

Adi , m 2

Area de salida del bajante

Ado, m2

Altura del vertedero a la salid a

h wo , m m

Longitud del vertedero a la sali-

da mm (Ver Subsección K )

Altura del vertedero a la entrad a

h wi , m m

Longitud del vertedero a la entr a -

da Q i , mm (Ver Subsección K )

Longitud de la parte inferior de l

'bajante Q ud , mm (Ver Subsección K)

(c) Inundación por chorro (Ver Figu-

ras 1 a 3 )

Longitud del vertedero exterio r

m = Q o/1000 (Usar Q o también par a

platos de 2 pasos, no use la longi-

tud del vertedero interior Q o*) .Para bajantes segmentados, usar l a

longitud de la cuerda uniendo losextremos del bajante segmentado .

QLW = dm3 /s por metro de vertedero

exterior por paso .

K HL , espaciamiento entre platos -

factor de capacidad de rata de lí -

quido (Use la Figura la para siste-

mas de hidrocarburos, la Figura l b

para sistemas acuosos) .

Diseño1000 A f

VL .

* Para platos de 2 pasos . Todos los bajantes en platos de paso sencillo so n

"exterior" .

riformación eonfidencial para uso déPDVSA y sus filiales . Füente EXXON DESIGN PRACTICES

PRACTICAS' DE DISEÑ O


Unidades Métrica s

Número (s) de Plat o

3. Espaciamiento entre Platos, Tamaño y

Dlstribución Final (Cont . )

(c) Inundación por chorro (Cont . )


= 0.088 Kpt KHL

Ec . (3c )


V f

'

= 0.061 K, KHL~I ?PV

PermisibleEc . (3d )

Diseño/permisible, % (compare co n

los criterios dados en la tabla 2 .

Si estos no se cumplen cambie e l

d'i ámetro de la torre y/o el espa-

ciamiento entre platos y repit a

Bnc nasns 7 v 11 _

4. Revisión de las Limitaciones de Pro-

ceso

(a) Arrastre

VL (Arrastre) = 305 Ao (2 .2 (QLD)2/3 + 0.34 x)1/2

Ec . (4a )

V L /V L (Arrastre) debe ser < 0 .90**

Si no, aumentar Ao en el paso 3

(b) Goteo

SECCION : 3-B

IPAG . : 44 FECIIA : Sept ., 1978

Permisible


hc(Min) = 6.931000 QL (Min)~

2/3

+ 0.5 hwo

Np Ro

~ Ec . (4b )

K1 = 0.063 (5 .25 + 0.039 he (Min) (it -eV)

Diámetro del orificio 0, mm (Tabla 1 )

Tensiónsuperficial, mN/m

Diámetro del orificio, m m


** QLD

3 .5 minimizar VL/VL (arrastre) a un valor preferiblemente < 0 .70 .

Información confidencial para . uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES

PRACTICAS D' E DISEÑ O

SECCION :

3-B

IPAG . :

45

I._FECFIA : Sept .., 1978


Unidades Métricas

Nómero'(s) de Plato

4 . Revisión de las Limitaciones de Pro-

ceso (Cont .)


(b) Goteo (Cont . )

K 2

(Fig . 6a )

K 3

(Fig . 6b )

y

= 1 .22 K K K3o

V (Goteo)

1

2 3Ec . (4c )

Velocidad mínima del vapor a travé s

V o (Min) = 1000 Ao

V r, \/JV (Min) ;Debe ser

1 .0 ,V o

(goteo) si no reducir e l

área de orificio si es posible . D e

otra manera revisar la Figura 5 a

para el efecto sobre la eficienci a

del plato .

5 . Hidráulica del plato

(a) Altura clara de líquido h c

1 000 Q L i 2/ 3

hc = 6 .93

+ 0 .5 h wo

Np Qo

Ec . (5a)

(b) Caida de presión efectiva en e l

plato seco he d

Velocidad del vapor a través de

los orificios, V o , m/ s

dm3/ sVo =

* Para platos . de 2 pasos .

de los orificios, Vo (Mln ) ,

(dm 3/s)Min

m/s :

1000 A o

Altura de líquido - factor d e

caída de presión K np

(Fig . 9 )

Diámetro de orificio - facto r

de caída de presión KAp

(Fig . 9)



SECCION : 3-B iPAG . : 46 IFECHA : Sept .,1978


Unidades Métrica s


5 . Hidráulica del plato (Cont . )

(b) Caída de presión efectiv a

en el plato seco hed (Cont . )

hed = 273 Khp Kop Vp (fV/eL) ;

debería ser al menos 20 mm a

flujos de diseñ o

(c) Caída de presión total en el plat o

ht = hc + h ed(d) Pérdida de cabezal en el bajant e

h ud

1000 Q L

2

h ud = 160 c Np Q ud

(Ec . 5d )

Asuma c = 38 mm . Si hud )) 25, pone r

hu d = 38 mm y calcular c por :

(1 .29 x 104) Q Lc =

N p Qud Jh ud

Nota : Para bajantes perfilados usa r

el coeficiente de 53 en lugar d e

160, en la Ec .. (5d) .

(e) Cabezal de entrada h i

Para platos con vertedero interior :

1100 0 QL12/ 3

= 6 .93

Np Qi

+ h w i

Para platos sin vertedero interior :

hi = h c

(f) Llenado del bajante h d

hd = (ht + hud)

PL+ hi + 25, mm

Nota : En platos de 2 pasos, para in-

terior h d , usar el valor de h i en e l

plato exterior y viceversa (Fig . 10) .



información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S

PRACTICAS R E D ISEÑ O

SECCION :

3-B

FAG . :

4 7

l FECHA :

Sept ., 1978


Unidades Métrica s


5 . Hidráulica del plato (Cont . )

(f) Llenado del bajante (Cont . )

Para un plato con caja de entrad a

de receso o con vertedero de en-

trada, sustituir 2 h u d, en luga r

de h ud , en la ecuación de arriba .

fid es uh % del espáciamiento en =

tre platos

(Tabla 2 y Fig . 8 )

(g) Sellado del bajant e

h l + h u dSi los flujos de diseño (hi + h ud )son menores que c + 6, considera r

el uso de un menor valor de c (po -

siblemente un borde de bajant e

perfilado), un vertedero de entra -

da, o una caja de entrada de rece -

so, en ese orden de preferencia .

Si todo es posible, (h i + h ud ) po-dría ser también mayor que c a

flujos mínimos .

6 . Eficiencia del plato

Eficiencia global, Eo

(Subsección I )

No . de platos teóricos requerido s

No . de platos reales requerido s

No . de platos reales especificados


Interior* Exterior Interior* Exterio r



Unidades Inglesa s

Refinería y Proyecto 1'Q~e~vc,4t\1 &L°1-0

Torr e

Servicio ~QtAs.A04P ■, 1461 ,11

Sección de la Torre (tope o fondo )

Número de Platos

Diseño del Plato No .

1 . Cargas de Vapor y Liquido a condicio-

nes de Trabaj o

(a) Vapor hacia el plat oTemperatura ° FPresión, psi gDensidad, f V , lb/pie 3

GCarga de vapor G, . lb/ sFlujo de vapor, pie3/s =T

v

/ /vV / L - / v

Fecha

2e-I'tw)!® \

Po r

1-, t-10

o, or-;z r

pie3 1 /Vs

/pL -/V

VL =Ec . (la )

\j/pie3 1V L(Min) = S j Min - /V

(b) Líquido desde el plat oTemperatura °FViscosidad

L , cPTensión superficial GEL , mN/ mCarga de líquido ML , lb/ sDensidad /0 L , lb/pie 3

Flujo de líquido LL , pie 3/s = ML/L

LL(Min)

=

( p ie3/s) Mi n

Información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE,


SECCION :

3-B PAG . :

49

~ FECHA : Sept ., 1978

U-'


Unidades inglesa s


2 . Espaciamiento entre platos, Tamaño y

Distribución Preliminar

(a) Tamaño preliminar del plato

Tensión superficial estandard, mN/ M

(Fig . 2) °1,S

K G,

—

(Fig . 3) 0,91Espaciamiento entre platos H, pie t,'sDiámetro preliminar D t , pi e

A s = 7(D2/ 4t

No . de pasos de líquido, Np

(Tabla 1 )

L' = gph/pie por diámetro/pas o

(b) Bajante y tamaños de vertederos

/V- 1` 0 1 0 i $

fL

(Para usar en la Figura 7 )

,UL / L / 1"I ) Z

V d , = Velocidad

permisible 'd e

entrada en el bajante, .pie/s, de

la

r ` elFigura 7 6 Tabla 2, cualquiera seamenor para sistemas espumantes, usa r

V di

0 .2 pie/ s

Area total mínima de entrada en e l

bajante Adi , piel

LE

V di ..

= ' /3 .25 LL + Ec . (2a) 10 1 S.1: 117, ~

8C ) C

.~ .

3i6,5

©, S ('t /5

(Para platos de u n

solo paso o para pla-

tos de paso múltipl e

con bajante exterior ,

V do =

A di debe se r

A s ) . -0' 548i r.IVelocidad permisible de salid a

en el bajante, pie/ s

2 V di .ó 046 pie/s, cúalquier a

sea menor

J

/

c), (~ct.* 8 G ) ,G

I .) 9& ~2 -

~1 !~ ~ 1I- t-



SECCION : 3—B

FAG . : 50 FECI IA : Sept ., 1978


Unidades Inglesas


2. Espaciamiento entre platos, Tamaño y

Distribución Preliminar (Cont . )

() Tamaño preliminar del plato (Cont . )

VV~~ Area total mínima de salida en en ba-

jante

pie2

-'

LL

3Q6~~ 2~~QT

.

- , "

V

VL/VL(Lim) como % debe ser< 90% ,

de lo contrario repetir el paso

2 con un valor de D t mayor )

3. Espaciamiento entre Platos, Tamaño y

Distribución Final


(a) Areas de la torr e

Diámetro de la torre, D, pie M I S Espaciamiento entre platos, H, pie \,15Area Superficial A s , pie 2

R(, , 6Area Gastada A W (si la hay), pie 2 O O

Porcentaje de área de orificios

Ao ./A b

(Tabla 1)

0O6

O0'6

Area ' de burbujeo Ab, pie 2 (Fig . 13) GG 1,S3 GA,S3Promedio de área Iibre Af, pie 2

(Fig . 14) 48,301 ~~~ +g2RArea real de orificio Ao, pie 2 5322 . 5,312

Vd o

Sin embargo, A do debe ser ), 0 .068

ii, n ?a2As

:

(c) Capacidad máxima

Interior* Exterior interior* Exterior

Area gastada A W , (si la hay) pie l

Promedio de área libre Af, pie 2

(Fig . 14) Q 0

38,308 ?Li 8 z

013t6L '

0,£x`16

3~iH

V L(Lim) = 0 .62 Af-(

) (tL

lTL

-( vl PL — P V

L)QUUe

IJ — I o4

Y

Factor de diseño de la carga de

~7vapor VL O ) z1cj cj ~~

(Ec . 2c)



SECCION :

3-B

IPAG . :

5. 1

I FECHA :

Sept ., .1978.


Unidades inglesa s



Distribución Final (Cont .)

Interior* . Exterior Interior* Exterior(b) Bajantes y vertedero s

Area de entrada en el bajant e

Adi, pie 2

€,Z l 11,4 $

- _ Area de- salida del--bajant e

Ado, p ie2 ó,lit-

108Altura del vertedero a la salid a

h wo , P uig Z.Longitud del vertedero a la saii -

da Q o , puig

(Ver Subsección K)

as 'I GO,,Altura del vertedero a la entrad a

h w i , puig

AOLongitud del vertedero a la entra -

da Q i , puig

(Ver Subsección K) ► 1f& N/ALongitud de la parte inferior de l

, bajante_Q ud , puig (Ver Subsección K)>(Z_,O

QI I I(c) Inundación por chorro

(Ver Figu -

ras 1 a 3 )

Longitud del vertedero exterio r

puig = Q c/12 (Uselo para plato s

de 2 pasos, no use la longitud de lyvertedero exte•r-i-or y o *) . Par a

bajantes segmentados, usar la Ion -

gitud de la cuerda uniendo los ex -

tremos del bajante segmentado .

6,6ZSQLW = gph/pie de vertedero exte-

rior por paso .

6135 l gKHL, espaciamiento entre platos fac -

tor de capacidad (Use la Figura l a

para sistemas de hidrocarburos,

l a

Figura lb para sistemas acuosos) .

0, B

1V

DiseñoA f

O/ y 13Ss o,Z o 29 .V L

fV

* Para platos de 2 pasos . Todos los bajantes en platos de paso sencillo so n

"exterior" .



SECCION:3 -B IPAG . : 52 iFECiIA : Sept ., 1978


Unidades Inglesas

Námero (s) de Plato


Distribución Final (Cont . )

(c) Inundación por chorro (Cont . )



Permisibl e

Vf P VL - PV

= 0.29 Ki-)L KHL

Ec . (3c )


y f PV = 0.20

''

KHL

f- - (V ermisible

Ec .. (3d )

Diseño/permisible, % (compare co n

los criterios dados en la tabla 2 .

Si estos no se cumplen cambie e l

diámetro de la torre y/o el es pa-

clamiento entre platos y repit a

los pasos 2 y 3) .

4 . Revisión de las Limitaciones de Pro -

ceso

(a) Arrastr e

VL (Arrastre) = Ao (0 .05 (L,)2/3 + 6Vi)

1/2

Ec . (4a) ZS,62 2S,62,.

VL/VL(Arrastre) debe ser < 0 .90* *

Si no, aumentar Ao en el paso 3

p,ácj3

(b) Goteo

QL '(Min) 2/3

hc(Min) = 0 .,5 -'---^—

+ 0.5 hwoNp !_Q o

qL = Tensión superficial, dinas/cm1 : 46

Diámetro del orificio, pul g


** L' <1000 minimizar V L /V L (arrastre) a un valor preferiblemente < 0 .70 .

Ec . (4b) 2,C4 3,08

K1 = (5.25 + he (Min) (PL - Cy) 2Ki, 3O - 5$

Diámetro del orificio 0, pulg

(Tabla 1) ®,S

' Inform'ación confidencial para uso de PIVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S


SECCION : 3-B

IPAG . : 5 .3

FECHA : . . Sept ., 197 8


Unidades Inglesas


4 . Revisión de las Limitaciones de Pro-

ceso (Cont . )

(b) Goteo (Cont . )

K2

(Fig . 6a) 0,O38 0,03 $K 3

(Fig . 6b)

1,0 1,ó

~o JPV (Goteo) -= K2 -

K3-Ec. (4c)

10,ot~i

lj C.w.,

Velocidad mínima del vapor a través —~~

de los orificios, V0 (Min) . Pie/s :

(pie3/s) Mi n

Debe ser

1 .0 ,

si no reducir e l

2/3

+ 0 .5 h woEc . (5a )

(1 0161

'(b) Caida de presión efectiva en e l

-plato seco hed

\ 'Velocidad del vapor a través de

los orificios, Vo, pie/.s :

Vo = (pie 3 /s)/Ao 1aá' S

Altura de líquido — factor de

caída de presión K hp

(Fig . 9) 013$

0,,6 41;5 Diámetro de orificio — factor

de caída de presión KOp

(Fig . 9) 013 3


12 1 8'`1 3n

Interior* Exterior Interior* Exterior, .

Vo (Min) =

A 0

VO •VPV (Mi'n )

vo

.

✓P V

area de orificio, si es posible . D e

otra manera revisar la Figura 5 a

para el efecto sobre la eficienci a

del plato .

5 . Hidráulica del plato

(a) Altura clara de líquido h e

QL 1t

NP Ro lh c = 0 .5

(goteo)

.

3) 1'

1 1 , 3

11171

1 1 \ 0

2,ái0

3,53

' Información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fuente : EXXON DESIGN PRACTICE S

PRACTICAS . DE DISEÑ O

SECCION : .

3-B

'FAG . :

54

I FECHA :

Sept ., 1978


Unidades Inglesa s


5 . Hidráulica del plato (Cont .)

Interior* Exterior interfor* Exterior(b) Caída de presión efectiv a

en el plato seco hed (Cont . )

h ed = K hp Kp p Vg (JV/PL ) ;debería ser al menos 0 .8 pul g

a flujos de diseño

1,6o b(c) Caída de presión total en el plat o

ht = h c + h ed

L?,623`t, 513 Li(d) Pérdida de cabezal en el bajant e

h ud

Q

2L

~ 3i-h ud = 0 .06

Ec . (5d)

~ ( ~

c N p Q ud

~ I t,lL~

I I ~~

Asuma c = 1 .5 pulg . Si hyd¡;1 .0 poner

hud = 1 .5 pulg y calcular c por- :

0 .25 Q L

N p Qud J h u d

Nota : Para bajantes perfilados us e

el coeficiente de 0 .02 en lugar de

0 .06, en la Ec . (5d) .

(e) Cabezal de entrada hi

It nAr,Para platos con vertedero

t ir-':

h i = 0 . 5

Para platos sin vertedero,i ter-J-ór :

h i = hc 2,~o 2,S3(f) Llenado del bajante h d

1,01C 1

hd = (ht + hud ) PL + h i + 1 .0 pulg

10 30S

11,41fL -pV

Nota : En platós de 2 pasos, para in -

terior h d , usar el valor de hi en e l

plato exterior y viceversa (Fig . 10) .


[

QL1 2/ 3

NP 21

+ h Wi

Información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales . Fúente : EXXON DESIGN PRACTICES


3 -BSECCION : PAG. : .

55 FECHA : Sept ., 1978

HOJA D E CALCULO PARA PLATOS PERFORADOS (Parte 8 de 8 )

Unidades Métricas


5 . Hldrául ica del plato (Cont .)

Interior* Exterior Intertor* Exterio r

(f) Llenado del bajante (Cont . )

Para un plato con caja de entrad a

de receso o con vertedero de en-

trada,sustitulr-2 h ud ,` en luga r

de -h ud --en---I-a-ecu-ac-i-ón --de --arriba . _

h d es un % del

espaciamiento en -

tre platos

(Tabla 2 y Fig . 8 )

(g) Sellado del bajant e

( h i + h ud)Si los flujos de diseño (h i + h ud )

son menores que c + 0 .25, conside-

rar el uso de un menor valor de c

(posiblemente un borde de bajant e

perfilado), un vertedero de entra-

da, o una caja de entrada de rece -

' so, en ese orden de preferencia .

Si todo es posible, (h i + h ud ) po-

dría ser también mayor que c


tl ,,3y

2,5 l v

flujos mínimos .

6 . Eficiencia del plato

Eficiencia global, Eo

(Subsección I )

No . de platos teóricos requerido s

No . ,de platos reales requerido s

No . de platos reales especificados

pJ~steArti

~ 7 Pt

all~

t. so

r.) b-'tv-05

~A(mi1G`

11\\

ly

1

AA),

~Q---_a\IJy~~

s

,,

-WI

1 ,

,

información confidencial para uso de PDVSA y sus filiales. Fuente : EXXON DESIGN PRACTICES

Notas :

1 3

O PDVSACIED

Destilación : Cálculo de Plato de Destilació n

Plato de alimentación (Cont. . .)

Ubicación del plato de alimentación (Método Kirkbride )

log M= 0 .206 log 3 i C)(xHKF)( XLKBXHK D

SBF= (K1)° 206 , donde Kl =l (g/ D)ILKF/ \ HKD / 2 1


PDVSACIED

.

Notas :

Capítulo II I

Bomba s

Entre en el patrón de diapositiva e indique el nombre de la organización

PDVSACAED

Notas :

Bombas

~~~~nido

0 Fuentes de información

D Bombas

Bombas centrifugas

El Cabezal neto de succión positiva

El-Cálculo de |Bpc tencia o oaboUaje

E] Cambio de¡ diámetro de¡ impulso r


2

Notas :

O PDVSACIm

Bombas

Fuentes de In formación

> Manual de Diseño de Procesos, Prácticas de Diseño . Vol . 6-Secció n

10. Vol . 7-Sección 11 L . PDVSA, 1986.

i Manual de Diseño de Procesos ; versión automatizada PDVSA, 1997 .

i Manual de Bombas, L. Jiménez, Editorial Blume, España, 1977 .

i~ Bombas : Su Selección y Aplicación, Editorial Continental, México ,

1978 .

> API Standard 610

í3a4t ,e)

Qae nv`µ

a

i t1, ('''A

o¿¿


3

PDVSA

Notas :

O

TIPO

CARACTERÍSTICAS

Bombas

Tipos y características

A continuación se presenta un cuadro descriptivo de lo sprincipales tipos de bombas y sus características :

Centrífuga– Gran capacidad y alto cabezal– Servicio continu o– Se utiliza en servicios de lechada ( requiere de informació n

por parte del especialista en maquinarías) .

Reciprocante– Baja capacidad (3-20 gmp) a un alto cabezal .– Fluidos de alta viscosidad --c– Servicios intermitentes._ Inyección de aditivo s

Rotativa– Se limita a servicios que resultan demasiado' viscosos para

los otros tipos de bombas .


4

PDVSA

Notas:\

w am

Bombas

Especificaciones de una bomba

• El trabajo que realiza el ingeniero de procesos durante l aespecificación de una bomba comprende la determinación de :

➢ Caudal de Flujo

i's Condiciones de Operació n

i Propiedades del material que se bombe a

Disponibilidad del cabezal de succión positivo neto, NPSH .


5

~~

~~~~ Notas :

~~ pDV ~CIED

Bombas

Especificaciones de una Bomba . (Cont . .)

• Tipo de bomba y tipo de accionador .

• Requerimiento de reemplaz o

• Requerimientos de sellos y lavado de la bomb a

Tipo de mateálls decir, acero al carbón, aleación, etc) .

> Selección de la bomba


6

~~

.

Notas :

PmDVSA

Bombas

Bombas Centrífugas

Curvas Características de bombas centrífugas

GPM -►

Punto de Operació n


BHPBH P

H D

EFF

NPSHNPSH, Ft . .

ñ

Eff

7

Bombas

Notas:

►~X~ PDVSA

Bombas Centrífugas. (Cont . . .)

Operación de bombas centrifugas en paralelo

2

H

QOperación sincronizada

QOperación no sincronizad a


8

Bombas

Notas :

x~ PDVSA~ !r

Cabeza! neto de succión positiva

Cavitación

_ Ocurre cuando la presión estática del líquido desciende hasta l apresión de vapor o por debajo de la misma .

En este punto se forman burbujas de vapor que colapsan cuand ollegan a una zona de mayor presió n

Impulso rrotando

Burbuja apareceerr el compresor

La burbuj acolaps a


9

Bombas

Notas:

CIED

Cabezal neto de succión positiva. (Cornt . . )

Supresión de la cavitación

— La fuerza encargada de suprimir la cavitación, corresponde at marge n

por el cual la presión estática local del líquido excede la presión d e

vapor del líquido a esa temperatura .

— Las unidades de cabezal de líquido, en el margen de presión s e

denomina "Cabezal de succión positivo neto" o NPSH (Net Positive

Suction Haod) .-


1 0r

Bombas

~x~ PDVSA~ ~m

Cabezal neto de succión positiva. (Cant. . .)

Ejemplo de cálculo del NPS


Torre con líquido @ BP. P, = 64 .7 ps i

NLL Gravedad = 0 .7 0' BTL

especíica

40' de tubería de 6" . 3 codo s1 válvula de glob oLe = 75 '

Notas : r _.~ . .se ,? P.')

0 R~;~

, ` UY1

c~l ' 6.

1 1

,tO~> Notas :

O PDVSA=`

Bombas

Cabezal neto de succión pcSiti xa .(Con t J

AP/ 100, pie de tubería de succión = 0,43 Psi/100 pie = 1,42 pie/100 pi e

APL = 1 .42 (75) = 1,07 pi e10 0

mPSH ~ presióndi líquido +presión atmosférica — Pv 2 .3 1Disponible

gravedad específica a T

± Nivel del líquido sobre la CLDe la bomba ,AP de la tubería

~16palMí 164.7] (2 .31 )L

0 .70

+10-u-1/n~a .9o pies disponibl e

Factor de seguridad : divida por 1 .10

8 .931

~a12'Luego wPa * spec ~1 0

Post grado Ingeniería de Procesos Petroqufmicos

1 2

Bombas

Notas :

PDVSA~ ~~m

Cabezal neto de succión positiva. (Cont. . . )

Consideraciones adicionales para el cálculo de NPSH

En el caso de las aplicaciones de bomba en las cuales se toma la succión d eun recipiente en equilibrio, debe considerarse lo siguiente :

NSPH DISPONIBLE = (cabezal estático del líquido con respecto a lalínea central de la bomba ) - (la pérdida po rfricción en la tubería)

Esta ecuación sencilla permite calcular el NPSH disponible para la gra nmayoría de las aplicaciones de bomba en los complejos petroquímicos .Entonces :

Presión del recipiente, PSIA = Presión de vapo r


1 3

Bombas

' Notas:

PDVSAoen

Cabezal neto de succión positiva . (Conj. . . )

NPSH vs. Rujo

Q, Flujo -o-


1 4

Bombas

.

Notas :

PmDVSA

~~

Cálculo de la potencia o caballaje

• Ecuaciones

?, ,

(AP )(GPM)✓ PotenciaHidráulica= b°mb° T

171 5

/Potencia al freno, BHP = (Potencia Hidráulica )

EDonde : Eo = Eficiencia de la Bomba,

G® - t; U

E 0 puede obtenerse de la Fig . 3 6 4 de las Prácticas de Diseño o de lAnexo 6 .06, Fig . 1 0 2 .

✓El caballaje mínimo del accionador = BHP x factor de carga

Donde : Factor de carga = 1 .1 para motores eléctricos


1 5

Bombas

Notas :

* PDVSACIED

Cálculo de la potencia o caballaje. (Cont. . . )

• Ecuaciones

✓ Energía consumida = BHP (0 .746) = kw hrE M

h r

Donde :

EM = Eficiencia del moto r

E M puede _obtenerse_ delas_PrácticasdeDiseño , SecciónXI-LCuadro 1

o Anexo 6 .06 .


1 6

Bombas

Notas :

x~ PDVSA~ cim

Cálculo de la potencia o caballaje. (Cont. . .)

Cabezal : h = (2,31 x 150)/0 .65 = 533 pie

Eficiencia : E,= 71% para un cabezal de 533 pi e

Potencia : BHP = (150 X 1000)/(1715 X 0 .71) = 123,2

Potencia Min Motor: HP = 123,2 X 1 .1 = 135 . 5

seleccionado un motor de 150 HP para 80% de carga (123,2/150 = 0 .82) ;

Eficiencia Motor = 89% .

Energía consumida = 123,2 X 0 .746/0 .89 = 103 .3 kw

E,at-inc« t, co,esz. G4 c~g : (5o X o )lL tL

I 70 t`yw,

0,9 ;


1 7

Bombas

Notas :

~~. PDVSACIED

Cambio del diámetro del impulsor

Relaciones

Las relaciones utilizadas para calcular el efecto del cambio de ldiámetro del impulsor o de la velocidad son las siguientes :

Q - Velocidad periférica de donde Q2 = O` (D 2/D , )

H- (Velocidad periféhua) ? de donde Ho=H , (D 2/D,)2=H`(N2/Nj2 ~~+~~

HP - (Velocidad periféhca) o de donde HP.=HP ` (DJD 1 ) 3 =H,(N2 /N ,) 3 33 •;..f

Donde : D. diámetro del impulsorN. RPM del impulso r

Post grado Ingeniería de Procesos Petroquímicas

1 8

Notas :

x PDVSA

Bombas

Cambio del diámetro del impulsor

Ejemplo del efecto del cambio de diámetro del impulsorA continuación se da un ejemplo de la aplicación de las leyes de afinidad d ebombas .

10" 11 "C Flujo

Hd Bomba

HP Motor_

Q Flujo .Hd Bomba HP Motor100

335

200 110 405

266200

335

220 220 405

293600

325

290 660 393

3861000

295

328 1100 357

4371400

245

412 1540 296

548

Flujo (11) =Ll00

HD Bomba (11) = (335)

[.2 = 40510,

HP Motor (11) = (200)

[]3 = 266


1 110 =110

1 9

Compresores : Cálculo de Compresor

° Notas :

PDVSACIED

Capítulo IV

Entre en el patrón de diapositiva e indique el nombre de la organización


Notas :

PmDVSA

~ ~

Contenido

❑ Fuentes de informació n

❑ Usos típicos de los compresore s

❑ Rango de aplicaciones de compresores

❑ Curvas características de los principales tipos d ecompresore s

❑ Terminología de las curvas de compresores centrífugo s

❑ Leyes de afinidad para sopladore s

❑ Métodos para el cálculo de compresores centrífugos


2

Compresores: Cálculo de Compresor

Notas :

PDVSACIED

Rango de aplicaciones de compresoresFigura 2

Rango de ApUcad6u de Coulpresure

1

30 100 3C00 1k 3k 10k 100k

Caudal volumétrico en la entrada (ACFM)


0-3 3 o

3

Compresores: Cálculo de Compreso r

°` Notas :

~ PDVSA

62%

100 %Caudal volumétrico, Q a condiciones de Succió n


Terminología de las curvas de rendimiento de compresorescentrífugos

Incremento'

Estabilida d

___Flujo mínimo con _^velocidad variable

Flujo mínimo co ncontrol de succion

4

' Notas:

~DVSA_ ="Compresores : Cálculo de Compreso r

Terminología de las curvas de rendimiento de compresorescentrífugos. (Cont. . .)

Limite de oleaje "Surge "

Corresponde al punto de la curva donde el compreso r

repentinamente pierde su capacidad para desarrollar la mism a

presión que se registra en la tubería de descarga . El gas

retrocede en la máquina, disminuyendo el diferencial de presión y

permitiendo que la máquina suministre un flujo positivo haci a

delante . El diferencial de presión vuelve o aumentar y la tasa d e

flujo cae hasta que intercepta de nuevo el punto de oleaje y e l

ciclo vuelve a repetirse .


5


Notas :

X~ PDVSA

Terminología de !as curvas de rendimiento de compresore s

centrífugos. (Conf . . .)

Ahogamiento "Stonewall"

Se define como el punto que representa la tasa máxima de flujo qu e

puede alcanzar un compresor . El límite de flujo máximo es creado po r

la turbulencia neta, las ondas de choque y la separación de flujo qu e

ocurren cuando la velocidad del gas (con respecto a la superficie de l

impulsor) se acerca a la velocidad sónica .


6


\/

-

Notas :

Terminología de/as curvas de rendimiento de compresores

centrífugos. (Cont. . .)

Estabilida d

El rango de flujo estable entre la condición de oleaje y el flujo dediseño. Se expresa como un porcentaje y es igual o100% menos larelación porcentual entre el volumen de flujo a la condición de oleaje y

el-volumen de flujo a condiciones-de diseño. La norma API 617-define —

|a^Eotabi| idad^entónninoanominales ynoencuanto al flujo de

diseño .


7


Notas :

0 PmDVSAo

Terminología de las curvas de rendimiento de compresores

centrífugos. (Cont. . .)

Región de ángulo: "Knee Región "

Porción de la curva en la cual la pendiente cambia rápidamente ,

inmediatamente antes de que se alcance el efecto de "Ahogamiento o

stonewall" . Para evitar que el punto de diseño se ubique en la "Región d e

Angulo", se recomienda que la capacidad del cabezal a 115% del flujo d e

diseño, no sea menor del 85%, aproximadamente, del cabeza l

desarrollado a condiciones de flujo de diseño .


8

Compresores : CáIculo de Compresor

p~̂p Notas:

Terminología de las curvas de rendimiento de compresores

centrífugos. ( zmt . . )

Flujo minimo: "Turndown "

Corresponde a la reducción de flujo de masa que es posible antes d eque se registre la condición de oleaje, donde se reconocen los efecto s

del método de control utilizado . El "Flujo Mfnimo" se expresa como u nporcentaje y equivale al 100% menos la relación porcentual entre e lflujo de masa en el punto de oleaje en presencia del cabezal de

~dioehoy e l flujo de masa dediaeñcc-Lano,maAP|817define^F}u/o-

Mínim o en términos especificado (rated) y no en cuanto al flujo d ediseño .


9


O PDVSACIm

Terminología de las curvas de rendimiento de compresore s

centrífugos. (Cont . . )

Incremento

Para asegurar una operación estable dentro del rango de flujo

requerido, la curva de cabezal-capacidad del compresor deb e

aumentar ligera y continuamente entre la tasa de flujo de diseño y l atasa de flujo a la cual comienza la condición de oleaje, . Lasespecificaciones de diseño normalmente establecen un aument o

mínimo para la curva que un compresor bien diseñado pued esuministrar. (Vease el Prácticas de Diseño, Sección XI-E Figura 5 o e lanexo 7 .01) .


Notas :

1 0


Notas :

PDVSACIE D

Leyes de afinidad para sopladores

Estas leyes describen las relaciones entre :

- Velocidad del (Fan Compresor) ( m= RPM)- Caudal Volumétrico ( ]= AcFM )- Cabezal de Descarga (H = pie)- Requerimiento de Potencia (HP = potencia al fluido)

A medida que la velocidad se desplaza del valor N, al valor N 2 :

--O»--

'

-----=-~^- -

/ (Mientras Qoumwnte linealmente)

'Hp e r N 2 (Sólo si se permite el aumento del cabezal y del flujo)


1 1

.

Notas :

PDVSACIED

Compresores: Cálculo de Compreso r

Métodos para el cálculo de compresores centrífugos

Isentrópico

leí c, ,;,.

absifl,A1PVK = Constante

K = Cp/Cv

Puede aplicarse a los compresores reciprocantes (con enfriamientode los cilindros) .

Politrópico

L

C

PVn = Constante , donde n ~ K

n = Exponente de compresión politrópico. Método básico paracompresores centrífugos .

Post grado Ingeniería de- Procesos Petroquímicos

1 2


~~~, Notas :

O PDVSA— '~

Cálculos de compresores centrifugo

Cálculo del incremento de temperatura

>Te = T , (p o /p`) i jDónde : T en °R ; P en psia

m~exponente de incremento de temperatura

m-1 = K - 1=n

. . `-`-"—'

" -r'-

Donde :

\T\p`=Efio ienpiaPo|üráp ica 0 . O108xLn (AOF M)+O . G43

/Cuando z ;,-s 1 .0 ó se equiore h cálculos precisos, use los programasde computadoras .

Post grado Ingenieria de Procesos Petroquímicos

>Cuando Z=-1 .0 .

1 3

4

Notas :

PQVSA~~~

Compresores : Cálculo de Compreso r

Cálculos de compresores centrífugos.Método Politrópico. (Cont. . .)

H P = Cabezal Politrópico, pieZ 1 = Factor de compresibilidad a condiciones de la succió nR = Constante de gases, 1545 [(pie3),x (Ib/pie2 )•/ (Ibmol x °R)]T, = Temperatura de entrada, °RN = Exponente de compresiónP, = Presión de succión, psiaP 2 = Presión de descarga, psi aMW = Peso Molecular

Lb/Min (Hp,


2 . Cabezal politrópico : Hp =z 1 RT, 1

m_1 'Donde : m =

K— 1

\MW m~, Pt

'

Kxr)p

3. Caballaje de Gas = 33000 `r1P JDonde : rip = eficiencia politrópic a

4. Caballaje requerido = BHP + pérdidas mecánicas

1 4

Flujo de Fluidos

Notas :

0 rVSA

Capítulo V.

Postgrado ingeniería de Procesos Petroquímicos

1

Flujo de Fluidos

' Notas :

PDVSA~~m

Contenido

❑ Fuentes de información

❑ Teorema de Bernoull i

❑ Caída de presión por fricción en tubería s

❑ Coeficientes de resistencia

❑ Longitudes equivalentes de conexiones

Postgrado Ingeniería de Procesos Petroquímicos

2

Flujo de Fluidos

Notas :

PEDDVSA

Contenido. (Cont. . . )

❑ Fluidos compresible s

❑ Métodos simplificados para calcular DP

❑ Flujo bifásico

❑ Orificios de restricció n

❑ Velocidad sónica en tubería s


3

Flujo de Fluidos

Notas :

PDVSACIED

Fuentes de información

Crane - Flow of Fluids-Through Valves, Fittings, and Pipe .

Technical Paper N° 410 .

i Manual de Diseño de Procesos : Prácticas de Diseño. Vol . 8-Sección 14 .

PDVSA, 1986 .

i= Manual de Diseño de Procesos, versión automatizada PDVSA, 1997 .


4

I

Notas :

Mmo111

PDVSA'RCIE D

Flujo de Fluidos

Teorema de Bernoulli

> Definició n

El teorema de Bernoulli es la aplicación de la ley de conservación d eenergía mecánica al flujo de fluidos en tuberías (Págs . 1-5 del Crane) .

> Ecuación de cálcul o

Diferencia de presión =A cabezal de elevación +4cabezal de velocidad +pérdidas por fricció n

~ P,

2

144p

:

2~`

+

± 112;2_

pies de »q~~p¡– ~/o--- - ~ –

~-~ ~

En unidades de presión

(1)2' D /

P

en psi

144 x 2g

Ivne..'rlais rt.4P= (Zr Z0 P +

144 ^p nstgra uo Ingeniería de Procesos Petroquímicos

5

Flujo de Fluidos

Notas :

x~ PDVSA~ cim

Teorema de Bernoulli (Conr. . . )

➢ Definición

Cabezal estático

✓EI cabezal estático es el que corresponde al peso de la columna de fluido .

➢ Ecuación de cálculo

✓ En los cálculos de ingeniería ,la diferencia de cabezalestático se determina de l aforma siguiente :

-Z )_ P(Z, ,

APs,~ -144

Donde:Z2 - Z, = elevación del fluido po rencima del nivel de referencia, e npies .

En la mayoría de las aplicacionesde ingeniería el nivel de referenciaes el piso .


6

Flujo de Fluidos

Notas :

O PDVSA~ED

2gc 2gc P

Donde:V = pie/se gG = lb/seg .-pie2p = lb/pie3 Ib mg c = constante dimensional = 32 .174 lb se9z

✓En los cálculos de ingeniería, el cabezal de velocidad se expresa de l aforma siguiente :

p V2

1

G2psi

Postgrado Ingenieria de Procesos Petroquímico s

Teorema de Bernoulli. (Cant. . .)

➢ Ecuación de cálculo (cont . .)

Cabezal de velocidad

✓Cabezal de velocidad =V2= 1 G 21

= pies de fluid o

144 2g

144 2g p

Flujo de Fluidos

' Notas :~

¡` L~/~ [(If

l~ /N ~

PDVSA

Caída de presión por fricción en tuberías Estabilidad

➢ Cálculo del factor de fricció n

✓EI factor de fricción se determina a partir de las gráficas donde secompara el Número de Reynolds, Re, y la rugosidad relativa FJD ,

(véase las Págs . de Crane desde A-23 hasta 25 o Prácticas deDiseño de PDVSA, Sección XIV B - Págs . 31 y 32) .

Re = DVp = adimensional ( Pág . 3-2 del Crane ó Prácticas deµ

Diseño, Sección XIV B -Pág. . 9 )

Donde :

µ = centipoise x 0 .000672 = lb/pie - seg .

✓EI factor de fricción de Darcy es 4 veces mayor que el de Fanning .

fp=4f F


8

Flujo de Fluido s

Notas :

PDVSAclm

Caída de presión por fricción en tuberías (Cont. . .)

➢ Ecuación para tubería s

OPf = C . L

P2 ,

ps ip5

J

Donde :W=lb/seg ., L=pie, D=pie-C-= 1 .75-x 10-4 si se-usa elvalor f de Darcy- -C = 7 .0 x 10-4 si se usa el valor f de Fannin g

Esta ecuación exacta puede representarse de forma aproximada e ngráficas (ver Anexo 6 .04)


9

Flujo de Fluidos

.

Notas :

O PDVSACIED

Coeficientes de resistencia

➢ Ecuación de cálcul o

✓La caída de presión en conexiones, válvulas, contracciones yexpansiones son proporcionales a la velocidad de acuerdo conla siguiente ecuación :

KpV 2A Pf = ps i

144 (2g c )

"Donde K es una función del tipo y la geometría de la conexión .


10

_ =

Flujo de Fluídos

~~ p~~~

Longitudes equivalentes de cone~nes

~Ly K = —~~ L-K = ---

O

D

L K OL=

KO= ---y

---

f

4 ~

Estas relaciones permiten calcular el coeficiente "K" yla longitud equivalente "L" de las conexiones y válvulas manuales .

R e~éravea las Págs . A-26 a A-31 de] documento de Crane ,o al Anexo 6 .05, para estimar los valores de K y L

P ostgrado Ingeniería de Procesos Petroquímicos

`

,~ , Notas :iOp

II

Flujo de Fluido s

Notas :

x~ PDVSA~ ~~m

Longitudes equivalentes de conexiones (cont. . .)

➢ Ejemplo :

Para un sistema formado por una tubería de 12 pulg . de diámetro y 50pies de longitud lineal, con dos válvulas de bloqueo, seis codos y unvalor de ff = 0.005, la longitud equivalente, utilizando los datos de lAnexo 6 .05, es :

LEQ = 50 + 1 .0 [(0 .16) (2) + (0 .4) (6) j _ 190 pies equiv .(0 .005) x 4]


1 2

►i PDVSACIED

Flujo de Fluido s

Longitudes equivalentes de conexiones. (Cent. . . )

➢ Regla práctica

E ngeneralizado s

la longitu d

muchas

aplicaciones

de

ingenieríapara la longitud lineal, cuand o

equivalente :

pueden

utilizarse

los

factoresse requiera tener un estimado d e

✓Líneas dentro del límite de batería

✓ Líneas fuera del límite de batería

LEQ = (3 .0 a 6 .0) x longitud linea l

LEQ = (1 .2 a 1 .8) x longitud linea l


' Notas :

1 3

Notas :

O PDVSA

Flujo de Fluidos

Fluidos compresibles

i Aspectos a considerar para tubería s

En este caso la regla práctica sería la siguiente :

V Las ecuaciones de Darcy y Fanning son adecuadas si APf 5 10% es dela presión aguas arriba y si se usa un valor p promedio . De no ser así ,hay que separar la longitud de la línea en pequeños segmentos ycalcular el valor de AP para cada uno, comenzando en el punto de l apresión conocida .

V Los criterios, nomogramas y técnicas para flujos compresibles s edetallan en las Prácticas de Diseño .

V Para las aplicaciones dentro de un complejo petroquímico, muy pocasveces es necesario recurrir a los cálculos detallados de fluido scompresibles . Esos cálculos sólo se necesitan en el caso de líneas d etransmisión largas .


1 4

.~/~ Notas :

] T.~

\-\ »l/\_~T

`

C1 Z 719

PDVSA==

Flujo de Fluidos

Métodos simplificados para calcular 4P

>»sumen

Los métodos cortos que permiten calcular con rapidez la caída de presió nson :

V La Figura 3 de las Prácticas de Diseño-Sección XIV B, en donde

se correlaciona GPM vs . AP/ (S .G .) (100) .

~/ La Figura 4 de js Prácticas de Diseño-Sección XIV B, lacua l

.ooma|ao ionaVV 2/p vs. 4P/00 '

- V La Figura 2 y a ecuación 4 de las Prácticas de Diseño-Sección-XIV- C -

para fluidos compresibles .

-/ El documento de Crane, Págs . 3'22y3'23

V Anexo 6 .04 en donde se correlaciona AP/100' vs . W 2/p

Métodos de las K

Postgrado Ingeniería de p rocesos Petroquímicos

1 5

PDVSA

Flujo de Fluidos

Notas :

Métodos simplificados para calcular dP

>Métodos de las K

✓ Para reducir la longitud lineal a "K" debe utilizarse las ecuacione scorrespondientes y sumarles las "K" de las conexiones y aplique l asiguiente ecuación :

_ (Ix) x p V2~Pf

2 ác 144

✓Nota :En las aplicaciones de ingeniería, el número de cabezales de velocidad deb eajustarse para incluir todas las resistencias del sistema (por ejemplo :válvulas, codos, etc .) .


1 6

TVSA

Flujo de Fluidos

Notas :

Métodos simplificados para calcular AP. (cont . . )

> Métodos de las K (cont . . . )

Para flujo turbulento completamente desarrollado, FD es sólofunción del diámetro de la tubería. Ver Crane Pág . A-26 .

oim= 3 12-16.41 In 2 6 s-to 18-24

0.0023Fr, 0 .021 ,0 .019 0.0140 .016 (lots 0,013 0.0120 .01 8

Diámetro en pulgadas

/Para conexiones ver Crane Págs . A-26 a A-29 .


1 7

PDVSA~mFlujo de Fluidos

Notas:

Flujo bifásico

➢ Correlaciones de cálcul o

V El flujo bifásico y la caída de presión por fricción o cabezal estátic opueden calcularse a través de la siguiente fórmula :

( lb/hr ) v+ ( Lb/hr ) L

ó

wv + w L

✓ El uso de la densidad promedio para determinar la caída de presión po rfricción se basa en la premisa que la velocidad lineal promedio e sidéntica en las dos fases .

Postgrado Ingeniería de Procesos Petroquímico s

P2 FASE - ( pie3/hr ) v + ( pie s/hr ) L

CFSv + CFSL

1 8

~~a' Notas :

01§1§4 P"A^~

Flujo de Fluidos

Flujo bifásico

>Régimen de flujo: Pasos

/Conocer el régimen de flujo para evitar problemas mecánicos, tales como l avibración .

Tubería Vertica l

Componente líquido Burbuje o

en incremento

Tarugo (Slug) <.— Evita r

Anula r

Componente vapor Neblin a

en incremento

P ostgrado Ingeniería de Procesos Petroquímico s

Deseado —>Burbuje o

Tapón

-Estratificado---

Ondulant e

Evitar —> Tarugo (Slug )

Deseado —>Anula r

Deseado Rocío

1 9

PDVSACIm

Flujo de Fluidos

Flujo bifásico. (cent. . .)

Notas :

➢ Régimen de flujo : Pasos (cont . . . )

✓Dimensionar las tuberías de tal manera que no se presente el flujo tarug oo "Slug" . Anexo 6-03 para el cálculo de las coordenadas del flujograma .

✓Técnicas específicas:

Para todas las tuberías horizontales use las Prácticas de Diseño, ó e lAnexo 6-03 (Fig . 3) .


20

PDVSA=Flujo de Fluidos

Flujo bifásico. (cont. . .)

> Régimen de flujo : Pasos (cont . . . )

Para tuberías verticales, d> 12", use las Prácticas de Diseño, 6el Anexo 6-03 (Fig . 2) .

~/ Pana tuberías verticales, d <6", use las Prácticas de Diseño, óel Anexo 6 .03 (Fig . 2) .

° Pa~~bo~as verticales . 6" � d 12 .vahfiquoambasreferencias de flujo vertical .

Postgrado Ingeniería de procesos Petroquímico s

Notas :

2 1

Flujo de Fluidos

Notas :

>X~ PmDVSA

~ ci

Flujo bifásico. (Cont. . )

➢ Régimen de flujo : Pasos (cont. . . )

Un aspecto importante que debe recordarse es que :

✓ Todas las predicciones de régimen del flujograma rigen para lo scasos de flujos totalmente desarrollados . Se requiere de 50 a100 diámetros de tubería de longitud de línea para que s edesarrolle un régimen de flujo .

✓ Debe tenerse cuidado antes de utilizar dispositivos costosos paraevitar la formación del flujo tipo tarugo o "Slug" en aplicacionesbifásicas cuando el tramo de la tubería en cuestión e srelativamente corto .


22

Flujo de Fluidos

~~,, Notas :

'

1 4,

>9 /

C *^c*uo~m"~_

? 0 Y .

t co ;A\s

"~ ^LS ` ~~~ -'\

kJ

IL

1

~T rD~4o

/ `~

PDVSA^ IED

Lechadas

Consideraciones de diseño

V La velocidad debe ser suficientemente alta para tener fluj oturbulento bien desarrollado y evitar la deposición de sólidos(Saltation)

V Para lechadas acuosas una ecuación típica es

1/2 "

2'5=311 g11

Donde Vs es la velocidad donde los sólidos empiezan adepositarse

V La velocidad máxima debe considerar no sólo caída de presió nsino además prevención de corrosión/erosión


23

Flujo de Fluidos

Notas :

PDVSAcien

Lechadas

➢ Cálculos

✓ Las lechadas de baja concentración de sólidos se comportan com olíquidos newtonianos y los cálculos son iguales que para líquido s

✓ Densidad :

PM =

✓ Para lechadas diluidas se puede usar la viscosidad del líquido paracalcular un número de Reynolds aproximad o

✓ El factor de fricción común es válido pero sólo para flujo turbulentobien desarrollado

Awl() ak ct'l416wa . ;, \II, €aPostgrado Ingeniería de Procesos Petroquímico s

Ws + WLQs+ QL

(lb/hr)s + (Ib/hr)L

(pie 3 / hr)s + (pie3 / hr)L

24

Notas:

` _-

- -

Flujo de Fluidos

Orificios de restricción

> Usos

Y/ Absorber cierta cantidad en exceso de la caída de presión en unsistema .

Y/ Limitar el flujo de algún medio, tales como :

m Aire de purga o nitrógeno

a Vapor de aguaaunlecho_ decatalizador_

Referencias:

° Prácticas de Diseño, Sección XIV-13 y Sección XIV- D

Crane, Págs . 3-14 y 3-15 .

Postgrado Ingenieria de Procesos Petroquímicos

25

Flujo de Fluidos

x~PmDVSA~ ~~

Orificios de restricción. (Conr. . .)

> Ejemplo

150 PSI GVapo r330 Lb/H

2 0PSI G

150 0PSIG

400 PSI G


Notas :1 jL%~~r

~ 0 f : .t

SA 0

1 ú c,y l ,~t, .

2 6

PDVSA

Flujo de Fluidos

Velocidad sónica en tuberías

>Características

✓ La velocidad del sonido en un fluido es Vs .V El flujo de masa en Vs es el máximo que puede ocurrir.

✓ Cuando se alcanza V s en una tubería, la presión en ese punto no

descenderá, aun cuando la tubería descargue en un vacío .

✓ La relación de presión crítica viene dada por

r K-- ~ ~- K12

Py

K + j

✓ El flujo a la velocidad sónica depende únicamente de la presión agua sarriba de la restricción .


K . Cp/Cv

Notas :haL^1 ;yn Oe;... C,̂ zc4r . ',AA

°4 cs r`.

27

PDVSACIm

Flujo de Fluidos

Velocidad sónica en tuberías

i Ecuación de cálcul o✓ La velocidad sónica puede calcularse a partir de las propiedades de los

fluidos :

Vs=223 / IVVV M

k = Relación de calor específico, Cp/C v

T = Temperatura, ° R

z = Compresibilida d

M = Peso molecula r

✓ Véase el problema ejemplo que aparece en el Anexo 6 .01 y el Anexo 6 .0 2para un cálculo rápido de la presión Ps a la velocidad sónica Vs .


f ,Cc (t ru:a ta

.ic(

6

Notas:

- V~

'(

r; V _f`.o

90

~t C :4y\ CA) (La,

28

a PDVSA

Notas :

-4‘- CIED

Capítulo VI

Control de Procesos : Cálculo Hidráulico


1

.

Notas:

►x~ PDVSA~ u m


Contenido

❑ Fuentes de Información

❑ Control de Proceso s

❑ Control de Fluj o

❑ Control de Presió n

❑ Control de Temperatura

❑ Diagramas de Controle s

❑ Torres de Destilació n

❑ Válvulas de Contro l


2

0 PDVSACIED


Fuentes de informació n

Manual de Diseño de Procesos, Prácticas de Diseño .

Vol . 7 . Sección 12. PDVSA, 1986 .


Notas :

3

Notas :

PDVSAx~ c~m~


Control de procesos

Funciones del control de procesos

/Mantener la estabilidad de las condiciones de operación en lospuntos claves del proces o

/Aportar al operador y a la computadora información relativa a esta scondiciones y los medios para ajustarla s

/Automatizar las operaciones para optimizar el tiempo de atenció nque ha de prestar el operado r

/Asegurar que las operaciones sean seguras


4

Control de Procesos : Cálculo Hidráulic o

Notas :

,Ea.) (12S Com.e.anN,-A A.-(.toLIA

¡iC, .Q. 0-J ',AAa 4't-U-

G& (,a

C>>vTwc (-u Ct vs)

~C. 8. ~a ti~ .sr

Md. (0a

>x<~ PDVSA~

Control de procesos (Coat. . . )Responsabilidades del diseñador de procesos petroquímico sen el área de control de proceso s

El diseñador de procesos prestará atención a los siguientes aspectos :

✓ Tipo de esquema de contro l

✓ Elemento de medició n

✓ Elemento de contro l

El controlador y los accesorios que se requieren son responsabilidad de lingeniero de instrumentación y control, excepto :

✓ Acumulación de modo integral (Anti Reset Windup) .✓ Métodos no convencionales 'On-Off' y Error al cuadrado .


5


Notas :

O PDVSACIED

Control de flujo> Características

"Permite medir y controlar balance de masa de launidad .

"Cuenta con diversos dispositivos de medición .

>Aplicaciones más comunes

"Carga de fraccionador y reflujo .VAntioleaje del compresor ."Distribución de paso del horno .

> Elementos de medición de fluj o

"Placas orificio

• Muy utilizado .

■Capacidad de rango 3 / 1 .

Postgrado Ingenieria de Procesos Petroquímicos

6


Notas :

~I A~AS L

irLl 1`l Gi Q

-4

►~~~ PDVSACIED

Control de flujo

>Elementos de medición de flujo (cont . . . )

"Tubos Venturi

■Se utilizan si la pérdida del cabezal neto es muy costosa ó par a

fluidos con contenido de sólidos ,

"Boquillas de Flujo (Flow Nozzles )

■Se utilizan en tuberías de fluidos con altas velocidades

✓Rotámetros

■Utilizados en líneas muy pequeñas, así como para fluido s

viscosos• Rango de capacidad 10 / 1


7

O PDVSAm

Control de Procesos: Cálculo Hidráulic o

Notas :

Control de nivel

➢ Objetivo

✓ El objetivo es estabilidad del flujo (no es mantener nivel constante )

i Aplicaciones comune s

"Producto del fondo de unidades fraccionadora s"Reposición de agua de alimentación de caldera al tambor d e

vapor de agu a

i~ Tiempos de retención

"Alimentación de proceso : 5 a 10 minutos"Productos a tanques : 2 minuto s"Reflujo : 5 minuto s


8

).


Control de nivel (COnt. . .)

> Clases de instrumentos de medición de nive l

V Doop|ozadore*emo : rango 14 a 48 pulgadas .

V Diferencial de presión : sin restricciones en cuanto a rango alto ;

mínimo 8 pulgadas .

Flotador de bola : utilizado ocasionalmente para servicio d e

alarma o corte .

Y/ Nivel (Gage Glass) : Usado para verificar visualmente medició n

de nivel .


'0V Notas :

--

9

CED


Notas:

PDVSA

Control de presión

Característica s✓ Presenta pocos problemas en el diseño de procesos y en e l

control de la presión de operación .

Aplicaciones comunesV Gas combustible al hornoV Tope del fraccionador

✓ Succión / descarga del compreso r


1 0


Notas :0,0

1 1

O P.DVSA

Control de temperatura

ii Características

✓ La respuesta de la temperatura al movimiento de la válvula d e

control es relativamente lenta y compleja .

V Casi todas las temperaturas se miden eléctricament e

(termocuplas) .

->-Aplicaciones comunes-- -

✓ Salida del serpentín del horno .

✓ Temperatura del tope de la torre de destilación .

✓ Precalentamiento de carga .



0 PDVSA

Diagramas de Controles (Cont. . . )Controlador de composición (TEMP) Controlador de balance de masa


FR C V

Notas :

1 3


►~~ PDVSA

Válvulas de control

>Especificación

✓Especificar condiciones de operación .■Flujo normal (Máx . si > 125% del valor normal) .■Caída de presión a flujo normal .■Temperatura aguas - arriba, presión, gravedad específica o pes o

molar .

✓¿El fluido es corrosivo? ¿Contiene sólidos? .✓Tipo de cuerpo de la válvula ycaracterísticas de l -flujo .✓Acción a falla .✓ Servicio de evaporación súbita :

■Especificar "FS" (Flashing Service) para la caída de presión de la válvula .

Postgrado Ingenieria de Procesos Petroquímico s

Notas:

an . ~I N t7 ~ Ci [>C ~ at'c.a ~ ~ ~J,4 I e r v ` tn

$c

6,0 CI

-1)

U-

Ift mI U .u4o G' riv

v/h

1 4

Control de Procesos : Cálculo Hidráulic o

.

Notas:

~x~ PmDVSA

~ ci

Válvulas de control (Conr. . . )

>'Relación gráfica entre la capacidad y el cabezal de un sistem a

Cabezal está5co

oo so too

Flujo. % de diseño


1 5


Válvulas de Control (Cont. . .)

>características

-/Se suministra una válvula con características de igual porcentaj e

(logarítmico) a menos que se especifique algo diferente .

/-"Característica lineal es especificada cuando la caída depresEn es

Postgrado / ngenieria de Procesos p etroquímico s

Notas :

~cu A°} '

< a_ ru`l z

~ ~n ,u`»-

oowu+0 * /

~ `

1 6

Notas :

X• Pnvsa



> Selección del cuerpo de la válvula de contro l

✓ Más utilizada es la válvula de globo de doble asiento .

✓ Las válvulas tipo mariposa son utilizadas para baja caída de presió na alta capacidad .

✓ Las válvulas de globo de un asiento son utilizadas cuando s erequiere un cierre hermético .

✓ Para las corrientes que contienen altas concentraciones de sólidos ,se especifican válvulas de ángulo .


1 7

O PDVSAcieo

Control de Procesos: Cálculo Hidráulic o


>Estimación de la caída de presión de una válvula de contro l

Caso -I

r,pc,,-----'

----,.,,.—,,.

-L--,Io# _

■

300#

:Caso

350#

Iso;i


Notas :

1 8

Válvulas de Control (cont. . .)

>Caída de presión de una válvula de contro l

'

Caída de presión de diseño (DP) : 20% de la pérdida de fricción((~

ctclW l\0 C Qxc~u (

V

0

&J ytbvtA { C [9 ~~' a

MnS

Á ?

I0 i,

2_0 I aSi

S / .

■/ JArm. J/J at.- 3V,es}U~C ~ 3RN SQ l̂ ,

?P2

cps

z

~ ¡ r~s ?a s1 .

Cá ~w Cá ~Postgrado Ingeniería de Procesos Petroquímicos

2 cic - L~o o

, cr o 0

g

t ólf.0~ (,N t~YA f e l.

C >aj~~il~ t+ C~4 c~8~ ' ~ .

200

(It,( i:J i!ri(r•tA, $ ~o, I

Pu"), W,

Ipo

10(i

.

Notas :

0 PDVSA


1 9

Notas :

PDVSACIED


Válvulas de Control (cont . . .)

>Cálculo de válvulas de contro l

'/ Calcular el coeficiente de flujo C v a la tasa de flujo norma l(diseño) y la caída de presión para obtener el valor C, de diseño .

C V de válvula =Cdo diseño /0 . 8

V Si tasa máxima> 125% de valor normal (diseño), calcular Cv deválvulaparaflujo máxim o

V' Asegurar que el tamaño de la válvula no sea superior al tamañ ode la línea . De serlo, aumentar DP asignado para reducir tamañ ode la válvula hasta el tamaño de la línea oo un tamaño menor.


20

PDVSA~ ~~


Válvulas de Control (Cont. . . ]

Y Notas :

➢ Correlaciones para el cálculo de capacidad válvulas de contro l

Correlación Nomenclatur a

LíquidoCv = Coeficiente de capacidad

G

CV – L'~pde la válvula.

Q L = Flujo de Líq . a T, gpmG L = Grav. Espec. del Iíq . a TT

= Temp . °R en la entrada .P=P 1 -P2

P t = Presión de entrada, psi aP2 = Presión de salida, psia


2 1

lDVSAO r.Control de Procesos : Cálculo Hidráulico

Válvulas de Control (Cont. . . )

Notas :

>Correlaciones para el cálculo de capacidad válvulas de contro l

Correlación Nomenclatura

Vapor de agua Cv = Coeficiente de capacidadde la válvula .

gs- ., l

TQs = Flujo de Vapor, lb/h rT

= Temp. °R en la entrada .P =

- P2= Presión de entrada, psi a

P2 = Presión de salida, psi a

C = 82 -v-zv)


22

Notas :

X~ PDVSA~ ~~~


Válvulas de Control (Com. . . )

'Correlaciones para el cálculo de capacidad válvulas de contro l

Correlación Nomenclatur a

Gases Cv = Coeficiente de capacida dde la válvula .

Q g = Flujo de Gas, pie normal / h rT

= Temp . °R en la entrada .P = P i - P2

P~ = Presión de entrada, psi aP 2 = Presión de salida, psia

=

Factor comp . a P 2 y T2G g = MWg /29 , gravedad

específica del gas respecto alaire .

Qa

CgT xCv

1360

. AP

[P+P., J

`

2


2 3

'~~, Notas :

Tivn vvn7~ A13

ki

Cc( wYAYI w =.( \1P/1n 'J ho:m v

~~ PDVSA_ =Control de Procesos : Cálculo Hidráulic o

Válvulas de Control (cont. . .)

>Acción de una válvula de control frente a falla s

Los objetivos al establecer falla abierta o cerrada :

Requiera una mínima atención del operador para colocar la unidad e nla posición de espera o "standby" más segura

▪ Minimice el impacto sobre otras unidades▪ Facilite el regreso a la operación normal una vez corregida la falla

>_Las opciones son :__

_

FO Falla abiertaFC : Falla cerradaFS(0) o FS(C) : Falla estacionaria pero con falla secundaria

abierta o cerrada, respectivament e


24

` Notas :

0 PDVSACIE D

o

Capítulo VII

Tambores Separadores : Diseño de Tambor


1

Contenido

13 Fuentes de informació n

U Tambores separadores

El Consideraciones básicas para el diseñ o

• Velocidad crítica de arrastre

• Retención de líquido

U Boquilla de entrada y del distribuidor

-El- Bef|eÓonuoanti'vÚ rt inaa ----

• Geome t rüag|oba |

• Re-arrastre de líquid o

• Diseñ o

Postgrado Ingeniería de Procesos Petroquimico s

.~ Notas :

. IED

Tambores Separado res: Diseño de Tambor

2

PDVSA

Tambores Separadores :Diseño de Tambor

.y Notas :


'iManual de Diseño de Procesos, Prácticas de Diseño . Vol . II . Sección 5 .PDVSA . 1986 .

>Manual de Diseño de Procesos, Versión Automatizada, PDVSA. 1987


3

CIED

Tambores Separadores:Diseño de Tambo r

Notas:

O PDVSA

Tambores separadores

i~ Tipos

✓ Vapor-Líquid o

✓ Líquido Líquid o

✓ Líquido y vapor de una segunda fase líquida.

i Debido a que industrialmente el separador vapor-líquido es el máscomún, se describirá el mismo en detalle durante el desarrollo d eesta sección .


4

CIED


Notas :

PDVSA

Tambores separadores (Cont. . . )

➢ Orientación del Tambo r

✓ Horizontal :

■ Con una boquilla de entrada es más eficiente que el tambo rvertical (flujo transversal vs . flujo contracorriente )

• Se utiliza casi siempre cuando deben separarse cantidade srelativamente grandes de líquido vapor.

■Más opciones de arreglo de boquillas (por ejemplo, fluj odividido) .

■Siempre es la opción preferida para sistemas líquido-líquido ycuando el flujo en la tubería de entrada es tipo tarugo o "slug" osi el flujo es de burbujeo.

■Más pequeño en volumen para servicio de alta carga de líquido.


5

PDVSA— =Tambores Separado res : Diseño de Tambo r

Notas :

Tambores separadores

> Orientación del Tambor (cont . . . )

~v/ Vertical :

• Utilizado comúnmente para cargas muy bajas de líquid o(separación de gas combustible) .

• Su principal ventaja es que requiere un área de terreno máspequeña.


6

PDVSA


.

Notas :

, .t . .

. g,

Consideraciones básicas para el diseño

/Velocidad Crítica de arrastre .

/Orientación del tambor .

/Requerimientos de retención de líquido .

/ Requerimientos de medición de nivel de líquido.

/Tipo, número y orientación de la boquilla de entrada .

/Distribuidor de entrada, de haber alguno .✓¿Se requieren deflectores anti-vórtice?

/ Relación longitud - diámetro .

/ Posibilidad de re-arrastre de líquid o

/Necesidad de contar con una malla de alambre . (. .L m .l

✓¿Servicio severo de formación de espuma ?


7

Notas .

PDVSA_ ==

Tambores SeparadomaDiseño de Tambo r

Velocidad crítica de arrastre

Garantiza que la velocidad del vapor sea lo suficientemente baja paraevitar un excesivo arrastre de líquido . No está relacionada con l avelocidad sónica .

> Viene dada por la expresión :

157 12,V, =Velocidad crítica, pie/sec___`~~ ~

ps = Densidad de gas, lb/pie 3

R = Densidad de líquido, lb/pie3


-■ 0. 5=

ripGj

8

PDVSAGm


Velocidad crítica de arrastre (conr . . . )

i Valores más comunes de velocidad permitida con malla :

• Tambores de compensación, tambores de destilado : 100 a 125% Vc

• Succión y entre etapas del compresor: 100 a 125% Vc

• Separador de gas combustible : 100% Vc

• Tambores de vapor de agua : 100% Vc

> El espacio mínimo de vapor debe ser 12 pulg . 0 20% de ldiámetro del tambor.

Igualmente, debe haber una distancia mínima del nivel bajo bajo d elíquido (LLL) a la entrada de la boquilla de salida .


Notas :7

OM

9

' Notas :

PDVSA

TamboreaSeparadore s : Diae hndeTannbor

Retención dej=o

> Requerimientos más usuale s

• Tambores de compensación ,tambores de destilado .

2 a 15 Minutos

• Succión y etapas intermedias de lcompresor

5 a 10 Minutos, o 10 minutos de derramede líquido proveniente de unidad aqua sarriba

. Separación de gas combustible Volumen de 50 pies de línea de entrada ,en-caso-do quisrtambor Me despuésdun absorbedor, utilizar 5 minutos deflujo de líquid o

Tambores de vapor de agua . 2 Minutos de aqua de alimentación o 1/3del volumen del generador de vapor y l atuberfa .


1 0

ci


Notas :

x~ PmDVSA

Retención de líquido (cont. . .)➢ Medición del Nivel de Líquido

✓ Desplazadores externos : Miden el cambio de flotabilidad del tub odesplazador a medida que el nivel cambia a lo largo del tubo.

■ Disponibles en rangos normales (pulg.) de : 8,14,32,48,60,72,84,96 y 120 .

■Algunos diseñadores no utilizan desplazadores externos con rango superiora las 48 pulg ., en su lugar prefieren utilizar dispositivos de presió ndiferencial .

■El rango es la distancia entre HLL y LLL . Este rango tiene que ser igual aun rango normal cuando se utiliza un desplazador externo, y deb emostrarse el dibujo .

■Las conexiones de los desplazadores externos son preferiblemente de lad oa lado, pero también son aceptables las conexiones de tope a lado y d efondo a lado de ser necesario .


1 1

Tambores Separadores: Diseño de Tambo r

,~~~ Notas :

PDVSA=,

Boquilla de entrada y del distribuidor

> Disposición

v'Tambo ren de compensación y tambores de destilado

Codo de 90 0 dirigido al cabezal (orientación Horizontal )

Distribuidor en T acanalado .

-Via mayoría de los otnow-

a Distribuidor en T acanalado (especialmente para orientació nvertical) .

P oa tgrauumoeniena de Procesos Petroquímicos

1 2


Deflectores anti-vórtices

➢ Características

'/Compuesto de tres secciones cuadradas de rejillas a desnivel ,equidistantes una sobre la otra .

'/Las barras que componen las rejillas son de 1 pulg . por 1!8 pulg . conun espaciado de 1 pulg. por 4 pulg .

'/Distancia máxima entre sección es = 6 pulg .


Notas :

O PDVSACIE D

1 3

Tambores Separado res : Diseño de Tambo r

O PDVSACIED

Deflectores anti-vórtices (Cont . .

> C arao t er ísdnoo ( z/nt . - )

v" Para los tambores verticales, la sección más baja es igual ac /2 pul .por encima de la boquilla de salida del líquido .

/Para tambores horizontales, la sección más baja es igual a 2 pu l] .por encima de la boquilla de salida del líquido .

d =diámetro interno de la boquilla de salid a

Postgrado Ingeniería de Procesos p etroquímicos

1 4

Notas :

O PDVSA


Deflectores anti-vórtices (Conr . . . )

➢ Consideraciones de diseño de anti-vórtices

✓Para disminuir aún más la posibilidad de sub-arrastre de vapor ,calcular hLL de la siguiente manera :

Donde :

Q = Tasa de descarga de líquido pi e 3/s

PG = Densidad de vapor lb/pie 3

P L= Densidad de Líquido lb/pie 3

h LL = distancia mínima entre LLL y la entrada de la boquilla d esalida (no siempre en el fondo del tambor )

Si hLL es menor de 9 pulg . , entonces utilizar 9 pulg . como distanci amínima


ha _8.4 Q o. a

P 02

1 - ~P~

1 5

Tambores Separadores : Diseño de Tambo r

Geometría global (cont . . . )

➢ Relación longitud/ diámetro

)

O PDVSACIED

V Rango amplio de valores reportados : de 1 a 5

✓ El rango más común y económico: de 2.5 a 4


1 6

m


Geometría global (cont. . . )

v Relación longitud/ diámetr o

.

Notas :

O PDVSA

✓ Rango amplio de valores reportados : de 1 a 5

✓ El rango más común y económico : de 2 .5 a 4


1 6

Notas :

‘...xPmDVSA

~~


Re-arrastre de líquido

➢ Aspectos a considerar

✓ Luego de recolectado en el tambor, el líquido puede ser barrid ode la superficie y arrastrado a la salida (en especial atemperatura y presión altas )

➢ Factores Involucrados

✓ Velocidad en la boquilla de entrad aDistancia-de la boquilla-de-entrada a-la-superficie del líquido

V Propiedades físicas de los fluido s✓ Tipo de boquilla de entrada (lavado, codo de 90°, T acanalada )✓ Los factores definen una velocidad máxima de entrada .✓ Puede utilizarse una boquilla de entrada más grande que l a

línea para evitar el arrastre


1 7

O PDVSA

Tambores Separadores:Diseño de Tambor

Notas :

Diseño

Procedimiento

• Tabular tasa y propiedades físicas de los fluidos que se separa n(balance de masa y energía) .

• A partir del tipo de servicio y la experiencia pasada, seleccionar l ageometría preferida para el diseño del primer paso .

• Calcular área de flujo de vapor requerida .

• Si se requiere una malla CWMS (Crinkled Wire Mesh Screen )(Rejillas Corrugadas Tipo Malla), calcular tamaño y posición .

• Calcular volumen de líquido (y sección transversal de líquido )requerido . Calcular diámetro y longitud del tambor.


1 8

O PDVSA=Tambores Separadores : Diseño de Tambor

-Notas :

Diseño (Cont. . . )

Procedimiento (cont . . )>

* Seleccionar tipo de boquilla de entrada y distribuidor ; calcula rdiámetro de la boquilla para evitar re-arrastre .

o Calcular tamaño y posiciones de los deflectores anti-vórtice .

_~_ -

Preparar un diagrama que muestre las boquillas, ubicación de las

_

ELL de ser necesario) .


1 9

Notas :

O PDVSA


Diseño (Cont. . . )

TYPICAL DIMENSIONS OF HORIZONTAL CYLINDRICAL DRUMS

>

1) El porcentaje apropiado para eldiseño del espacio de vapo r

i

mínimo debería ser de 1 2pulg . o 20% del diámetro detambor escogiendo en tod ocaso la mayor de las dos .

2) Si se aplica 10 minutos de fluj olíquido, de otra manera el'EL Les HLL :

3) Si en la boquilla de salida de llíquido, existe drenaje de agu ase debe extender a 4 pulg .por encima del fondo de ltambor .


Nota s~ .

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20

Notas :

iX: PDVSAa m

Tambores Separadores:Diseño de Tambor

Diseño (Cont. . .)

i Notas

4) La distancia mínima considerando refuerzo y requerimientos d efabricación .

5) La selección de la boquilla de entrada está basada en experiencia sprevias .

6) La distancia mínima por encima de la malla se conoce por :

1 2 Dcwms - doho =

-

-7) La distancia mínima entre el LLL y la boquilla de salida es ha o

9 pulg . Como se discutió anteriormente .8) Se deberían instalar deflectores opuestos a la boquilla de entrad a

de 90°, para proteger la pared del tambor . El diámetro de losdeflectores podría ser dos veces el diámetro de la boquilla d eentrada .


2 1

Tambores Separadores : Diseño de Tambo r


Correlaciones para el cálculo de capacidad válvulas de contro l

Notas :

X PDVSACIED


Vapor de agua Cv = Coeficiente de capacida dde la válvula .

PsT Qs = Flujo de Vapor, lb/hr

T

= Temp . °R en la entrada.OP=-P 2P t = Presión de entrada, psi aP 2 = Presión de salida, psi a

Cv – - - li82 AP P,


22


Válvulas de Control (Cont . . . )

> Correlaciones para el cálculo de capacidad válvulas de contro l

Notas :

\

%TO ppV SA


GasesCv = Coeficiente de capacidad

de la válvula .

Q .:,-

Qg = Flujo de Gas, pie 3 normal / h rT

= T emp. °R en l a en t rada .A P =

- P2

P I = Presion de entrada, psi a

P2 = Presión de salida, psi a=

Factor comp . a P2 y T2Gg = MWg /29 , gravedad

específica del gas respecto alaire .

Gg

T x Il

A P I +P2=V

1360


23

PmDVSA

Válvulas de Control (Cont . . .)

>Acción de una válvula de control frente a fallas

Los objetivos al establecer falla abierta o cerrada :

■Requiera una mínima atención del operador para colocar la unidad e nla posición de espera o "standby" más segura

■Minimice el impacto sobre otras unidades■Facilite el regreso a la operación normal una vez corregida la fall a

> Las opciones son:

FO : Falla abiertaFC : Falla cerrad aFS(0) o FS(C) : Falla estacionaria pero con falla secundari a

abierta o cerrada, respectivament e


Notas :

~ ci


24

Notas :

a PDVSA-4‘- CIED

Capítulo VII I

Temperatura y Presión de Diseño


1

pmDVSA

Notas :

~ ~


Contenido

❑ Temperatura y Presión de Diseño : Conceptos Básico s

❑ Temperatura y Presión de Diseño de Torre s

❑ Guías referentes a Recipiente s

❑ Guías Relativas a la Temperatura de Diseño para Tuberías .

❑ Consideraciones Relativas a la Presión de Diseño

❑ Bridas de Tuberías

❑ Presión de Diseño Aguas Abajo de Bombas

❑ Espaciado de los Equipo s

❑ Ubicación Relativa de los Equipos

❑ Distribución de los Equipo s


CIED

Notas :

►~~~ PDVSA



Manual de Diseño de Procesos . Prácticas de Diseño, Vol . 1 .

Sección 2 . PDVSA. 1986 .

i Manual de Ingeniería de Diseño, versión automatizada, 1997 .

r~ Manual de Ingeniería de Diseño (MID)

✓ Vol . 5 Equipos .✓ Vol . 6 Equipos con Fuego .

-✓--Vol .-8Intercambiadoresde-Calor.--- -V Vol . 13-1 H-221 Materiales de Tuberías .V Vol . 14 Equipos Rotativos .V Vol . 19 Tanques .V Vol . 21 Recipientes a Presión .

V Vol . 22 Seguridad en Diseño .


3

CIED

.

Notas :

PDVSA


Fuentes de información. (Cont. . . )

➢ API RP 520 Sizing, Selection and Installation of Pressure-Relievin g

Devices; Parts I and II .

➢ API RP 521 Guide for Pressure-Relieving an Depressuring Systems .

➢ ASME B31 .1 Power Piping (ANSI B31 .1 )

ASME B31 .3 Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping (ANS I

B31 .3) .

ASME Code Boiler and Pressure Vessel Code :

— Section I, Power Boilers

— Section VIII, Pressure Vessels, Divisions 1 and 2 .


4

@9 PDVSACIED

Temperatura y Presión de Diseñ o

Notas :

Temperatura y presión de diseño: conceptos básicos

Temperatura y presión de operación

V La temperatura de operación es la correspondiente al fluido de proces o

durante operaciones normales .

V Lapresión de operación es aquella a la cual el equipo o la tubería está n

sujetos normalmente durante el servicio .

. i - Kx á dmay mínima temperatura y presión de operació n

Es la temperatura y presión normales de fluido ± las desviaciones de valo rnormal, incluyendo condiciones de arranque, parada, despresurización ,

operación alternas, requerimientos de control, perturbaciones y flexibilidad .

Postgrado Ingeniería de Procesos Petroquimicos

5

@ PDVSACIED


Temperatura y presión de diseño : conceptos básicos. (Cont. . . )

> Bases de diseño a corto y mediano Plazo

✓ Aplica cuando hay variaciones de las condiciones normales del diseño .Usualmente operaciones alternativas o emergencias, regeneración de

catalizador .

✓ Si las variaciones son infrecuentes y de poca duración pueden ajustars elas clasificaciones de temperatura y presión .

✓ Sólo se aplica a tuberías, no se puede aplicar a equipo regido por e lcódigo ASME .

Postgrado ingeniería de Procesos Petroquímico s

Notas :

6

PDVSACIED

.


y Notas:

Temperatura y presión de diseño : conceptos básicos . (cont. . . )

➢ Límites para tuberías

Limites Corto Plazo MedianoPlaz o

Horas/incidentes

Horas/añ o

Aumento de esfuerz oPermitida

1 0

100

33

50

500

20

El aumento de esfuerzo se traduce en un aument ode la presión aceptable a temperatura constante


7

PDVSACIED


.y Notas :

Temperatura y presión de diseño : conceptos básicos. (Cont. . .)

i Temperatura de diseño : característica s

✓ La temperatura del metal representa la condición más severa d epresión y temperatura coincidentes .

✓ Puede ser máxima o mínima . En algunas ocasiones se muestranambas .

✓ Las temperaturas del metal son las mismas que las temperaturas de lfluido si no hay aislamiento interno .

✓ Utilizada para el diseño de equipos .


8

PDVSACIED


Notas :

Temperatura y presión de diseño: conceptos básicos. (Cont. . . )

Temperatura crítica de exposición (CET )

V Es la temperatura mínima del metal a la cual el componente estará

sujeto a una presión mayor del 25% de su presión de diseño . .

V Generalmente ocurre durante arranques, paradas odeopreauhzaoi ón .

Es importante para los sistemas auto-refrigerantes y equipos

--- criogénicos .

Implica requerimientos mínimos de impacto que garanticen un a

tenacidad (flexibilidad) adecuada de materiales para evitar una

fractura catastrófica por fragilización .


9


' Notas:

~x! PDVSA~ ~~m

Temperatura y presión de diseño : conceptos básicos. (Cont. . . )

i Presión de diseño

✓ Es la presión máxima o mínima (vacío) utilizada para determina rel espesor mínimo de pared .

✓ La presión de diseño es especificada en la parte superior de lrecipiente, a menos que se especifique algo distinto .

✓ Debe permitirse un margen suficiente por encima de la presió nmáxima de operación normal para evitar fugas o la apertura d elas válvulas de seguridad .


lo


I Notas :

_ 1I

~RI .~gMA

Temperatura y presión de diseño de torres

Aspectos a considera r

/Para separadores de etano-propano, separadores de butanos ,fraccionadoras de componentes de gasolina:

• Las consideraciones sobre temperatura mínima, deben responder

las siguientes preguntas:

¿Las torres pueden ser auto-refrigeradas ?

- ~-- - ¿Loatnneaserán-sometidas a_pruebas-de presión-con agua' ?

•

Con referencia a la presión de diseño, deben responderse :

¿Cuál es el nivel máximo de líquido en el fondo de la torre ?


~^


Guías referentes a recipientes

A) Temperaturas de diseño iguales o menores a 120° F

1. La fractura por fragilización se convierte en un problema .

2. El diseñador del proceso debería ser realista a la hora de ajusta rla temperatura mínima .

3. Los límites para los requerimientos de dureza son 60°F, 32°F, -20°F, - 50° F, - 150°F (por ejemplo : -20°F requiere "Killed

Carbon Steel") .

4. Cuando la temperatura mínima de operación es superior a l a

temperatura ambiente, en climas cálidos utilizar la temperatur a

media más baja de un día (generalmente 60°F a 70°F) .


.

Notas :

O PDVSACIED

1 2


Notas :

O PDVSAC=

Guías referentes a recipientes.

B) Temperatura de diseño mayores de 120°F

1 . De 120 0 Fu 850 0 F . los esfuerzos para C .S. son básicament econstantes ; por lo tanto, normalmente se agregan 50°F a l atemperatura de operación para obtener la temperatura de diseño .

2. De 05O°Fa85O°F .utilizar un incremento muy pequeño para C .S . ,porque los esfuerzos permitidos disminuyen con o/ aument o aumento

l anuYan

~temporamra .

3. Para 850p Ff . debería sumarse la temperatura mínima yconsiderarse las alternativas de equipos con aislamiento interno oaleaciones especiales .

Postgrado m genieria de p rocesos p etroquímicos

13

~x~ PDVSA

Notas :

~ ~~m


Guías referentes a recipientes. (Conf. . .)

B) Temperatura de diseño mayores de 120°F (cont. . . )

4. Una selección cuidadosa de la temperatura y la presión de diseñ opuede minimizar los costos, pues no habrá que pasar arbitrariamentea la siguiente clase de tubería superior o a materiales más costosos .

5. La temperatura de diseño del metal para recipientes con aislamientointerno se ajusta normalmente a 650°F para temperaturas de fluidosuperiores a los 650°F.

6. Los equipos en los que se desplazan los hidrocarburos con vapor d eagua deberían ser diseñados para temperaturas del vapor de agua .= 280 - 300 °F .

7. Tomar en cuenta los efectos de una falla de agua de enfriamiento ,falla de enfriadores de aire, falla de la bomba de reflujo ,descoquización, etc .


1 4

►~~~ PDVSA

Notas :

CIED


Guías referentes a recipientes. (Cont. . . )

C) Materiales para servicio a bajas temperaturas

1. A temperaturas de -20°F, utilizar un acero que satisfaga lo srequerimientos adecuados de impacto .

2. De -20°F a -50°F, utilizar aceros completamente "Fully Killed" y degrano fino .

3. De - 50°F a -150°F, deben utilizar acero con aleación de Ni al 31/ 2

4. Por debajo de -150°F, acero con aleación de Ni al 9% hasta - 320° Fo acero inoxidable austeníticos (304 ó 316) hasta -425°F .


1 5

Notas :

O PDVSACIED


Guías relativas a la temperatura de diseño para tubería s

➢ Característica s

1. Normalmente no se especifica la temperatura de diseño .

2. Se establecen las condiciones de operación : Normal y máxima paraespecificar clasificación de bridas requeridas . Deben considerarsearranque, purga con de vapor de agua y operaciones alternas .

3. El esfuerzo de diseño es una función de la temperatura en todo el rango d e100°F a 650°F ; por lo tanto, debe tenerse cuidado a la hora de ajustar la scondiciones de operación .

4. Las temperaturas de diseño para las bridas sin aislamiento pueden ser u n10% menores que la temperatura máxima del fluido de operación si no s eaíslan .

5. Las consideraciones sobre baja temperatura para el caso de los recipiente srigen también para las tuberías . Considerar, arranque, parada, etc .


1 6

►~~~ PDVSA

Notas :

QED


Consideraciones relativas a la presión de diseño

➢ Variaciones de presió n

✓ La presión máxima de operación debe determinarse tomando en cuenta lasvariaciones de presión debido a cambios en :

1. La presión de vapor

2. El cabezal estático.

3. La caída de presión del sistema .

4.-La presión de cierre-de la bomba o el compreso r

5. Cambios en la temperatura ambiente .

6. Cambios en la carga

7. Cambios en la densida d


17

Notas :

PDVSAOED


Consideraciones relativas a la presión de diseño . (cont. . . )➢ Variaciones de presión (cont . . . )

✓ Para recipientes, la presión de diseño es la mayor de :

1. Presión máxima de operación (psig) + 10%2. Presión máxima de operación (psig) + 25 psi .

✓ Lo anterior es válido cuando se utiliza una válvula de segurida dconvencional . Las excepciones son :

– Para operación estable por debajo de 50 psig, utilizar presió nmáxima de operación + 15 psig .

- Sistema autolimitantes de presión . Ej : Para un soplado roperando a 6 psig, que pueda desarrollar sólo 9 psig ., e lvalor de la presión de diseño sería 9 psig .


1 8

^O"

.Notas:

-

PDVSA_ "~Temperatura y Presión de Diseñ o

Consideraciones xeWmti m as a la presión de diseño (Cont. . .)

> Variaciones de presión (cont . . .)

+ Generalmente se utiliza un valor para la presión de diseño de recipient emínima de 16 psig para caer bajo el código A8K8E.e menos qu eexistan sólidas razones para actuar de otra forma .

Tuberías - El valor de la presión de diseño para tuberías debe se rcompatible con la presión de diseño para los recipientes y equipos a loscuales está conectada . Para períodos de corto plazo, se puedeaumentar |a presión a temperatura de operación enun33% .Ü2U% a-- medianorp]azo

Equipos aguas abajo de bwnm bas centríhugas - El valor de la presi6 nde diseño es el mayor de :

normal

+ 1 .2 (AP normal de bomba)P, máximo de bomba + (AP normal de la bomba) .

Pvotgra uo Ingeniería de Procesos Petroquímicos

1 9

Notas :

PDVSAp m


Consideraciones relativas a la presión de diseño (Cont. . .)

➢ Variaciones de presión (cont . . . )✓ Equipos aguas abajo de bombas centrífugas - El valor de la presión de

diseño es el mayor de :

✓Diferencial de presión de cierre real de la bomba más P, normal d ebomba.

✓Si la presión de cierre del flujo de la bomba produce un aumento de l apresión de succión al máximo, se debe diseñar el equipo para (P, máxim ode bomba) + 1 .2 (AP normal de la bomba) . Ejemplo: Falla cerrada deuna válvula de control de reflujo .

✓ La tubería de succión de bombas paralelas debe servir para un 75% de lo svalores de la presión de diseño y la temperatura de diseño del lado d edescarga.

✓ La presión de diseño del cuerpo de la bomba es la suma de la presió nmáxima de succión y el diferencial máximo de presión (1 .2 veces x (A Pnormal) en condiciones nominales .

Postgrado Ingeniería de Procesos Petroquimicos

20

Notas :

x~ PDVSA~ ~~~


Bridas de tuberías

i Clasificación

✓ El diseñador determina la clasificación de brida más adecuada que

corresponda a las condiciones de diseño requeridas . Con una liger a

reducción de la temperatura o la presión máxima especificadas, podría

ser posible reducir la clasificación de las bridas.

Las _bridas _o componentes de la tubería pueden utilizars e

libremente dentro de su clasificación de temperatura y presión o po r

debajo de ésta .


21

Notas :

PDVSAC1ED


Bridas de tuberías (Cont. . .)

➢ Clasificación (cont. . . )

• Las clases de hasta 24 pulgadas de diámetro son de Clase 150, 300 ,400, 600, 900, 1500 y 2500, para bridas de acero al carbono y d ealeaciones .

• Las bridas se designan ahora según su "Clase ANSI", tales como"Clase 150" o ANSI 150" .

• Hace años, las bridas eran clasificadas en PSIG, y todavíaescuchamos decir "bridas de 150 libras" o "clasificación de brida d e600 libras .


22

Notas :

O PDVSACIED


Bridas de tuberías (Cont. . .)

Ejemplos de Clasificació n

Parámetro

Operacióncont Max. Operación cont .Max

Temp . diseño

388 ° F

Pres. diseño

210 psig

422° F

210 psig

F.D .T. =

0 .9 x (388) = 350°F(')

0.9 x (422) = 380 °F (')

Clase de brida

Pres. Max . clase 150

Pres . Max . para clase 15 0= 215 psig._para C.S.

=206 psig .

Resultado

Utilizar brida Clase 150

Utilizar brida Clase 300

Bridas no aisladas

Prácticas de Diseño, Sección 11, Pág . . 21 (ASME / ANSI B16.5-1988)


23

4

Notas:

~~ PDVSAaim


Bridas de tuberías a corto /mediano plazo . (Cont. . . )

➢ Ejemplo de Clasificación

Dado:

. Presión de operación continua máxima = 660 psig .

• Temperatura de operación continua máxima = 500 °F.

. Presión de operación a corto plazo = 960 psig .

• Tubería de acero al carbono y bridas sin aislamiento .


24

QED

Notas :

PDVSA


Bridas de tuberías a corto /mediano plazo (cont . .)

➢ Ejemplo de Clasificación (cent . . . )

Determinar clasificación de brida a utilizar :

1. Presión de diseño continuo máximo para bridas clase 300 .

2. Presión maxima a la cual la brida seleccionada puede someters ea corto plazo .

3. Presión máxima a la cual la brida seleccionada puede someters ea mediano plazo.

Temp . de diseño para bridas sin aislamiento = 0.9 x (500) = 450 ° FPresión = 660 psig .


25

4

Notas :

PDVSAqm


Bridas de tuberías a corto /mediano plazo (Cont . .)

➢ Ejemplo de Clasificación (cont . . . )

• De las Prácticas de Diseño, Sección II, Tabla I, o del Anexo 13 .01, seobtiene una clasificación de Brida = 400 .

• Utilizando la misma referencia anterior, se obtiene una Presión Máxim apara una Clasificación de Brida 300 = 617 psig .

•

A corto plazo, puede sobrepresionarse la brida clase 400 en 1/3 :

(822) (1 .33) = 1093 psig .

• A mediano plazo, puede sobrepresionarse en 1/5:

(822) (1 .20) = 986 psig .

• Debido a que las bridas clase 400 son adecuadas para 1093 psig, s epueden considerar aptas para servicios de períodos cortos de tiempos yservicios continuos .


26

QED

20 Psig normal 600 Psig normal 590 Psig

100 Psig má x

Cuando la V .S esta

500°F max 300°F

Pres . de dis . Interc. A

= 716 psi gPres . de dis . Interc. B

= 716 psig Utilizar bridas

Clase 400 de C .S .Temp . . de dis . Interc . A

= 500 ° FTemp . . de dis . Interc . B

= 500 ° F


Notas :

O PDVSA


Presión de diseño aguas abajo de bombas➢ Ejemplo de Temperatura y Presión de Diseñ o

abierta

- Máz: Prés. tli? descarga-dé7a-bómtiá = 20 + 12 x(580)-= 71 fip§ig100 + 580 = 680 psi g

27

QED

Notas :

>~• PDvsaTemperatura y Presión de Diseñ o

Espaciado de los equipos (cont. . . )

> Recomendaciones (cont . . . )

• Aislar las instalaciones de alto riesgo .

• Separar las fuentes de ignición continua de las probables fuentes d eemisiones inflamables.

• Evitar peligros para las instalaciones más allá de la línea limítrofe con l apropiedad adyacente .

• Facilitar el acceso para tareas de operación y mantenimiento normales .

• Garantizar la seguridad del sitio .


28

Notas :

~X~ PDVSACIED


Ubicación relativa de los equipos

➢ Lineamientos

De permitir la flexibilidad, aplique los siguientes lineamientos :

1. Hornos : ubicar en posición vientos-arriba con referencia a lo sotros equipos .

2. Torres de enfriamiento : ubicar en posición vientos-abajo conreferencias a los otros equipos .

3. _Enfriadores de-aire :-ubicar enlazona adyacente alastorres -defraccionamiento, después del banco de bombas, lado opuesto a lhorno .

4. Bombas : ubicar en la zona adyacente a las tor res defraccionamiento . Lado opuesto al horno.


29

4 Notas :

PDVSA


Distribución de los equiposi Diagrama

A continuación se anexa "diagrama" sobre la distribución de los equipos

Torre d eenfriamiento

Enfiadoresde aire

Banco debombas

0 0 0 Ú Torres

Hornos


30

Notas :

l

Capítulo IXU~r

Seguridad

Diseño :Cálculo de Válvula de Seguridad


Notas :

PDVSAOED

Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Seguridad

Contenido

> Fuentes de información

• Principios generales

i~ Requerimientos generales según el código ASM Epara recipientes en presión .

➢ Definicione s

➢ Diseño con seguridad operativ a

Contingencia

i~ Contingencias especiale s

➢ Válvulas de alivio de presión

➢ Cálculo del área mojad a


2

Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Segurida d

Notas :

►x~~ PDVSA~ ~m


➢ Prácticas Recomendadas API 520, partes I y II, y 52 1

r~ Código ASME Norma ANSI 831 . 1

i Prácticas de Diseño . Sección XV. PDVSA 1996 .

i Manual de Diseño de Procesos . PDVSA Versión Automatizada 199 7


3

OED

Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Segurida d

Notas :

PDVSA

Principios generales

> El diseño de la seguridad inherente a un proceso es responsabilida ddel ingeniero de diseño de procesos .

i Cada diseño debe ser seguro frente a las causas razonables de falla .Las instalaciones adecuadas deben incorporarse al diseño paraprevenir incendios, explosiones y accidentes .

> Todos los diseños de procesos (los nuevos y las revisiones) deben se rrevisados conjuntamente con el comité de operaciones seguras, paraverificar que las normas de seguridad sean cumplidas .

> HAZO P


4

=Seguridad en Diseño: Cálculo de válvula de Seguridad

)/

@§(Mi P M SA

Requerimientos generales segan el c6cligo AWE para

V El equipo está protegido para evitar que se exceda la presión de diseñ o(MAWP) en :

—10% (una sola válvula de alivio de presión, excluida la contingencia

de incendio)

—16% (varias válvulas de _alivio de presión) _

—21% (contingencia de incendio)


,Op Notas:Sr

5

«m


Notas :

►~~ PDVSA

Definiciones

1. Temperatura de auto-ignición : Es la temperatura menor requerid apara causar una combustión auto-sostenida, sin ignición por chispa ollama. (Típico = 600° F para hidrocarburos líquidos a presión alta) .

2. Contingencia : Evento anormal que es la causa de una condición d eemergencia. (por ejemplo, pérdida de agua de enfriamiento)

3. Emergencia: Es una interrupción de la operación normal en la cual elpersonal o el equipo son puestos en peligro o el equipo es sometido auna sobre-presión .

4. Limites explosivos : limites del rango de inflamación, concentracione smínima y máxima de vapor inflamable en el aire .


6


Notas :

►~~ PDVSA

Definiciones. (cont. . . )

5. Punto de inflamación : temperatura menor a la cual el líquido expuest oal aire emana suficiente vapor para formar una mezcla inflamable .

6. Inventarios con altos puntos de inflamación : corresponde a productosalmacenados con puntos de inflamación de 130° F o más .

7. Inventarios con bajos puntos de inflamación : corresponde aproductos con puntos de inflamación de menos de 130° F o productos atemperaturas por encima o dentro de los 15° F de su punto deinflamación

8. Fracciones livianas : material que tiene un valor RVP 15 psia (presiónde vapor Reid) (por ejemplo, presión de vapor a 100° F

9. Material pirofórico : Material que es combustible espontáneamentecuando se expone al aire a temperatura ambiente .


Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Seguridad

4

Notas :

■ 4 PDVSA

Definiciones. (cont. . .)

10. Material tóxico : Material capaz de causar lesiones en Iquellas partesdel cuerpo humano con las que entre en contacto, ya sea externa ointemamente .(por ejemplo, fenol, H2S, ácido HF, benceno, NH 3 , etc.) .

11. Riesgo único : Equipo afectado por una única contingencia (porejemplo, un incendio) .

12. Zona de fuego : Área que contiene el grupo más reducido de equipos alos que pueden acercarse el equipo y el personal de bomberos desd etodos los ángulos . Independientemente de la capacidad de acceso, lo srecipientes con una distancia horizontal de 20 pies de cada uno s eencuentran en la misma zona de fuego . El área máxima normalmentese limita a 5000 pies cuadrados.


8

QED


~~~, Notas :

* PDVSA

Definiciones. (cont..)

13. Presión de ajuste : La presión de entrada a la cual se ajusta la válvula d ealivio de presión para que se abra .

14. MAWP (presión de trabajo máxima permitida) : La presión más alta ol acual puede someterse un recipiente continuamente .

15. Presión de diseño : La que se utiliza como base para determinar e lespesor de carcaza mínimo, normalmente es igual qua|aK8AVVP(K8/ WPpresión de diseño) .

16. Acumulación : El incremento de presión por encima de la MAWP durantela descarga a través de una válvula de alivio de presión .

17. Sobre-presión : El incremento de presión por encima de la presión deajuste durante la descarga a través de una válvula de alivio de presión .


9

OED


' Notas :

PDVSA

Definiciones. (Conf. . . )

18. Contra-presión : La presión en el lado de la descarga de una válvul ade alivio de presión .

19. Contra-presión súper-impuesta : La presión en el lado de descarg ade una válvula de alivio de presión antes de que esta se abra .

20. Contra-presión acumulada : Incremento de la presión en la descargade la válvula como resultado del flujo a través de esa válvula .

21. Diferencial de presión del resorte : Presión de ajuste menos lacontra-presión súper-impuesta para una válvula convencional . En e lcaso de las válvulas con fuelle balanceado, la presión de resorte e sigual a la presión de ajuste .


10

OED


►~ve,

~ PDVSA

Diseño con seguridad operativa

➢ Guías para el diseño

✓ Considere sólo una contingencia por vez .

✓ Suponga que inmediatamente antes de una emergencia, la plantaestaba operando en condiciones normales .

✓ Todos los equipos que , normalmente se encuentren en operació ncontinuarán funcionando si no están involucrados directamente en l acontingencia:


1 1

Notas :

~i PDVSACIED


Diseño con seguridad operativa

i Guías para el diseño (cont. . . )

✓ Las válvulas que normalmente permanecen cerradas no debepresuponerse que operarán en una emergencia, así como tampoc odeberíamos limitamos a su capacidad cuando se determine lacapacidad de alivio requerida . Esto incluye válvulas de control depresión y drenado de líquido.

✓ Las válvulas que están normalmente abiertas y que no estándirectamente involucradas en la contingencia debe suponerse qu equedarán abiertas . La capacidad de la válvula puede considerars edisponible .


1 2

_ =Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Seguridad

/Notas :

-.w.,

11211~

Contingencia

~Tipos

Incendio

—La presión del equipo afectado por el incendio aumenta por l avaporización de líquido .

Fallas de servicio

-7Aguª de enfriatnierito :_ Ia incapacidadpara_eliminarel calor hace qu ela presión aumente.

Energfa E16ctrica : generalmente da como resultado una p6rdida enla remoción de calor.


13

Notas :

PDVSApm


Contingencia (Cont. . .)

Tipos (cont . . . )

✓ Vapor de agua : Similar a la falla energía eléctrica .

✓ Aire - Falla de instrumentos : Las válvulas de control fallan d eacuerdo con el modo especificado (AO = aire para abrir, igual que FC =falla cerrada) .

✓ Falla mecánica :

—Válvulas de control pueden fallar en cualquier posición ;atascamiento de la bomba ; fallas de los tubos (intercambiadores decalor, hornos) ; líneas taponadas ; reactores taponados .

V Falla de operación (error)—Apertura y cierre de válvulas equivocadas .


1 4

PDVSA_ aED


Tipos (cant . . . )

~ Presencia de materiales altamente volátiles (por ejemplo ; agua en la

—Dificultad para aplicar la protección de válvula de alivio de presión .— Tanto de diseño como la operación deberían minimizar esta posibilidad .

Reacciones químicas:

—^Deocontno|^ de temperatura .

— Reacciones de descomposición .

—Tubería "bloqueada" y calentada por trazas de vapor de agua radiació nsola r

— Intercambiador de calor " Bloqueado" en el lado frío cuando el fluj ocontinúa fluyendo en el lado caliente .


1 5

PDVSA

Notas :-4) Que„,~ (1 0

?ISKI,D

~rt

(~. Ga ;'.f_!í

` (

M.-+. .

/

I/

.

( ' F altLl J

c,E)


Contingencia. (cont. . . )➢ Tipos (cont . . . )✓ De incendio

• Todos los equipos de una planta, en una zona de incendio ; se consideraque son afectados por el fuego.

• Se supone que la tubería y el cableado neumático han sido destruidos .

• Capacidad de alivio .W = Q/L

W = lb/horaQ = calor absorbido/Btu/horaL = calor latente de vaporización, Btu/Ib

Q. 21 .000 F (A) 0 -82 F = f (aislamiento)F = 1 .0 para pared desnud aA = área mojada, piel

• L se evalúa a presión de ajuste + acumulació n

• La acumulación para el fuego es de 21% .


16

Notas :

O PDVSAcum


Contingencia. (Cont. . .)

Diagrama sDimensionamiento de válvulas de alivio : Falla de agua de enfriamient o

Agua de enfriamiento

Contingenci aremota

4

Unidad o-

Contingencianormal

Retorno de agu ade enfriamiento

* Fallas

Unida d


Unidad

17

PDVSA

Notas :

CI m


Contingencia. (Cont. . .)

La válvul afalla abierta

Torre

D

Válvula!de desvio

1 . Suponga el desvío abierto 50% Presión

2. Suponga el desvío 100% abierto . Fije lalímite de la tone 110% de P.D .

Presión de sobrediseño de la torre es(contingencia normal)

150% de P.D . (contingencia remota)


➢ Diagramas (cont. . .)Condición de emergencia : Falla de válvula de control

A la atmósferao mechurrio

18

Notas :

PDVSA


Contingencia . (cont . . )

Diagramas (cont . . . )Condición de emergencia : Falla operaciona l

óP de cierre de la bomba = 500 psiPresión max presión de descarga = 50 psiLuego, max presión de descarga = 550 ps i


en 300 psigFijar presión

Descargalíquida

00<-■

) Deselador

P .D.= 550 psig

P .D .= 550 psig

1 9

X~ P~DVSA


Contingencia. (cont. . .)

Notas :

➢ Diagramas (cont . . . )Condición de emergencia: Explosión causada por error operaciona l

Crudo500#

• Filtración de crudo en enfriador N° 1 :-Operador cerró C y D- Operador cerró A y B- Operador abrió drenaje del lado de carcaza- Operador cerró drenaje del lado de carcaza

• Intercambiador explotó


20

PDVSA~Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Seguridad

Contingencia . (Cont. . . )

i Algunas contingencias remotas que permite la acumulación de 150%

1 . Tubo del intercambiador roto

El lado de baja presión del intercambiador de calor debe estar protegidopor una PRV (válvula de alivio de presión) si :

• La presión de diseño en el lado de alta presión es 1 .5 veces mayo rque la presión de diseño en el lado de menor presión .

• La tubería del lado de menor presión no puede hacer frente a l adescarga del tubo dividido sin que la presión exceda 1 .5 veces l apresión de diseño del !ado de menor presión .


21

+)~~ PDVSAam


Contingencia. (Cont . .)

Notas:

➢ Algunas contingencias remotas que permite la acumulación de 150 %(cont. . )

2. Mala operación de una válvula sellada abierta/cerrada (CSO, CSC)

3. "Taponamiento" del reactor de lecho fijo

4. Contingencias "doble" con alguna interrelación remota (por ejemplo ,una válvula de control de falla abierta con el desvío o "Bypass" 100%abierto) .


22

Notas :

PDVSA~Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Segurida d

Contingencia especiale s

✓ La presencia de materiales altamente volátiles (e.g . agua en l aalimentación )

- Dificultad para aplicarle protección a la válvula de alivio de presión .- El diseño / operación debería minimizar la probabilidad de ocurrenci a

de este evento .

V Reacciones Químicas- Disparos incontrolables de temperatura- Reacciones de descomposición .

Expansión Térmica- Calentamiento y bloqueo de tuberías por trazas de vapor y/o

radiación solar.- Bloqueo en el intercambiador de calor del lado frío, con flujo continu o

en el lado caliente .


23

PDVSA

Notas :

CIED


Válvulas de alivio de presión

Esquema de aplicación

✓ Recipientes :Cualquier recipiente que puede estar sometido a una sobre-presión ,debe estar protegido por una válvula de alivio de presión (PRV) .

No existe válvulasv^RV •

entre los recipientes

;'V •

`--~

` j ---d,_—•

V Recipientes de diámetros menores o iguales a 2 pies construidos detubería, no requieren de protección contra fuego .


. 24

PDVSA

Notas:


Válvulas de alivio de presión . (Cant. . .)

➢ Esquema de aplicación (cont. . . )

✓ Bombas :Las válvulas de alivio de presión (PRV) se requieren cuando la sinstalaciones aguas-abajo pueden estar sometidas a sobre-presión .Normalmente no se permite descargar a válvula de alivio a la fuente d esucción de una bomba, tal como se muestra en este dibujo . Pero esta puedeser la solución para "desembotellar" el sistema .Pto . de ajuste

60 psig 4

c F--a

I

AI fallar el aire, P1 aumenta hasta 66 Psig, y unaP, = 20 psig

1 válvula de alivio convencional no abrirá hasta1-1 que P2 llegue a 66 + 130 = 196 Psig, bastant e

por encima de lo permitido (15OPsi •

P, = 125 psig

Nota: para está situación podría ser aceptable una válvula de alivio de succión tipo fuelle .


Set=150 psig.

DP reso rte – 150-20=130

psi g

I I 0

25

Notas:

PDVSA


Válvulas de alivio de presión. (Cont. . . )

➢ Esquema de aplicación (cont . . . )

"HornosSi hay una restricción o válvula en la línea de salida, se requieren Válvulas de Alivi ode Presión (PVR's). Si la Válvula en la línea de salida es "Car Sealed Open" (CSO) ,la Válvula de Alivio de Presión no se requiere . Sin embargo, normalmente no esnecesario disponer de una válvula de bloqueo en la línea de salida .

— Normalmente seleccionad a

—Es requerida si la alimentación essolamente Vapor (Provee un flujocontinuo)

—

— Solo cuando la alimentación contiene líquido y :

— Cuando se forme Coque en la línea de Salidade las PVR.

— Las PVR no puedan ser purgadas .


26

* PDVSAC1ED

Seguridad en Diseño: Cálculo de VáIvula de Seguridad

Cálculo del área mojada

El Área Mojadá es la superficie total bafiada que se encuentradentro de un grado o elevación de 25 ft., donde el fuego puede

propagarse.

Si el HLL s eencuentraaquí use25"para elárea del ladoderech o

Si el HLLseencuentraa4tif- tite e lHLLpara e lárea del lad oderecho

HLL: Altura de nivel del líquido

DLL: Nivel de descarga del líquido


Motas :

(n-QoA.1

W---

eq. ,,l' ,

1-14,. .L .

27

Notas :

►~~ PDVSA


Cálculo del área mojada (cont. . .)

➢ Esferas y Esferoides


El área mojada (A), estábasada en la superficie tota lexpuesta a una altura de 25 ft,o a la elevación del ecuador ,cualquiera de las dos que seamayor.

28

*Contenido

Escriba aquí la introducción a la tabla de los Ejercicios

1 Problema # 1 Diseño de Platos Perforados . Paste I2 Problema # 1 Diseño de Platos Perforados . Parte 2 . Discusión

3 Problema # 2Cálculo de Compresor Centrifugo . Parte 14 Problema # 2 . Cálculo de Compresor Centrífugo . Parte 2 . Procedimiento

5 Problema # 2. Cálculo de Compresor. Solución

Problema # 1 Diseño de Platos Perforados. Parte 1

INSTRUCCIONES :

Vamos a diseñar Platos Perforados nuevos de una depentanizadora basad oen el sumario de cargas a los platos adjunto .

En los próximos 10 minutos, reunidos en equipo, se debe analizar y discuti rlos siguientes aspectos :

1. En cuál Plato debe ser basado el diseñ o

2. Qué tipo de platos pudieran ser usado s

R flR12 "('"',.na! ada

^1~e-ra e4'vr1

~^ - - r ~

J' _. .~` r + .w v.. vvu e ..e ■.d ♦.e e:;aveve e me, 6,®16d42 t 46dGPI N

nombrará un relator para expresar las conclusiones del equipo . Recuerden ,para el desarrollo de la actividad se dispondrá de 10 minutos

SIEVE TRAY CALCULATION FORM {PART 1 of 6 )Refinery & Project /,QOCEss DES/64/cOV,esf

Date 9- /9- / P9/Tower

/

By ,e'tAiService DEpE/vTA/i/jER

Tower Section (Top or Bottom )Tray Number(s)Design Based on Tray No.

4..2 . Vapor and Liquid Loadings @ Conditions(a) Vapor to tray

Temperature, °F

S/•Pressure, psisDensity Pv , lb/ft3 0 . 9758

Vapor loading Mv, Ib/s = 307 99ó _ 4/•i

Vapor rate, ft3/s = My

?

/Pv.

7x8

-~ o.97sBPL - Pv

37.90-v .9718

VL4—3)

/ 1'v = 9J•yxO•/61- Eq . (la) mss'ZPt. - Pv

_ ft'

PvVL ow

( s H"in -\/PL - PV

372.O • iNSr8•8y0/d:7-37- ,

Eq. (lb) ,

1• ~S

3 . / 0

9•s/•o!•7S

Eq. (2a) //-D

ase

/0•5'Pa's,"r.e%44. . .

BoTToM8- /(o

/(o

440

93. 4

0./6Z

// A

(b) Liquid from trayTemperature, °FViscosity ;IL , cPSurface tension oL , mN/mLiquid loading ML , Ibis c SGS, 7,50 eDensity g, , lb/ft'

36 0 0

Liquid rate LL, ft'/s =

::P37,9

Lt. oaza = (ft3/s)j

2. Trial Tray Spacing. Size and Layout

(a) Trial tray weStandard surface tension ash mN/m

(Fig. 2)(Fig. 3)Kap

Tray spacing ftTrial diameter Dt , ft :

Dr =V

315 LL + HH $

..V

Z

SIEVE TRAY CALCULATION FORM (PART 2 of 6 )Tray Number(s)

2. Trial Tray Spacing, Size and Layout (Cont'd . )(a) Trial tray size (Cont'd.)

Superficial area As , ft= :

As = BS4

No. of liquid passes, Np

(Table I) / r+2L' = gph/ft of diameter/pass /o,a33 =If s,3/7

(b) Downeomer and weir sizes

39. 9 ° o• 975

(For use in Figure 7)

(8 . 8yo) tsPt. PL

oQL

•/‘/s 37.9

NotvFYEiQ, STAQ1®wiTi,/ sT,eA/c/i1A01wacoME.es

i/Oo - Ao/

Inboard* Outboard Inboards Outboard8. 30 //-0-c

o. o

(Fig. 14)

98,ZQ 7t/ 8/

>rVL t~ = 0.62 At ¡¡ll + ~/ ~PL PV) (Eq. 2c)

VL jYL ~ as % (Must be < 90%; otherwiserepeat Step 2 with a larger value of De.)

(For single-pass trays or for outboardVat downcamers of multipass trays,

A - must > 0.068 As)

Ve,

Aálow lc down er outlet velocity, ft/ s= 2 Vsu or 0.6 fit/s, whichever ra cess

Minimum total downcomer outlet area A , ft =/A49 o4 4O Dow,acoor EA'S o6% 6 .9/Fr

Va,

OU7 QA.cd oouv,.tce..eaes. //.78F7 L .

However; N, must > 0.068 Asz

(c) Ultimate amity

ADe . ~os r

Eat waste area A„ (if any), ft=

Avenge free area At , fir

PL

= Allowable downcomer inlet velocity ,ft%s, from Figure 7 or Table 2, whichever isless . For foaming systems, use Vm 0.2 ft/sMinimum total downcomer inlet area Aa; , ft'

pL -pV

k

Ns.' - ~.-

/4•z

)

/N.6oAteD DC C /fa r 1....f:-/.fa 8•30F1 2

Oc/T.90.0,¢p 0G d.a: r 0 .068 ~86vr9' .58~/'~TZ

AD.i = /i• 78'1

s

~

l

Where 1.4 PL. pV_ ~.y 3r•9— O-M'8 30• 4/Z .79•46o,pr

976.8

Design vapor load factor VL

h98•G!

íS. 2

s?.3o,r

~_e

SIEVE TRAY CALCULATION FORM (PART 3 of 6 )Tray Number(s )

446,3. Final Tray Spacing, Size and Layout(a) Tower area

Tower diameter D, ftTray spacing H, ftSuperficial area As, ft2Est. Waste area

(if any), ft2Percent hole area A ./Ab

(Table 1 )Bubble area Ab, ft2

(Fig. 13)Average free area Af, k2

(Fig. 14)Actual hole area A,,, ft'

Inboard* Outboard Inboard* Outboard

/O•S

J• 9S

8~•59

O •S. . O

G 6 •5(o(o•S 66•5

7y8í-

78.29

4•3Z 4 :42-(b) Downcomers and weirs

Downcomer inlet area Adi , ft 2Downcomer outlet area Ado , ft2Outlet weir height

, in.Outlet weir length go , in. (See Subsection K.)Inlet weir height h,,i , inInlet weir length Y i , in. (See Subsection K)Length of bottom edge of downcomerí!,d , in. (See Subsection K)

(c) Jet flooding (See Figures 1 to 3.)Outboard weir length, in feet = 2,/12 (Use£o also for 2-pass trays ; do not use inboardweir length &I.) For segmental downcomers,use length of a chord joining the ends ofthe segmental downcomer.L = gph/ft outboard weir per pars

8/80

KH, , tray spacing-liquid rate capacity factor(Use Fig. la for hydrocarbon systems, Fig . lbfor aqueous systems.) .fpyVt

pL - pV Daman

8.3o ii•98

$.30 //. 9$z o a•O/2f.í

e/•

/ás.4 8/•9

6 .92$

For hydrocarbon systems:

pvpL -PV Allowable

= 0.29 Kali KHL

Eq. (3c) O•ZJZ

For aqueous systems:

= 0.20 Kvp Kam,~-(Vfj—L QV Allowable

Eq. (3d)

s For 2-pass trays. All downcomers on single-pass trays are `Outboard .'

SIEVE TRAY CALCULATION FORM (PART 4 of 6 )

Tray Number(s)3. Final Tray Spacing. Size and Layout (Coned.)

Inboards Outboard Inboards Outboard(c) Jet flooding (Cont'd .)

Design/Allowable, % (Compare with criteriain Table 2. If these are not satisfied, chang etower diameter and/or tray spacing andrepeat Steps 2 and 3 .)

4. Checking Process Limitations(a)

Blowing ,\

1nV

VL (sowing) = A. 1 0.05 (t) 3 + 6 ✓H)

Eq. (4a) .70. 8

VL /VL (Blowing)

Ao in Step 3 .

We i

must < 0.90ss. If not, increasea. 73

(b)

he ~ =a5(QL ~'

+0.5h,„° Eq. (4b) a•s‘ 340 5

Kl = (5.25 + hc

(PL ° pv )tom) ) .788 308Hole diameter

in . (Table I) D •S

QL

surface tension, dynes/cm/748

0

hole diameter, in .

K2 (Fig. 6a) 0.037 O. 037

K3

v (f)

°

(Fig. 6b)Rer.71

/.0 /.0

®O•~

®®-a 9

Minimum vapor velocity through the holes,

Vo (haw , flit

(ft'Is),~„ O•ÍS9.f--v (Ube _ -

Ma a°

Ao

•3Z

Vo v~? . Must be > 1 .0. If not, reduce

hole area, if possible. Other-V° v (weep) wise, check Figure Sa foreffect on tray efficiency.

5. Tray Hydraulics

(a) Clear Squid height heItsh~ = 0.5

+ 0.5 h„°

Eq. (Sa)

(b) Effective dry day pressure drop b, d

Vapor velocity through the holes, Ve , ft/s:

*3i

♦` .z

/6.Z

/-ez

/• Q•Z

• For 2-pass trays.

•s L' < 1,000 minimize VL/VL amine to a value preferably < 0.70.

.Z•90

3•S.2

SIEVE TRAY CALCULATION FORM (PART 5 of 6 )

Tray Number(s )S. Tray Hydraubcs (Cont'd .)

Inboard' Outboard Inboard s Outboard(b) Effective dry tray pressure drop 161 (Cont'd . )

Liquid height - pressure drop factor K

(Fig.9) 0. 7S D• 70

Hole diameter - pressure drop factor K(Fig.9) 0'33 0 '33

hed = Kb, Kip Ya (Pv /PL ); should be at

least 0 .8 inch at design rates. °?• 97 .` 77(c) Total tray pressure drop ht

S7 4-2 9

(d)

h t

he

h e d

Head loss under downcomer I ►„

QL =hiad = 0.06 (—...—-c N

f)

Eq. (Sd)

Assume c = 1 .5 inches. If had > 1 .0, se th, d = 1.5 in. and calculate c from :

0.25 QL

Xdo

Np fad

Note: For shaped downcomers use coef-ficient of 0.02 in place of 0 .06, in Eq. (Sd).

(e) Inlet head hi

For tray with inlet weir

hi =

(..—...–) +14;

For tray without inlet weir:

h

i (f)Downcomer farms hd

hd = tht + h id ) ( P -t 1 + hi + . 1 .0, in.t v

Note: With 2-pass trays, for inboard hd , use

/ • Q(o

3• At'.G_ 7'9°c IbN w1T

w

C

i•3

S~ C'= ~~

a425 ¡.f3

.?• 90 .3.sz

//•4p /.7•3

c=

3/3

the value of hi on the outboard tray, and vice -versa (Fs. 10). Fora tray with a recessedinlet box or an inlet weir, substitute 2 h ed . i nplace of bud , in the above equation.

.

7bo 0/6•// ,hd as of tray spacing (Table 2 and Fig. 8)

é4.3/644 SNbv[D ,J0TEucGEEOS

For :-pass trays

I,vc.0-EA 5E 7R~Y sP.ltc i,•~6. to ¿27"

SIEVE TRAY CALCULATION FORM (FART 6 of 6 )

Tray Number(s)

S. Tray Hydraulics (Cont'd .)

Inboard' Outboard InboardsDowncomer seating

hi + hid

If at design rates, (hi + hse) is less than c + 0 .25,consider using a lower value of c (possibly witha shaped downcomet lip), an inlet weir, or arecessed inlet box, in that order of preference . Ifat all possible, (h; + had should also be greaterthan c at minimum rates.

6. Tray Efficiency

L

s 6.9. : ._Overall efficiency, E, (Subsection I)

.044

o'IVS~Ó

% EQo/1 //,qswELC ,/ ZyS

No. of required theoretical trays (ST.¢í,Y/./'sx'mvr) I (Ef Acso /W E f-27J,

No. of required actual trays /0.2 CAti- //

No. of actual trays specified /2

* For 2-pass trays.

Deno.✓c.o. ec0e .SEAL AT /q/. r. ATE S

.~N~ltw0~C1~ Oc)T•Q44.eG

~j

•?• $~0

3.0 9:/Yi~!'ti,v) r L(~'Al)

4otfr..~.j

o •44

/•0 9,.

(Ai,' ~oj.~.,~

31.02"

4.i8

C* o•ZS ' r

Z Zs"

2• tS "ac,D C Sc_s,c .

6x.

Ou!board(g) 3,?1 ►► f•1r

0 f O•.eS .2f 0.25s 4''•_ ,Z.~ .

S..voE /z.c t ievo > ?•ZS.; pow.c.rcyreex

SEAL Js oK.

C-NEc►r At Nia. .,i4TFs - SFG .BF[dcv

INSTRUCCIONES :

A continuación vamos a realizar los cálculos de diseño de la primera etapade un compresor de refrigeración de propileno . Del balance de materiales yenergía de la planta de Etileno se tienen los siguientes datos :

Flujo, lb/hr 546 .000Peso Molecular 42.1Presión de Succión, psig 21 .3Temperatura, F - 29Presión de Descarga, psig 36.8Calor Específico 0.320Presión Crítica, atm 45.4Temperatura Crítica, F 196 .5Factor de Comprensibilidad 0.936

A partir de la información presentada, resuelva los siguientes planteamientos :

• Determine si un compresor centrífugo es aceptable para esta aplicació n

• Calcule la temperatura de descarga del compreso r

• Calcule el caballaje requerido para esta etapa del proceso .

Instrucciones :

Lea detenidamente cada uno de los planteamientos que a continuación sepresenta. Analícelos y discútalos con el resto de los compañeros del equipo .

Planteamientos:

• Calculen el flujo de succión .

• Calculen la temperatura de descarga basado en las propiedades del gas e nla succión para el primer estimado de la temperatura. En un caso real, s ecalcularían las propiedades de la temperatura promedio, hasta convergeren una temperatura . Realizados los cálculos, Usen la primera temperatur acalculada.

• Calculen el cabezal polytropico requerido, basado en las propiedades de lgas en la succión . En un caso real se recalcularían las propiedades del ga sa la temperatura promedio .

• Seguidamente, calculen el caballaje requerido .

Para gases ideales (z= 1 .0) : donde

m = k-1 = n- 1kx rlp

n

• Calculen el diámetro requerido para la línea de Succión usando el métod ográfico, y confirmen la caída de presión usando las ecuaciones apropiadas .Las perdidas de presión en la línea de succión aumentan el caballaj erequerido, así que es económico minimizar la caída de presión en lasucción

Problema #2 Cálculo de Compresor Centrífugo. Parte Procedimiento

Problema # 2 Cálculo de Compresores. Solución

PROBLEMA 2CALCULO DE COMPRESORE S

SOLUCION

Calculo de Flujo Volumetrico a la Succion

W = 546,000/60 = 9100 Ib/mi n

P2 =21 .3+ 14.7=36.0 psia

T 1 =460-29=431 R

p = (42.1 x 36.0)1(0 .936 x 10.73 x 431) = 0.350 lb/pie cubico

Q = 9100/0 .350 = 26000 ACF M

Mass que los 500 CFM requeridos para un compresor centrifugo .

Calculo de temperatura de descarga

k-1P2 kr1

T2 = Ti Pi

Cp = 0 .320 x 42 .1 = 13.47 BTU/lb-mol

k = 13.47/(13.47 - 1 .99) = 1 .173

T 1 =431 R

P, = 36 .0 psia

P2 = 36.8 + 14.7 = 51 .5 psia

rlp=0.0109InACFM +0.643=75%

T2=462R=2 F

CalculodelCabezalPolitropico

k-i

P2 kn° - 1k-1 Pi

krip -

1zRT

z=0.936

R = 1545

T = (431 + 462)12 = 446 R

MW = 42 .1

Hp = 5680 ft .

CalculodelNumerodeImpulsores

Con el peso molecular de 42.1 cada impulsor puede desarollar un maxima de alrededor de 9300 ft.

No. de impulsores: 1

Determinacion del Caballaierequerido .

Ib/min Hp 1HPgas _

33000 77p )

w=9100

HPgas = (9100/33,000) (5680/0 .75) = 2088 H P

Linea de Succio n

Usando el Grafico de v► 2/p:

w = 546,000/3600 = 151 .7 lb/sec

p = 0.350 lb/pie cub.

vv2/p = 23,000/0 .350 = 65,700

Linea de 30 pulg : 0 .17 psi/100 pies de linea

Linea de 24 pulg : 0.5 psi/100 pies

Velocidad linea de 24: 26000/60/2.95 = 146.8 pie/sec

Velocidad línea de 30 : 26000/60/4.67 = 92.7 pie/sec

La velocidad en la de 24 luce muy alta pudiera causar problemas de vibracion acustica . Ademas lacalda de presion es marginal . Para estos diametros no es tan importante usar las mas comunes d e24 y 30 pulg . de diametro . Podriamos considerar usar tuberias de 26 0 28 pulgadas de diametro .

En la de 26 pulgadas de diametro

V = 433/3 .48 = 124.5 pie/sec

DP = 0.3 psi/100'

En la de 28 "

V = 106.9 pie/sec

DP = 0.20 psi/100'

Verificacion de numero de Reynolds para 26 pulgadas

Re=123.9xdxpxv/µ

Re = 123.9 x 25.25 x 0 .35 x 124 .5/0.006=2.3x 10'

~ . ~

0

~

o 0 0 U

a,~a.

~á a.

0 0 0a

q~i

o

V' ~

N

Diseflo de Procesos Petroquímicos

AnexosCapítulo I I

Capítulo U. Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

11-1


Contenido

Figuras y Tablas• Figure 1 .- Reflux ratio vs . Actual Plates• Figure 2 .- Overall plate efficiency vs .

Fluidity of liquid on plates .• Figure 3 .- Gilliland correlation .• Tabla 1 .- Selección del tipo de plato .

Addendum 2 .4• Selection and Design of Commercia l

Fractionation Equipment

Sección 3-B del MD P

II-2Capítulo II .- Destilación: Cálculo de Plato de Destilación


FIGURE 1

1

co

er

P..... .CO

to..

O~1sEE 2

Minimum Number o fActual Plates = 25

Reflux Rati oi

4

5

6

7

8

5

4

60,

CC

a~¢

Capítulo I L- Destilación : Cálculo de Plato de Destilación

11-3


FIGURE 2

OVERALL PLATE EFFICIENCY VSFLUIDITY OF LIQUID ON PLATES

Average Fluidity of Liquid on Plates -- (Centipoise)- '

Only Data on Hydrocarbon MixturesWere Used in this Correlation, andThere Were insufficient Data on OtherTypes to Justify a More General Use.However, There was Some Evidencethat the Curve is a Little Conservativefor Alcohol-Water Mixtures

120

11 0

100

90

80

70

60

50

40

30

20

1 0

0 1 2I

t

3t 1 I I 1 1 I I I J4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 1 4

S

Capítulo I L- Destilación: Cálculo de Plato de Destilación 11-4

Diseño de Procesos Petroquímico s

FIGURE 3GILLILAND CORRELATIO N

CORRELATION OF THEORETICAL STEPS WITH REFWX RATI OMULTICOMPONENT AND BINARY MIXTURES

CS)

.3 -

\

-~ .3

.2 .3 .4 .5 .6 .7 .8 .9 1 .0

F(R) or F(OID)

1 .0,9

Reference: Gilliland, Ind . Eng. Chem. 32, 1220 (1940)

.8

07

~

R—Rm

F(R)+Re~~o,911 r ,y R+1 Rm Rm[1-F(R)]

.6

.5

0(S) = S-Sm , S = ~i(S)+Sm .

.5

.4

S+1 ' Sm Sm[1- 0(S)j

.4

Capítulo II: Destilación: Cálculo de Plato de Destilación


MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO

SELECCION DELTIPO DE PLATO

anVSa+~roa-ea-cf-asREVISIO N

0FECfIA

ENE .97

PDVSA Página 10

Menú Principal Incice manual indice volumed Indice norma

TABLA 1 . Comparación de los Tipos de Plato Más Comunes

TIPO Perforado Válvula Casquetes

de BurbujeoSin bajante

Capacidad Alta Atta a BastanteAtta

Moderadamente Alta Bastante Alta

Eficiencia Alta Alta Moderadamente Alta Menor que Cualquier OtroTipo

Flexibilidad"turndow )"

Media

aBuena,Relación 2/1 ,3/1

Buena Relación4—5/1

ExcelenteMejor que el tipoválvula.

Buencomportamiento

aflujos

de

Ifquidoextremadamentebajos.

Baj aMás baja que la de losplatos perforados . No esadecuado para operacióncon cargas variables .

Arrastre Moderado Moderada AltoAproximadamente 3veces mayor que e nplatas perforados

Bajo a Moderad o

Calda d ePresión

Moderada ModeradaDiseñospasados tienencaídas

depresión

másaltas.Diseña srecientes

igua lque los platosperforados.

Alta Baja a Moderada

Costo Bajo Aprmámadarnente20% mayor quelos platosperíorados.

Alta Bajo

Mantenimiento Bajo Bajo a Moderado Relativamente Alto Bajo

Eran

miento Bajo aModerado

BajoaModerado

Alto,

Tiende

arecolectar sólido

Extremadamente baj o

Efecto de laCorrosión

Bajo Bajo a Moderado Alto Bastante Bajo

Disponibilidadde trMonnación

de Diseño

Bien conocida Disponible Bien conocida Alguna disponible

AplicacionesPrincipales

En la mayoríade• las tarros,cuando

laflexibilidad noes crftica.

1 . En la mayoríade las torres.

2. Servicios

endonde

taflexibilidad esimportante .No

esrecomendablepara serviciosdonde

hayensuciamiento

1 . Condiciones

deflujoeodremadamerriebajo.

2. Donde las fugasdeben

sereliminadas.Usados donde elensuciamierrtode coque en los

la pued

ree

un problema.

1 . Para

rerrbdelaciwresde capacidad, donde laflexibilidad

y

laeficiencia

puedensacrificarse .

2. Apropiada

paraservicios

con

granensuciamiento

ycorrosión. Manejo desólidos .

Utilización enel Mercado

25% 70% 5% No se dispone deinformació n

Otros En ocasiónes la operaciónes inestable cuando eldámetro de la torre esmayor de 8 pie.

11-6Capítulo II: Destilación: Cálculo de Plato de Destilación


ADDENDUM 2 .4SECTION

DISTILLATION

SELECTION AND DESIGN OFCOMMERCIAL FRACTIONATION EQUIPMEN T

BY P . W . BECKER AND R. K . NEELDEXXON RESEARCH AND ENGINEERING COMPAN Y

Although Chemical Engineering technology has grown tremendously i nthe past ten years, unit operations still remain at the heart of the chemica land petroleum industries . And, within the unit operations area, distillationremains the chief means of the various physical separation techniques .Distillation as an And is old ; but distillation as a science is much newer ,and a proportionate share of the R&D effort involved in developing ne wtechnology has been and will continue to be expended in this area .

The purpose of this handout is to discuss what some of thi stechnology is, especially from the standpoint of the desi gn engineer . First ,why is it important . Second, what changes have taken place in recent years .Third, what tools do the designers have to work with and how do they go abou tselecting and designing commercial distillation equipment .

Imoortance of Distillation

T:z

8deaedaá loaves nen in alsti I lation equipment is a majo rreason why work in the fractionation area is important to us, and why w eundertake research and development work ; spending both time and money tryin gto perfect our technology in this area. For example, during the past severa lyears, Exxon Corporation alone has spent over ten million dollars annually fo rtowers and trays . Obviously, then, the possibility of even small improvement sin the selection, design, and performance of our distillation units can b ereadily justified .

A second reason for a continuing effort in this area is tha tdistillation is usually the final processing step that determines whethe ron-spec products are being produced .- And, thirdly, the purity specification sfor 'both new and existing products are constantly being raised, thereb yrequiring more accurate tower design techniques . Furthermore, we could cite avariety of system physical properties, yield-purity relationships, liquid an dvapor rates, temperature sensitive materials, and fouling requirements tha tcreate special problems affecting hardware design .

Since the oil embargo of 1974, and the subsequent quadrupling of oi lprices, another important consideration has arisen--that of conserving energy .Distillation is a large energy consumer in refineries and chemical plants .Heat must be put in at a high temperature level at the bottom, and removed , ata lower level at the top . This introduces thermal inefficiency, andnecessitates the use of lower reflux and lower pressure drop .internals .

08159001 .CYSCapítulo II: Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

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Why New Devices Out performThe Bubble Cao Tray

We must also remember that the variety of equipment (or hardware )available to handle these process-oriented problems is also constantly growingand being steadily improved . For instance, in the early 50's and for manyyears before, the bubble cap tray was the workhorse of the distillation field .This is no longer true, and we my have :

• devices with greater capacity and lower pressure drop than the bubbl ecap ,

• devices with efficiencies that are equal to or better than the bubbl ecap ,

• devices that are lower cost ,

• devices that possess almost equal flexibility to handle varying liqui dand vapor loads without loss in effectiveness, and finally ,

• devices that are easier to maintain .

Tray Performance DiagramAnd Design Limitation s

A number of physical boundary conditions limit our final traydesign . The final tray design should eliminate or, at the very least ,minimize the impact of each of these limitations . The correlations availabl efor calculation a "performance diagram" for each contacting device vary fromcompany to company . Contractors have correlations obtained from variou ssources, tray vendors generally have developed their own, as some companie shave also, while other companies may use Fractionation Research Inc . or theliterature sources . Regardless of the source, these design limitations ar ecalculable, and the various correlations themselves will not be discussed .

The physical boundary conditions include :

WeeDinq

The weep point is that vapor rate at which liquid starts to lea kthrough the tray openings . It is not necessarily the lower operation limi tfor good tray efficiency . For systems with high liquid-to-vapor ratios, asmall amount of liquid bypassing will not seriously reduce tray efficiency ,providing it is only a small fraction of the total liquid on the tray .

Dueroinq .

Dumping is excessive leakage of liquid through the tray openings .It is characterized by a sudden and significant drop in tray efficiency . Theminimum vapor rate for acceptable tray performance is equal to or greater tha nthat at which dumping occurs .

08159001 .CYSCapítulo II : Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

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Bl owi nq

Blowing is a fine dispersion of fog of tray liquid which become sentrained to the tray above . It is caused by excessive vapor velocity throug hthe tray openings at relatively low liquid loadings . The high hole velocityis caused by a high vapor loading or low percent hole area, or both . Blowingresults in poor contacting since it lifts the liquid or froth phase off th etray and the vapor phase thus becomes the continuous phase . This limitatio ndoes not necessarily result in flooding .

Floodinq

Flooding is an unstable condition in which the liquid height on th etray and in the downcomer builds up until the tower is essentially full ofdense foam . The two principle causes of flooding are, first, excessiv eentrainment and, second, excessive downcomer filling .

Entrainment Flooding or Jet Floodinq

Entrainment or 'jet" flood is a condition where a vapor handlinglimitation is caused by the carryover or 'jetting" of liquid droplets from onetray to the tray above because of excessive vapor velocity through the towerfree area . This represents the maximum capacity of the tray at a given trayspacing .

ExcessiveDowicor Fil linq

High tray pressure drop or insufficient disengaging of vapor in th edowncomer results in a buildup of froth in the downcomer and eventual trayflooding . It can occur at any liquid at any liquid rate if inadequat edowncomer clearance, inadequate downcomer area, or inadequate tray spacing i sprovided .

Li quid Gradient

Liquid gradient may also cause problems . The change is depth ofliquid on a tray, from the inlet toward the outlet, is the liquid gradient .Depending on the type of tray (that is, the resistance to flow) ad the motio nof the vapor, the static head represented by the liquid gradient may furnis hanywhere from a negligible to a major part of the driving force that moves th eliquid across the tray . Gradient problems are worst on bubble cap trays an dleast on jet trays .

Downcomer Velocity and Disenaaoi n q

The liquid velocity into the downcomer must be low enough to allo wvapor to disengage and travel up and out of the downcomer against the flow o fincoming froth . If this velocity is exceeded, the increased downcomer leve l

Capítulo H . Destilación: Cálculo de Plato de Destilación08159001 .CYS


due to excessive aeration may cause flooding of the tray . In addition, thevapor in the froth mixture may be of such magnitude that when it disengages o nthe tray and result in premature jet flooding .

Ultimate Capacity.

Ultimate capacity is another limitation that is occasionall yencountered . The Ultimate capacity is the upper limit of vapor loading whic hthe tower can handle . It depends mainly on the physical properties of thesystem . This vapor load cannot be increased by changing the tray design o rincreasing the tray flooding occurs first ; but, in certain cases, an ultimat ecapacity limitation may be reached before jet flooding . Thus, each traydesign should always be checked for ultimate capacity .

Flexibility or Turndown Rati o

Flexibility is the ratio of maximum to minimum vapor loads whic hbound the range of operation conditions over which the tray will perfor msatisfactorily ; i .e ., tray efficiency remains above, roughly, 90 percent o fits maximum value .

The flexibility of a typical tray is depicted in Figure 1 . We seethat tray efficiency remains relatively constant in the range of loadings fro m40 to 90 percent of the flood point . Below 40 percent of flood, efficiencydecreases due to weeping, dumping, and poor contacting due to low interfacia larea. Above 90 percent of . flood, efficiency rapidly . drops off due to high 'entrainment . If better turndown that this is required, a special device migh tbe required . Therefore, it is important that you, as a designer, carefull ydetermine the minimum loading conditions that the tower will actually see .Quite often, arbitrary or unrealistic turndowns are specified, and the cost o fthe tower increases appreciably ; for example, shifting to a costlier device .

Now that we briefly reviewed the various tray limitations, let' slook at the various types of trays available to us . The contacting device scan be broken into three broad categories . These include : downcomer TypeTrays, Downcomerless Type Trays, and Packing . Category 1 - The Downcomer TimeTrays which include bubble cap, sieve, and valve trays . Some of the majo rcharacteristics of each device include :

Category 1 - The Downcomer Ty pe Trays

• Bubblecaos - There are many, many types of bubble cap tray design savailable to the industry . And, surprisingly enough, there is probabl yvery little difference in the performance of those designs that might b e

' called the best . The better designs are characterized by bein grelatively high in efficiency, in capacity, and in flexibility. I ngeneral, however, they do possess a higher pressure drop than the othe rdevices that we'll talk about . But, their bi ggest deficiency is that ofcost . Other types of trays are as much as ' SO percent cheaper than bubbl ecap trays; and this is, perhaps, the main reason why bubble caps hav elost their popularity .

Capítulo II - Destilación : Cálculo de Plato de Destilación

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• Sieve trays - We find that they are currently the most widely-used o fall the trays available . A typical, modern sieve tray is shown on thenext Slide 6 . This tray exhibits good capacity, excellent efficiency ,and good flexibility--that is, it will operate quite efficiently a tloadings which are one-half to one-third of design values . And, perhapsmost importantly, it is the cheaoest,device currently available . Onereason for the increasing popularity of sieve trays can be traced to th ework of an organization called Fractionation Research Inc . (FRI) . Thi sorganization has been in operation for over 20 years as a non-profit,industry-sponsored research cooperative . It has published performanc edata on almost all of the important contacting devices currentl yavailable . These data have allow not only pretty good comparativ eevaluations to be made, but have also allowed design procedures to b eestablished .

• Valve trays - These trays contain proprietary devices manufactured bythree concerns : Koch Engineering, F . W. Glitsch & Sons, and Nutte rEngineering . These trays consist of a number of discs (or valves )suspended above the holes of a perforated tray at a height which depend supon the vapor flow rate to the hole . The trays themselves ar echaracterized by a high turndown ratio . Capacity and efficiency are bot hhigh, and are similar to sieve trays, while their cost averages about te npercent more than sieve trays . They are generally used where wide rflexibility than that obtained from sieve trays is required . By the way ,this is a "two-pass" valve tray . That is, the liquid flows from left t ocenter, or from right to center . On the trays directly above or belowthis one, liquid flows from the center to either side .

• Jet trans are similar in construction to a standard sieve tray except th epunched holes are replaced by inclined tabs . The tabs are punched fromthe tray deck and inclined to the plate at a typical angle of 20' fromthe horizontal . This tray is characterized by having a high liauid an dvapor handling cap acity . Liquid handling capacity is high because th evapor assists or "pumps" the liquid across the tray . The tray is used i nheavily-liquid loaded services where multi-pass convential trays ar enormally required . For most distillation towers (where liquid rate i snormally low), the tray is not generally used since its capacit yadvantage becomes marginal, and its efficiency is less than a sieve o rvalve tray .

• V-Grid tray - A typical V-Grid tray is a convential crossflow tray .Distributed throughout the tray deck are V-Grid units, which can best b edescribed as rectangular valves which are always in the fully-ope nposition . The main difference between the operation of the V-Grid trayand a typical sieve tray is in its vapor flow patterns . While vaporalways flows in a vertical direction through the sieve tray, it must flo whorizontally through the V-Grid units . Because V-Grid units are laid ou ton a rectangular (rather than triangular) pitch, vapor jets leavin gadjacent units oppose each other, thereby promoting increased turbulenc eand mass transfer .

Capítulo II: Destilación: Cálculo de Plato de Destilación08159001 .CYS


The operation of the V-Grid was compared to that of a sieve tray during alaboratory test program conducted by Nutter at their facilities in Tulsa ,Oklahoma(i) . These data indicated that this increased action on theV-Grid tray resulted in its having somewhat hi gher fractionatio nefficiency than a sieve tray . Also, liquid did notweep as readil ythrough the V-Grid tray, which indicated that V-Grid has a betterturndown ratio than the sieve tray although certainly not as good as acapacity advantage over a sieve tray under most conditions, it di dexhibit higher entrainment, than the sieve tray at very low liquid rates .Thus, at moderate and high liquid rates, the V-Grid tray's performance i sat least equivalent to, and-possibly somewhat better than, that of asieve tray . At low liquid rates, however, V-Grid trays should be use dcautiously since they may entrain excessively .

°

The V-Grid tray should also be particularly attractive in foulingservices . The violent tray action (caused by the opposing vapor jets )should make the V-Grid tray a self-cleaning device . Nutter claims tha ttheir trays have been used successfully in services which were previousl yplagued with tray fouling problems .

Category 2 - The Downcomerless Trail s

• Dualflow is a generic term and describes, basically, a downcomerles ssieve tray in which both liquid and vapor flow takes place through th esame holes . This could well be the sieve tray you just looked at withthe downcomers completely blocked off and the area filled with more o fthe perforated sheet that comprises the active area of the sieve tray .

. Ripple tray - This is a proprietary device that's been patented by theStone and Webster Engineering Company . They fabricated this device bycrimping a standard flat dualflow tray into sine waves of a desiredfrequency and amplitude .

We have some data on the performance of both the dualflow and ripple trayand have found they possess very high capacity and moderate efficiency .However, the flexibilityorturndown ratio over which good efficiency ca nbe obtained is generallypoor . As a matter of fact, unless the tray i sproperly designed for the load at which it is to operate, it won't do thejob . It is normally considered only when higher capacity is desired andsome sacrifice in efficiency and turndown ratio can be tolerated . Thi sis the case in some debottlenecking studies .

(1) The results of this program were discussed in detail in A .I .Ch .E .Preprint 49c (Ammonia Striooinq EfficiencyStudies),Sixty-Eight hNational Meeting, March-April, 1971 by D . E . Nutter . '


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Cateaory 3 - Packing

Four of the more familiar packings that are widely used today ar ethe Intalox Saddle, the Pall ring, the Raschig Ring, and the Berl Saddle .Both the Raschig Ring and the Berl Saddle, while still used in some limite dservices, have been largely replaced by the Pall ring and the Intalox Saddle . 'This is due to the higher capacity and efficiency of these newer packings .The Raschig Ring is nothing more than a short cylinder . When made fromceramic material, its walls are usually quite thick . The Pall ring, on th eother hand, has thin, slotted sides with fingers that protrude inward . Thi spermits much more of the ring's surface to be used in the mass transfe rprocess by producing more turbulent contacting and reducing stagnant zones .Likewise, the new Intalox Saddle is more efficient than the older Berl Saddl eit has largely replaced . On an overall basis, i .e ., efficiency, capacity ,turndown, and cost, we have found the two-inch metal Pall rinq to be the mosteconomic oackinq to use in most of our distillation services .

Packed towers are primarily used in the following applications :

. vacuum systems where low pressure drop is critical ,• debottlenecking existing trayed towers ,• light ends towers at high liquid loadings ,• absorption and stripping services (high liquid loadings) .

In addition, packing is also used frequently in small diameter towers (under -three feet) and in corrosive services where a ceramic material of constructio nis required .

Are These All of the Contactin aDevices Availabl e

The trays and packings discussed previously will usually fill mor ethan 95 percent of the designer's needs . However, there are certai napplications where some of the more non-conventional or high cost devices ar ejustified . Although there are many, only a few more commonly-used ones ar edescribed here . These are :

• The MD Trav This tray is a perforated fractionating device whic hfeatures a multiplicity of narrow downcomers distributed over the entir etray surface . Hence, the name "multiple downcomer" . The Linde( 2 ) trayis a high capacity device which makes it especially attractive fo rdebottlenecking a tower . While its efficiency is somewhat lower than a

(2) Delnicki, W .V ., and Wagner, J . L ., "Performance Characteristics of LindeMultiple Downcomer Distillation Trays", Preprint 24c A .I .Ch .E.Sixty-Second Annual Meeting, November 16-20, 1969 .

.

Capítulo II : Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

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standard cross-flow sieve tray, its high capacity may mean that extr atrays can be added to a given tower or the reflux rate increased somewha tto offset any fractionation debit . For a specific case, you shoul dcontact Linde to determine whether the MD tray is attractive for you rapplication .

• Sulzer Packing - This packing is manufactured by Koch Industries, Inc .The packing is a woven wire fabric material which is completelyself-wetting . The packing is a high efficiency device (i .e ., low HETP )with a very low pressure drop . It has special application in distillin gheat-sensitive materials under vacuum conditions . Its main disadvantagefor more general use is its cost, being about $450/ft3 _ (as compared toabout $20/ft3 for stainless steel two-inch pall rings) .

• Perform-Kontakt Trav, - This device is made from pieces of expandedmetal and contains a number of intermediate weirs . In addition, themetal is expanded in such a manner that the vapor helps "push" the liqui dacross the tray . Because of this feature, the tray is claimed to have ahi gh capacity and is, therefore, recommended for debottlenecking as wel las new designs . Unfortunately, due to tis newness in the U .S . ,relatively little data is publically available for comparison purposes .The vendor should, however, be contacted for more specific details an drecommendations on the application of this tray( 3 ) .

What is Involved in Tower Desi gn?

Having discussed some of the characteristics of the ecuioment thatdesigners, might use, let's briefly go through the steps involved in designin ga distillation tower . With the advent of computers, this has become morerigorous in recent years .

The steps involved are summarized as follows :

1 . pefine the kev seoarations - Product specifications or degree o fseparation can be given to us in a number of ways ; perhaps as a flashpoint or an amount of material boiling below or above a certai ntemperature . On simpler towers, where individual components can beidentified, the amount of purity is given . We must, by some means, ti ethis into a yield and quality description . Although we don't need, a tthe start, to have a complete definition of the products (that is, w edon't need a complete material balance on all components), we do need t oknow the key requirements of the separation, that is, the yield and thepurity level of our products .

(3) For further information, contact Ferrostaal Overseas Corporation, 1 7Battery Place, New York, New York . (212) 422-6535, Attention Mr . AlfredB. Walter, Manager .


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2. Obtain the aoorooriate vapor-li quid ecuilibrium and enthalov data - Anumber of basic data correlations are available to use . At last count ,Exxon had over a dozen different correlations or techniques in use fordifferent types of problems . One of our big jobs as designers is todefine the limits and proper application of each of these correlations .

3. Gal relate the theoreticalplates required at different reflux ratios -The calculation techniques for determining the right combination o ftheoretical trays and reflux ratio has improved tremendously in recen tyears, and these techniques are limited now only by the accuracy of th ebasic data. Today, we have plate-to-plate programs that can handle up t o150 components, five sidestreams, and five heat removal sections o rpumparounds . A complete printout gives us tray and produce vapor andliquid rates, temperatures, compositions, and certain physical propertyinformation . If we run several cases with different numbers of trays an ddifferent reflux ratios, we can then define the shape of the theoretica ltrays vs . reflux ratio curve .

Before we can select the optimum combination, we need to :

4. Estimate the tray efficiency - Lacking specific data on a simila rsystem, there are a number of correlations available to us to do this ,the most fundamental being the A .I .Ch .E . method for bubble cap trays .Since this correlation was developed from bubble cap data on binarysystems, most of them aqueous solutions, there is some question as to it sapplicability to the multicomponent hydrocarbon systems frequentlyencountered in the petroleum industry . Exxon has, therefore, derived ou rown correlations for predicting sieve tray efficiency .

pith our estimated plate efficiency, we can now go back and calculate theactual number of trays that corresponds to each reflux ratio . We nowhave the basis for an economic balance to determine which is the prope rcombination to use . In general, we have found that reflux ratios in th erange of 1 .2 to 1 .5 times the minimum are usually optimum .

5. pefine the minimum ajd maximum feed rates that our tower must handle -It is important that the designer be given the range of loadings overwhich his tower must operate, and this is a number that is frequently no teasily obtained . In general, an assumption of a 2 to 1 rangeability fit smost normal operations. When greater flexibility than this is required ,the degree of flexibility becomes one of the key items in determinin gboth the 112g of tray to use and how it should be designed .

The next step in designing towers should be :

6. Selecting the best tray for-the given set of process conditions .Choosing the best tray type goes back to our earlier discussion on th emerits of the various trays . For about 90percent of new designs, sievetrays have proved adequate to cover both the range of loadings and th evarious services required . Of course, such items as coking tendency ,allowable pressure drop, flexibility requirements, and, in the case o fbottleneck removal, required capacity and/or efficiency will have som ebearing on tray selection . By and large, however, sieve 'trays have

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become the design engineer's first choice among the available contactin gdevices . If packing is used, it is hard to beat the two-inch Pall ring .

7. Tower sizing and tray hydraulic calculations, complete our tower design .Most companies have their own design methods for this phase of towe rdesign ; and, in almost all cases, towers are designed to flood byentrainment ; that is, liquid is carried from one tray to the tray abov eby the ascending vapor . But, it is also essential to check the overal ltray pressure drop, downcomer liquid velocity, and downcomer filling t oassure that the trays will be hydraulically stable . While the hydrauli ccalculations are pretty well standardized, tray capacity correlation sare, by and large, of the generalized empirical variety . Principalvariables governing the allowable vapor velocity are : liquid and vapo rdensity, liquid surface tension, viscosity and rate, and certain tra yhardware- factors ;- namely-,- tray-spacing and percent -hole area . - -

8. Process control - In general, tower control schemes were pretty wel lstandardized until a few years ago when so-called super fractionators ,and by this we mean towers with large numbers of trays and high refits *ratios, appeared on the scene . This has given rise to a number o fstudies of control schemes involving lag time estimates ,temperature-composition sensitivity, (which, incidentally, is usuall ypoor), and chromatographic analyzer applications . In addition, smal lanalog computers seem to offer promise in this area to optimize utilitie sand to standardize product output of these towers since large lag time smake manual control difficult . Tower control issues may thus influenc ethe final tower design .

Capítulo IL- Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

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2. ObijAB_the aoorooriate vapor-li quid eouilibrium and enthalov data - Anumber of basic data correlations are available to use . At last count ,Exxon had over a dozen different correlations or techniques in use fo rdifferent types of problems . One of our big jobs as designers is todefine the limits and proper application of each of these correlations .

3. Calculate the theoretical olates re quired at different reflux ratios -The calculation techniques for determining the right combination o ftheoretical trays and reflux ratio has improved tremendously in recen tyears, and these techniques are limited now only by the accuracy of th ebasic data. Today, we have plate-to-plate programs that can handle up t o150 components, five sidestreams, and five heat removal sections o rpumparounds . .A complete printout gives us tray and produce vapor an dliquid rates, temperatures, compositions, and certain physical propertyinformation . If we run several cases with different numbers of trays an ddifferent reflux ratios, we can then define the shape of the theoretica ltrays vs. reflux ratio curve.

Before we can select the optimum combination, we need to :

4. Estimatg the tray efficiency - Lacking specific data on a similarsystem, there are a number of correlations available to us to do this ,the most fundamental being the A .I .Ch .E . method for bubble cap trays .Since this correlation was developed from bubble cap data on binarysystems, most of them aqueous solutions, there is some question as to it sapplicability to the multicomponent hydrocarbon systems frequentl yencountered in the petroleum industry . Exxon has, therefore, derived ourown correlations for predicting sieve tray, efficiency .

With our estimated plate efficiency, we can now go back and calculate th eactual number of trays that corresponds to each reflux ratio . We nowhave the basis for an economic balance to determine which is the propercombination to use . In general, we have found that reflux ratios in therange of 1 .2 to 1 .5 times the minimum are usually optimum .

5. pefine the minimum and maximum feed rates that our tower must handle , -It is important that the designer be given the range of loadings overwhich his tower must operate, and this is a number that is frequently no teasily obtained . In general, an assumption of a 2 to 1 rangeability fit smost normal operations . When greater flexibility than this is required ,the degree of flexibility becomes one of the key items in determinin gboth the time of tray to use and how it should be designed .

The next step in designing towers should be :

6. Selectino the best tray for the given set of process conditions .Choosing the best tray type goes back to our earlier discussion on th emerits of the various trays . For about 90 oercent of new designs, sievetrays have proved adequate to cover both the range of loadings and th evarious services required . Of course, such items as coking tendency ,allowable pressure drop, flexibility requirements, and, in the case o fbottleneck removal, required capacity and/or efficiency will have som ebearing on tray selection . By and large, however, sieve trays hav e

Capítuyo II: Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

II-17


PRACTICAS DE . DISEÑ O

SECCION :

3-B

'FAG . :

38

FECHA :

Sept ., 1978

Figura 13

NOMENCLATURA DE LOS PLATOS


PLATO DE DOS PASOS

D

Adhwi

h*wo

Adi

hwo

~

di

AdoAd i

2 2

Ado2

AbaAs — Adí — Ado — Aw

Ai, = A$ — Ad i — Ado —

PARA EL SIGNIFICADO DE LOS SIMBOLOS,VER NOMENCLATURA . LOS TERMINOS CON ASTERISCOS SE REFIEREN ABAJANTE INTERNO,AQUELLOS SIN ASTERISCOS SE REFIEREN AL BAJANTE EXTERIOR VER TAMBIEN EL ESQUEM AEN EL TEXTO (EN LA DISCUSION DE PLATOS CON COLECTORES DE RETIRO) PARA EL MANEJO DE PLACA SCON COLECTORES DE RETIRO .

Capítulo II - Destilación: Cálculo de Plato de Destilación

11-18



SECCION :

3-B


Figura 14

DEFINICIONES DEL AREA LIBRE


/7,i17/7i7i7,V777i77iiii

r

Af = As ° ¡ Ad,+ °°) ° Aw

l

2

r- & A ova, apt a➢ t➢s PASOS

At2

///%)/////f

//;///////7////////,

-At

Af2 ~ / •' 2 -'—*

PARA PLATOS DE DOS PASOS,USAR EL MENOR VALOR Af OBTENIDO DE PLATOS CON BAJANTES INTERNO O EXTERN O

PLATOS CON BAJANTE EXTERNO Af = A, -

+ Ad-/ -

A„„2

PLATOS CON BAJANTE INTERNO Af = A s - (-Ad` + Ado) -2

Capítulo II: Destilación: Cálculo de Plato de Destilación II-19


Anexos.Capítulo II I

Capítulo III Bombas


Contenido

• Rango de Aplicación de Varios Modelos deBombas Centrífugas Velocidades de Moto rde 60Hz .

• Quick Reference Pressure Loss Throug hFittings .

• Datos de Funcionamiento de Bombas

Centrífugas Velocidades de Motor dp. sflHz.

• Modulación de la Válvula de Control deFlujo de Bombas Centrífugas .

• Efficiency and Power Factors of Squirre lCage Induction Motors .

Addendum 6 .06• Centrifugal Pump Performance Data .• Centrifugal Pump Performance Data .


III-2



34SECCION :

10-A 'FAG .: I FECHA: Sept ., 1978

Figura IRANGO DE APLICACiON DE VARIOS MODELOS OE BOMBAS CENTRIFUGAS

VELOCIDADES DE MOTOR DE 60H z

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E - VERTICAL, NULTIETAPA 60 rps (3550 rpm )R - NORIZONTAL, DNA ETAPA 50 rps (3550 rpm)

F- EN LINE AC - HORIZONTAL, 00S ETAPAS 60 rpsC3550 rpm)

S - ALTA VELOCIDAD- EXPERIENCIA EXTENSA0 - NORIZONTAL, NDISIETAPA 60 rps (3550 r, .)

N - ALTA YELOCIOAD- EXPERIENCIA LIIITAOA Y SELECCION DE NOOEL ONOTAS :1. LA sELECCION ENTRE norm CENTI1IFUUAS CON RECICLO T OTROS TIPOS DC EOMNAS REQUIERE UN ESTUDIO INDIVIDUAL .2. EL CAUDAL DE PLOJO EN ESTA RuION REQUIERE NOOELOS DE BOMBAS ESPECIALMENTE ELAOORADOS .


ILI-3


Anexo 6-05

QUICK REFERENCE

PRESSURE LOSS THROUGH FINGS

Fitting

Check Valve (Swing)

Check Valve (Stop)

Globe Valve

Gate Valve

Angle Valve

Elbow, L.R. (rid = 1 .5)

Bend, 90° (rid = 6)

Bend, 180° (rid = 1 .5)

Tees, Sideout

Sidein

Straight thru

N° of Velocity

Heads Lost, K (1 )

2.0

8.0

6 . 8

0.16

3.0

6.4

0.28

0.34

0.43

1 .2

1 .2

0.4

1. All values are based on ff= 0.005.

For Other Values of ff K' = K . ff

0.005

2. Refer to Crane, pages A-26 thru A-31, for additional resistance coefficient (K) values.

IIlT-4Capítulo III Bombas


CA lDE


SECCION : 10-A IPAG. : 36 I FECHA : Sept ., 1978

Figura 3

DATOS DE FUNCIONAMIENTO DE BOMBAS CENTRIFUGASVELOCIDADES MOTOR DE 60 Hz

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10000GP M

NOTAS :

1. LA EFICIENCIA ES EN %2. EL CNSP R (NPSN R ) ESTA EN METROS Y EN PIES

3. NO SUPONGA UN CNSPR (NPSHR) MENOR CUE 1 .83 m (6 Pie) SIN CONSULTA CON UN ESPECtALISTA DE MAQUINAS

4. LA DISCOHTSNUIDAD EN EL CNSPR (NPSH R ) EN ESTA REGION SE DEBE AL CAMBIO EN LA VELOCIDA DOE LA BOMBA DE 30 a 60 rps . (1750 a 3550 rpm) .


III-5


Figura 6

MODULACION DE LA VÁLVULA DE CONTROL DE FLUJO DE BOMBAS CENTRIFUGAS

CURVA CARACTERISTICA DE CABEZA LDE BOMBA — CAPACIDA D

PRESTON DE DESCARGADE LA BOMBA


SECCION : 10-A

IPAG. :

39

! FECHA : Sept ., 1978

PRESTON AGUAS ABAJO DE LA VALVULADE CONTROL

REQUERIMIENTO DE PRESION

DEL SISTEMA 0 CURVA DE RESISTENCI A

CAUDAL DE FLUJO DE OPERACIONCAUDAL DE _FLUJO MAXIMO

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III-6

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MOTOR EFFICIENCY

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Ill-8

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ADDENDUM 6.06FIG. 2CENTRIFUGA L PUMP PERFORMANCE DATA60 Hz Motor Speeds

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III-9

Notes :1.Efficiency has % notation .2.NPSHR has foot () notation .3.Do not assume less than 6 ft NPSH R withou t machinery specialist consultation .4.NPS H R discontinuity i n this region is due to change i n pump speed from 1750 rpm to 3550 rpm .


AnexosCapítulo I V

Capítulo N. Compresores : Cálculo de compresor

IV- 1


Contenido

• Eficiencia Poli trópica de Compresore sCentrífugos sin Enfriamiento

• Eficiencia Isentrópica Típica d eCompresores Reciprocantes .

• Eficiencia Mecánica Típica de Compresore sReciprocantes .

Addendum 6 .07• Centrifugal Pump Curve Characteristics .• Centrifugal Compressor Curve Rise.• Efficiency and Power Factors of Squirre l

Cage Induction Motors .• Centrifugal Compressor Curve

Characteristics .

Capítulo IV.-Compresores: Cálculo de compresor

IV-2



SECCION : 11-D IPAG . : 46 1FECHA : Sect. , 1978

Figuro IEFICIENCIA POLITROPICA DE COMPRESORES CENTRIFUGOS

SIN ENFRIAMIENT O ~.~~~~~~—~~ — :

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Capítulo IV .-Compresores: Cálculo de compresor IV-3



, SECCION : 11-n IPAG . : 47 IFECHA : Sapt 1478 ,

Figura 2EFICIENCIA ISENTROPICA TIPICA DE COMPRESORE S

RECIPROCANTES100 _

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5.0RELACION DE LAS ETAPAS DE PRESION

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Figura 3EFICIENCIA MECÁNICA TIPICA DE COMPRESORE S

RECIPRO•CANTES

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Capítulo IV:Compresores: Cálculo de compresor IV-4


Addendum 6.07

CENTRIFUGAL COMPRESSOR CURVE CHARACTERISTIC S

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CENTRIFUGAL COMPRESSOR STABILITY RANG E

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9

10

11

1 :

Number of Coatpnssor Impellers

Method:

• Estimate number of stages, based on total head requirement.

• Interpolate between molecular weight lines for actual M .

• Read maximum expected surge flow, as a percent of normal flow Stability"

equals 100% minus this value .

Note:

(1) A welle-designed centrifugal compressor can be expected to have its surge points no higher than this percen t

of normal flow rate .

Capt .( 'ilo N:Compresores: Cálculo de compresor

1

IV-5


Figure 2CENTRIFUGAL COMPRESSOR CURVE RIS E

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Impellers

Notes :(1)A well-designed compressor can normally exceed the value read from this chart . Specify thisvalue as the minimum acceptable .(2)a l = sonic velocity of gas at compressor inlet conditions .

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M, ft /sec.

Capítulo IV.-Compresores : Cálculo de compresor IV-6

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Addendum 6 .07CENTRIFUGAL COMPRESSOR CURVE CHARACTERISTICS

Figure 1CENTRIFUGAL COMPRESSOR STABILITY RANG E

50 Hz Motor Sped s

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Method :

Capacity, Dpm• Estimate number of stages, based on total head requiremen t• Interpolate between molecular weight lines for actual M .• Read maximum expected surge flow, as a percent of normal flow . "Stability equals 100% minus this value .Note:(1) A well-designed centrifugal compressor can be expected to have its surge points no higher than this percent o f

normal flow rate .

Capítulo IV.-Compresores: Cálculo de compresor

)

IV-8


AnexosCapítulo V

Capítulo V : Flujo de Fluidos

V-I


Contenido

Addendum 6 .0 1• Calculation of Sonic Velocity and Pressure

Dro PAddendum 6 .02

• Calculation of minimum pressure that wil lgive sonic velocity

Addendum 6 .03• Two - Phase Flow Regimes in Vertical Pipe• Flow Regimes in Vertical Pipes, Upflow• Two Phase Flow Regimes in Horizonta l

PipeAddendum 6 .04Addendum 6 .05

• Quick Reference Pressure Loss Throug hFittings

V-2Capítulo V: Flujo de Fluidos


Addendum 6.01CALCULATION OF SONIC VELOCITY AND PRESSURE DROP

P310 psig

P,

C3350 psig

160°F50,000 #1H r

All Vapor

300' of Line6' soh. 40

1 valve6 ells

1 side inlet tee

Problem: 1 . Determine if VS is Reached at End of Lin e

2. Calculate Pressure at Safety Valve Outlet Using AnyApproximate Method.

Solution: When the C3 is Expanded From 350 PSIG and 160°F to51R1 nc ~n ~

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L4t„ n ~~emear~n t9tltt8,215?riQi6ft, p.Maxwell p. 133)

We Can Determine if Sonic Velocity is Reached by Calculating theMinimum Pressure that Will Produce Sonic Velocity. if this Pressureis Less Than the Drum Pressure, Sonic Velocity is Not Reached .

Ps = 0.048 G

(See Addendum 6 .02 for Derivation)

C3: tc = 206.3°F pc = 42 ATM (Exxon Bluebook p . 1-18 orMaxwell p. 2)

570

1 .686.3 = 0.86 Pr = 42 = 0.04

Tr .= 66

.•. Z = 0.97 (Exxon Bluebook p. 8-40 or Maxwell p .148)

Capitulo V: Flujo de Fluidos V-3


k = Cv/Cv = Cp/CP –RCp = 0.39 BTU/lb–°F (Exxon Bluebook p. 7-23 or Maxwell p. 89)

(0.39) (44.1)k

(0.39)(44.1)-1.9872

k = 1 .13

2. Use the Method in Crane on page 3-22/23C,Cs

'100 - p

From Figure on p. 3-22, C, = 2 .5From Table on p. 3-23, C2 = 0.61

Assume AP = 27 PS IP,a, G =24.7+27=38.2PSIA

2pM _ (38.2)(44.1)

Piarc = ZRT – (0.97)(10.73)(570)

P~ = 0.048 (69 .2 Ib/s-Ftz) .\/(°-97)(s")(1 .13)(44 .1)

= 11.06 PSIA

Since the Drum Runs at 24.7 PSIA, Sonic Velocity is Not Reached .

= 0.283 lb/Ft'

Capítulo V : Flujo de Fluidos V-4


AP~10O = (2.5)(0.61) = 5.391100 Ft .0.283

Determine Equivalent Length ,

Leq = L + D(En

D

Fully Developed Turbulent Flow is a Good Assumptio nfD = 0.015 for 6" Line

Refer to Addendum 6.05 for Resistances of Valves/Fittings ,

L = 300 + 05 (0.16 + 6(0.4) + 1 .2) = 425 Eq . Ft.

AP = 5.39 PSI (425) = 22 .9 PSI100'

This Is Close Enough to Assumed AP

~ .•. P1 = 10 PS1G + 22.9 = 32.9 PSIG

Since AP Is Greater Than 10% of Upstream Pressure ,We May Consider Dividing the Live Segment Into Smalle rSegments to Improve Calculation Accuracy. For ThisCalculation that Degree of Accuracy is Unnecessary.

Capítulo V : Flujo de Fluidos

V-S


Addendum 6.02

CALCULATION OF MINIMUM PRESSUR ETHAT WILL GIVE SONIC VELOCITY

Vs = 223 JJ

If We Have Sonic Velocity,

VAcntAt. = Vs

223 f-a-z=

Gp

.‘f--Crz

G223

M PMZ(10.73)T

Z2(10.73)2T2

223 2 kM = G2(10.73)2 TZ

P2

p2 = 10.73 2 TZ G2(223)2 kM

, PS1AP = 0.048 G kM

p = lb/Ft3k = Cp/CvT = °RZ = Compressibility

Mol . Wt.Ib/s-Ft2

V-6Capítulo V : Flujo de Fluidos


1E 9

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OD 1

0. 1

2

2

3 4 5 6 7891

2

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100

mistist:n -, -

ADDENDUM 6 .03-

Figure 1TWO-PHASE FLOW REGIMES IN VERTICAL PIP E

NOMENCLATUR EY = Weight Fraction Gas or Vapor in Mixtur epL = Liquid Density, lbaft3

PG = Gas or Vapor Density, Iblft3Fc~ = Liquid Viscosity, cP

= Gas or Vapor Viscosity, cP

(Line Diameter < 6")10

87

4

3

Capítulo V: Flujo de Fluidos

V- 7

Figure 2FLOW REGIMES IN VERTICAL PIPES, UPFLOW

(Line DIameter > 12" )

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0.6

0.8

0,73t (1 —y) W

Jda PI. (Pi. - Po p

NOMENCLATUREy

Weight Fraction Gas or Vapor In Mixtur eW :■ Mess Flow Rate, kiblhd a inside Pipe Diameter, In .pt, a: Liquid Density, Iblft 3pa al Gas or Vapor Density, Ib/ItsPL a Liquid Viscosity, c Pa a Liquid Surface Tension, mNlm (dyne/curl ,

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3 4 6 8 789 1

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1l3X= 630 .7 (

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AnexosCapítulo VI

Capítulo VI .- Control de Procesos : Cálculo Hidráulico

VI- 1


Contenido

• Valores Típicos de Coeficientes de Flujo C .

Capítulo VI.- Control de Procesos : Cálculo Hidráulico

VI-2

Tabla 5

VALORES TIPICOS DE COEFICIENTES DE FLUJO C V ( I )

2-Asientos,Igua l

Porcenta e

1-Asiento ,Igua l

Porcenta e

1-Asiento,en formade Flauta

3-Vlas Bola en VIgua l

PorcentajeMariposa

De Compuer -ta Conven -clonal (3)

De Glob oConvenclo-

nat (3)2-Asiento ,de Desvío

1-AsientoMezcla g 0° Abierta 90° Abiert a

0 .310 .650 .911 .8 .11

- - 3 .2 -- - 5 .0 -13 10 9 .8 -3t 24 21 -

52 43 - 99 - - ~ 321Z) 9; - 270 - - 61 0200 150 83 540 - - lIQO 160490 370 140 10X0 6g .

140D 2700 390

780 990 440 240 1700 13 70 2100 46G0 66J1100 67D 3a0 2700 1800 3900 7000 107 01700 3900 Z700 5800 11370 16002800 6000 440D 9® 0

Tamaño de Válvula

mm Puigadl>sB 1/4, 1 estríe (2 )8 1/4, 2 estrías(2 )8 1/4, 3 estrías(2 )

10 3/g (2 )

15 1/2 (2 )20 3/425 140 1 1/2

90 275 3

100 4150 6

270 8270 1 03X0 1 2400 16

Notas:

(1) Estos sal valses epnadmadbe de las titles Fisher Oaaerra- Cb. q .e abran un &TWO Ilmital de las climax de capo y tepEn dIspa t-bless . Ibts que es usual la ecliteicla de dlfancles de t 2l entre estos velares y egeeltos de dlseib de sapo y tepes :India e., entreles valo-es pee cilia* egiiveleiies ds aspo y tepái de distlnlos fztrlcarlas, entre velones pee vales tipos de tole y tipos alelasenriproa y,here Ice velaes pera válwles Mestices en dlfaranles &ragta .

(2) En corps de vélwle de 15 rim a 2) mm (1R pulg e 3/4 plig) .

(3) Ceiculezb a partlr de le td► Ie de largitudes egilvelerttes pera cálalos de AP en Merles rectas . Ver Ssoclm 1443.


AnexosCapítulo VII I

Capítulo VIII : Temperatura y Presión de Diseño

VIII-- 1


Contenido

• Pressure - Temperature Ratings for Norma lCarbon Steel Flanges, Flanged Valves, andFittings .

VIII-2Capítulo VIII : Temperatura y Presión de Diseño


Anexo 13.01

Pressure - Temperature Ratings for Normal Carbon Stee lFlanges, Flanged Valves, and Fittings (1,2 )

Pressures are in pounds per square inch, gage (psig)

Temperature, °F 1 Class 150 Class 300 Class 400 Class 600 = Class 9001 Class

Class

740

990

1480

2220724

967

1447

2171

707

945

1415

2122691

922

1382

2074

675 • 900

1350

2025

670

894

1341

201 1665

887

1332

1997660

881

1324

1984

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6JbJ

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650

867

1304

1952

645

860

1292

1935640

852

1281

1917

635

845

1270

1900

-20 to 100 285

125 279

150 272

175 266

200 260

225 252

250 245

275` 238

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325 :

222

350

21 5

375

208

400

200

425

192

450

185

475

177

1500

2500

3705

6170

3622

6034

3540

5897

3457

5761

3375

5625

3351

5586

3327

5547

3304

5509

3252

5422

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3225

5375

3197

5327

3170

5280626

834 € 1252

1874

3126

5207

617

822

1235

1847 = .3082

5135609

811

1217

1821 ; 3039

5062

Notes:1.Based on ANSI B16.5-19772. Linear interpolation in permissible to find pressure rattings at temperatures betwee n

listed temperatures

Capítulo VIII: Temperatura y Presión de Diseño


Temperature, °F = Class 150 Class 300 Class 4001 Class 600 Class 900 €

Class1

'

=

1500Class2500

500= 170 600 800 1200 1795 2995 4990

525 162 587 782

= 1174 1756

= 2930

= 4882

550 155 575 765

= 1147 1717 2865 4775

575 147 562 747 1121 1679 2800 4667

600 140 550

= 730

= 1095 1640 2735

= 4560

625 132 542 722 1085 1625 2710 451 7

650 125 535 715 1075 1610 2685 4475

675 117 535 712 1070 1605 2675 4457

7001 110 535 710 1065 1600 2665 4440 1

725 102 . 520 690 1037 1555 2592 4320 =750 95 505 670

° 1010 1510

~ 2520

1 4200 1775 87 457 610 917 1372 2290 3815

800 80 410 550 825 1235 2060 3430825 : 72 340 452 680 1020 1700 2830850 ; 65- 1 270 355 535 805 1340 2230875 57 220 292 440 660 1100 1830

900 50 170 230 345 515 860 1430925

, 42 137 185 276 412 687 1145950 35 105 140 205 310 515 860

975 27 77 105 155 232 387 645

10001 20 50 70 105 155

1 260

= 430

Notes :1.Based on ANSI B16.5-19772. Linear interpolation in permissible to find pressure rattings at temperatures betwee n

listed temperaturesCapítulo VIII : Temperatura y Presión de Diseño

VIII-4


Anexo ACapítulo IX

Cálculo de Válvulas de Segurida d

Abrr12001

Anexo A Cap. IX- Pág . 1

Cálculo de Válvulas de Seguridad

Contenido

➢ Fuentes de información

➢ Dispositivos de alivio de presión

➢ Válvulas de alivio

➢ Tubería de entrada de PRV

➢ Tubería de salida de PRV

➢ Contrapresión

➢ Instalaciones múltiples PRV

➢ Sistemas de alivio de emergencia abiertos y cerrados

➢ Diseño de sistemas de alivio cerrado s

I

Abril 2001

Anexo A Cap. IX- Pág. 2



Fuentes de informació n

• API recomienda las Prácticas 520, partes I y II, y 52 1

• Código ASME Norma ANSI B31 . 1

• Manual de Diseño de Procesos : Prácticas de Diseño, Sección 15-C,

PDVSA. 1986 .

• Manual de Ingeniería de Diseño, versión automatizada, PDVSA 1997 .

Abril 2001 Anexo A Cap. IX- Pág. 3


Dispositivos de alivio de presió n

Funcionamiento

Un dispositivo de alivio de presión funciona impulsado por la presió nestática interna y está diseñado para abrir durante situaciones anormale so de emergencia, de manera tal de prevenir un aumento excesivo de lapresión de fluido interno, por encima de un valor especificado por eldiseñador . El dispositivo también puede estar diseñado para prevenir u nvado excesivo .

Entre estos dispositivos se encuentran las válvulas de alivio de presión.

2

Anexo A Cap. IX- Pág. 4AbriI2001


Cálculo de Válvulas de SeguridadVálvulas de alivio

Dibujos esquemáticos tipicos de válvulas de alivio.

Figura 1 . Fuerzas que actúan sobre los discos de válvulas de alivio de presió ntipo convencional y de fuelle balanceado .

Guia del disco

P,

P

P , . Ar, =Fs -Fz(Ao -AN)

P , . AN, =Fs +P, . AN

La contrapresión tiene muy poca efecto

La contrapresión tene muy pow efect o

sobre la presiónde aiuste sobre la presióndeaiuste

Abril 2001


U-0

ON0

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Válvulas de Alivio cont. .Figura 2 Esquema de una válvula convencional de alivio de presió n

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Anexo A Cap. IX- Pág. 6Abril 2001


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Abril 2001

Cálculo deVálvulas de

SeguridadVálvulas de Alivio

cont. . .

Figura 4.Características dedescarga de válvulastípicas de alivio depresión.



Válvulas de Alivio cont . .

Presiones Permitida s

A continuación se presenta un cuadro sobre las presiones permitidas en la sválvulas de seguridad .

AP del resorteMax

Acumulaciónde Pras lbo.

Max.Contrapresión

Max .Permisible

Característica s

Válvulas d eSeguridad

Convencional

Presión deajuste

menos SIBP10% - 25 % \ Fijas

FuellesPresiónde ajuste

_/

50% norma l75% "retrofit

75% Variable

Abril 200 1

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Anexo A Cap. IX-Pág 8

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4


Cálculo de Válvulas de Segurida dVálvulas de Alivio cont . . .

Cálculo de las Dimensiones

• Servicio de Vapor

• Servicio de Líquido

Servicio de Vapo r

El flujo máximo a través de una restricción, como puede ser la

boquilla de una válvula de alivio de presión (PRV), se presentar á

cuando la velocidad a través de la boquilla sea igual a la

velocidad del sonido o "velocidad sónica ". A esta condición se l e

conoce con el nombre de flujo "critico" . En esta situación, la tasa

de flujo es independiente de la presión aguas abajo .

Abnl 2001


Cálculo de Válvulas de SeguridadVálvulas de Alivio cont . .

La presión a la velocidad sónica se calcula usando la siguiente relación:

k2

k- 1

P,

[K + 1

Px = velocidad sónica, psiaP1 = presión de entrada de válvula de seguridadpsia (ajuste + sobre presión)K = Cp / Cv a condiciones de entrad a

Si la presión aguas abajo es menor que Px , implica quePx / P 1 = 0,5 aprox. , y se alcanzará el flujo crític o


5


Cálculo de Válvulas de Segurida dVálvulas de Alivio cont. . .

Servicio de vapor (cont . . )

El área de orificio de una PRV que opere a una caída de presión crítica, s ecalcula utilizando las siguiente ecuación:

1

520 x K, x K b x P, M x K

2A

W

x T, K+ 1 ]

A= Diámetro de orificio de válvula de seguridad, pulgadas 2

W= Lb/horaT1= Temperatura de entrada, °RP 1 = Presión de entrada de válvula de seguridad, psia (ajuste + sobre presión )M= Peso molecular

~Factor de

y A{tanA

cI A d ' au n.L_ aáor e compresibilidad

~r"Kd= Coeficiente de descarga de orificio (normalmente 0 .975) et TKb= Factor de corrección para contrapresión (1 .0 para válvulas convencionales)K= C P/Cv; si se desconoce, use 1 .001 (conservador)Para incendio, T1 = punto de ebullición a P,

Abril 2001 Anexo A Cap . IX- Pág. 1 1


Servicio de vapor (cont. .)

En caso de que la PRV deba diseñarse para que alivie la presión baj ocondiciones de flujo no crítico, debe usarse la siguiente ecuación :

W µx T

A=735F2 KdKbVMP>.

(PI —P2 )

2

F

(

(

lxK

K1ll P , J

¡

ll ^I pi

JK

P2 = Presión a la salida de la PRV (súper impuesta + acumulada), psia .

Abril2001 Mezo A Cap. IX- Pig. 12

6


Cálculo de Válvulas de SeguridadVálvulas de Alivio cont . . .

Servicio Líquido

No existe una presión de flujo crítico para los líquidos, a menos que ocurrala vaporización . La ecuación más utilizada para las válvulas de segurida dviejas o anteriores a 1985, es :

1 = 38 . Kd . kp . Ku . Kw * I1 .25 . Pa,. - PA

L

V

S

L

= GPM a condiciones de entrad aS

= Gravedad específica a temperatura de entrad aPaf = Presión de ajusteP2

= Contrapresión total, psi gKd

= Coeficiente de descarga (normalmente = 0.64)Kp

= Corrección para una acumulación de menos de 25% ; Kp = 0.6 para 10%Ku

= Factor de correccion de viscosidadKw

= Corrección de contrapresión para válvulas de fuelle balancead oA

= Area, pulgada2

Abril 2001 Anexo A Cap. IX- Pág. 1 3


j(

Válvulas de Alivio cont. . .

qp(JV1A Co +, ic CA(~ A~ ~L~~J~o `ssServicio Líquido

La ecuación para las PRV certificadas en términos de capacidad es :

1 = 38 . Kd.Ku.Kw

pi —P2

A

L

S

L

= GPM a condiciones de entradaS

= Gravedad específica a temperatura de entradaP,

= Presión de ajuste + acumulación, psigP2

= Contrapresión total, psi gKd

= Coeficiente de descarga (normalmente = 0 .725 )Ku

= Factor de correccion de viscosidadKw = Corrección de contrapresión para válvulas de fuelle balancead oA

= Area, pulgada2

Abril 2001


7


Cálculo de Válvulas de Segurida dVálvulas de Alivio cont . . .

• Liberación de mezclas de líquido y vapo r

– Requiere de cálculos complejos (no serán tratados)

•

Tipo de PRV - normalmente use válvulas convencionales, a menos que :

– La contrapresión súper impuesta no sea constante

- La contrapresión acumulada exceda en un_10%o la presión deajuste__

– El servicio de fluido sea muy sucio o corrosivo

Estas situaciones exigen que se considere el uso de válvulas de fuell ebalanceado . Sin embargo, no deben especificarse a menos que se aabsolutamente necesario . Las válvulas de fuelle tienen limitacione smecánicas inherentes.

Abril 2001 Anexo A Cap. Lx- Pág. 1 5

Cálculo de Válvulas de Segurida dVálvulas de Alivio cont .

Traqueteo

Puede ocurrir tanto en servicios de liquido como de vapo r

Causas

• El área de orificio de la válvula es demasiado grande :

– Se requiere un 25% mínimo de capacidad de flujo de diseño de la PRVpara evitar el efecto de traqueteo" .

– Considere el uso de múltiples válvulas de alivio de presión co npresiones de ajuste e intervalos para satisfacer los requerimientos d eárea total .

Abril 2001


8



Traqueteo (cont.. .)

• Excesiva caída de presión a la entrada .

- La caída de presión máxima debe limitarse a un de la presión d eajuste por líneas de dimensiones adecuadas .

• Excesiva contrapresión acumulada .

- La presión acumulada máxima debe limitarse a un 10% de la presiónde ajuste por líneas de dimensiones adecuadas .

• 'Slowdown" Ajustado incorrectamente .

Abril 2001

Anexo A Cap . IX- Pág . 1 7

Cálculo de Válvulas de Segurida dTubería de entrada de una PRV

Diseño

• Caída de presió n

- Menos de 3 % de la Presión de ajuste (psig )

• Dimensionamient o

- El diámetro de la tubería debe ser al menos del tamaño de la entrad ade la válvula de alivio de presió n

- Para múltiples válvulas de alivio de presión, el área transversal de l alínea del distribuidor debe ser igual a la suma de todas las entradas .

Abril 2001


9


Cálculo deVálvulas de Segurida dTubería de entrada de una PRV cont . . .

• Orientación .

– Debe drenar libremente de nuevo hacia la fuente de fluido (si ntrampas) .

• Prevención de Taponamiento.

– Trazas de vapor si puede haber taponamiento por hielo o parafinas .

Para coquización, suministre purga continúa-de-fluido-limpio .

• Remoción de la PRV durante operación . v/J d (p 1 ((A-

– Instalar un dispositivo de purga entre la entrada de la válvula-de--,:bloqueo y la válvula de alivio de presión .

Abed 2001 Anexo A Cap. IX. Pág. 1 9

Cálculo de Válvulas de Segurida dTubería de salida de una PRV

Puns, de l

~pugs @

~ ~ ~@

~~

~

a ~~~~Procesdi+--

♦ ♦ Ambas valvuias cabin descargando

• Para válvulas de seguridad convencionales, P, @ A= 10 psig .

• Atta caída de presión en la tuberías de salida causará traqueteo .

• Para válvulas con fuelles balanceados, Ptn,,( @ A= 50 psig .

• El diámetro de la tubería de salida no debería ser menor que el diámetro de la brida d ela salida de la válvula .

• La velocidad en la tubería de salida no debe exceder el 75% de la velocidad sónica .

• La tubería de descarga no debe tener trampas de vapor y debe tener inclinación haci aabajo dirigida al cabezal recolector de salida.

1

Abril 2001



Cálculo de Válvulas de SeguridadTubería de salida de una PRV cont . . .

Consideraciones de contrapresión del circuito de descarg a

Punto deAjuste @1 00 psi g

Corriente deProceso) ►

~Punto de CAjuste @

Corriente de 400 psigProceso S ►

rPresión Norma l

0 psig

Ambas válvulas están cerradas

• Para válvulas de seguridad convencionales, P m @ A= 25 psig .

• Para válvulas de seguridad con fuelles balanceados, P rr,a, r @ A= 50 psig .

Abril 2001

Anexo A Cap . IX- Pág. 21

Cálculo de Válvulas de SeguridadTubería de salida de una PRV cont .

Características de diseño para descarga a la atmósfera

• Tubería vertical "Riser" de descarg a

— 10 pies por encima de la plataforma superio r

— 50 pies de distancia horizontal de otros equipo s

—Descarga verticalmente Se.,

C„cc +~ e xcte ■ e g '

— Sin restricciones : válvulas de retención, supresores de llamas o palca sorificio .

- Velocidad máxima = 75% de la velocidad sónic a

- Velocidad mínima = 100 pie/seg (si es inflamable)

• Instale vapor extinguidor cuando se encuentre por encima de la autoignición

• Instale anillo toroidal en presencia de hidrógeno o metano

\/\a~k

C,

Abril2001



Cálculo de Válvulas de Segurida dInstalaciones múltiples PRV

Consideraciones

• Deben usarse cuando el alivio supera la dimensión máxima disponibl ede una PRV.

• Deben usarse para satisfacer totalmente los requerimientos de áre atotal y evitar el posible traqueteo"

• El uso de dos válvulas pequeñas quizás sea más económico que un aválvula grande (> 8x10), dadas las consideraciones de diseñ omecánico .


Cálculo de Válvulas de SeguridadInstalaciones múltiples PRV cont . .

Los requerimientos del Código ASME para el ajuste de presiones co nmúltiples válvulas.

• Solamente una PRV debe ser ajustada a la presión de diseño de lrecipiente .

• Otras válvulas pueden ajustarse a 105% de la presión de diseño de lrecipiente .

• Todas las PRV pueden dimensionarse a la presión de diseño + 16% d eacumulación (105% x 110% = 116%)

• Cuando el fuego sea la contingencia limitante, la acumulación puede serde 121% de la presión de diseño .

1

Abril 2001

Anexo A Cap. IX- P.ág. 24


Cálculo de Válvulas de Segurida dContrapresió n

. Para modelos de una sola o múltiples válvulas de alivio de presión qu edescargan bajo una única contingencia de riesgo :

• La acumulación de contrapresión se limita a:

- 10 % de la presión de ajuste para los tipos convencionales de válvula sde alivio de presión para contingencias de operación .

- 20 % de la presión de ajuste para los tipos convencionales de válvula sde alivio de presión para contingencias de incendio .

• La contrapresión total (acumulada + súper impuesta) está limitada 50% dela presión de ajuste para las válvulas de alivio de presión con fuell ebalanceado ya sea para contingencias de operación o de incendio .

Abril 2001


CálculodeVálvulasdeSeguridadContrapresión cont . .

• La contrapresión súper impuesta en las válvulas de alivio d epresión sin descarga en el sistema durante un alivio máximo de lsistema (contingencia única) no debe exceder de :

- 25% de la menor presión de ajuste para válvulas de aliviode presión convencionales.

- 75% de la menor presión de ajuste para válvulas de alivi ode presión con fuelle balanceado .

• El diseño mecánico de la válvula de alivio de presión deberátomar en cuenta cualquier limitación impuesta por lacontrapresión .

1

Abrit2001



Cálculo de Válvulas de SeguridadSistemas de alivio de emergencia abiertos y cerrados

Sistema Abierto :

• Tuberías de salida de PRV que descargan . a la atmósfera .

• Regulaciones en ciertas áreas exigen un disco de ruptura agua sarriba de las PRV que descargan a la atmósfera .

Sistema Cerrado :

• Tuberías de salida de PRV que descargan a un sistema colector, ta lcomo un tambor receptor (Slowdown Drum o al mechurrio) .

Abril 2001 Anexo A Cap. IX- Pág. 2 7


cont . .

Sistema Abierto vs . cerrados :•

Descarga de líquidos.

— Siempre debe descargar a un sistema cerrado .

Descarga de vapor.

• Considerar los siguientes factores :

— Corrosividad de los vapores condensables.

—Toxicidad .— Control de la contaminación .

—Inflamabilidad de la nube de vapor . Debe verificarse la densidad d ecalor radiante .

—Posibilidad de caída de líquido de los vapores condensables .

1

Abril 2001



Cálculo de Válvulas de SeguridadSistemas de alivio de emergencia abiertos y cerrado s

cont . .

Selección entre descarga a la atmósfera o a un sistema cerrad o

• PRV que deben descargar a un sistema cerrado .- Descargas de líquidos o corrientes parcialmente líquidas .

- Válvulas de seguridad en servicio de vapor que, concontingencia simple, pudieran descargar líquidos inflamables otóxicos.

- Válvulas de seguridad de tambores con tiempo de retención d elíquido menor a 15 minutos .

Abril 2001


tk,.' ..~-' .Y


cont

Selección entre descarga a la atmósfera o a un sistema cerrad o(cont .. )

• PRV que deben descargar a un sistema cerrado .

- Válvulas de seguridad que manejen vapores tóxicos o corrosivosque condensen (Ejemplo: Fenol)

- Válvulas de seguridad de servicios tóxicos en donde se ha nestimado que las concentraciones de tóxicos en las área scircundantes podrían exceder los límites máximos.

- Cuando se prevé que la ignición de los vapores que descargan ala atmósfera, puedan generar densidades caloriñcas, mayoresde 6000 BTU/(hr x piel) .

1

Abril 2001




cont . . .

Tambor de retención de condensados y mechurrio s

• Se debe descargar a un tambor de retención de condensado cuando:

- En caso de que la descarga se envíe a un sistema de mechurrio, e llíquido se condense en el tambor de sello del mechurrio y en l achimenea .

- Por razones económicas en nuevos diseños, hay que reducir e ltamañodelsistema demechumo . _

- Los vapores son lo suficientemente pesados para causar problemasde humos en el mechurrio .

- En nuevos diseño es necesario, reducir la máxima temperatura de losgases de combustión del mechurrio y minimizar los problemas deexpansión térmica en la chimenea .

Abn1 2001 Anexo A Cap . IX- Pág. 31


cont . .

Límites de densidad de calor radiante de mechurrios

1

AbN 2001

Anexo A Cap. IX- Pág . 3 2


Cálculo de Válvulas de SeguridadDiseño de sistemas de alivio cerrado s

• Ruta de descarga de sistemas cerrados .

- Hacia sistema convencional de mechurrio, vía tambor de retención .

- Hacia la atmósfera, vía tambor de retención de condensado.

- Hacia sistemas segregados de mechurrio de H2S .

• Usado solamente para venteo de H2S. No utilizar PRV en serviciode H2S, ya que suelen taparse .

- Hacia sistemas especiales segregados cerrados .

• Materiales altamente corrosivos .

o Materiales de alto valor.

o Vapores que reaccionan para formar sólidos .

AOnI 2001

Anexo A Cae. IX- Pág. 33

Cálculo de Válvulas de SeguridadDiseño de sistemas de alivio cerrados

cont. . .

Componentes típicos de un sistema de descarga de vapo r

d Emend odor ypiloto

~ D D1

ITambor de

Tambor de

Aswridero

Retención

Satlo

Cabin! deMeehurrio Meehurrio

1

Abri! 2001



Cálculo de Válvulas de SeguridadDiseño de sistemas de alivio cerrado s

cont. . .

• Ruta

- Las líneas principales deben estar fuera del área de procesos .- Evitar áreas de alto riesgo .

- Instale válvulas "CSO" aisladas .

• Drenaje de líquidos

- Las tuberías de salida de la válvula de alivio debe estar inclinada hacia¿bajó ydidgida al cabezal . NO utilizar trampas .

- Incline el cabezal hacia el tambor de retención .

- Utilice una inclinación de 0 .2% hacia el tambor de retención, para l atubería localizada entre el tambor de retención y el sello del mechurrio .

- Utilice traceado con vapor para ceras, hielo y liquido viscoso .


Cálculo de Válvulas de Segurida dDiseño de sistemas de alivio cerrados

cont . .

• Expansión térmica

- Utilice lazos de expansión de tuberias solo en áreas internas del proceso.

- Las juntas de ex ansión del tipo deslizante solo son aceptables en la sáreas externas de bajo riesgo .

• Temperatura de Diseñ o

- Utilice la máxima temperatura de diseño para proteger los recipientes . Noobstante, la tubería debe ser diseñada para expansión térmica causadapor un aumento de temperatura debido a una contingencia de fuego .

• Máxima velocidad en tubería = 75% de la sónica .

1

Anexo A Cap. IX- Pág. 36Abril 2001


Cálculo de Válvulas de SeguridadDiseño de sistemas de alivio cerrados

cont. . .

Dimensionamiento del sistema de mechurri o

• Considera todos los alivios

- Válvula de alivio

- Tambor de retención y drenajes cerrados .- Vapores de tambores de eliminación de agua .- Retiro por el fondo de recipientes de vapores y líquidos .

• Máximo flujo para la más larga contingencia simple .

•

Caída de presión de los componentes del sistema .- Válvula de alivio, tuberías de entrada (salida y cabezales)

- Tambor de retención .- Tambor de sello del mechurrio (inmersión de "Dipleg") .

- Mechurrio .- Boquilla de salida del mechurrio (normalmente 1 psi) .

Abril 2001


1


Anexo BCapítulo IX


Anexo B. Cap. IX- Pág. 1Capítulo IX.- Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Seguridad


Con tenido

• Calculation of Flow Rate From a Split Tube .• Specific Heat Ratios of Various Gases at 60°F and 1

Atm .• Critical Flow Pressure for Hydrocarbon s• Variable or Constant Back Pressure Sizing Factor Kb ,

for Balance bellows Pressure Relief Valves (Vapors an dGases).

• Pressure Relief Valve Orifice Area Required fo rHydrocarbon Vapor Release .V suusity Correction Chart Pig valves in Liquid Service .

• Variable or Constant Back Pressure Sizing Factor Kw ,for 25% Over Pressure on Balanced bellows Pressur eRelief Valves (Liquids Only) .

• Over Pressure Correction Factor for PR Valves in Liqui dService .

• Calculation Form .• Crosby and Farris Steel Full Nozzle Relief Valves .• Curva Px/P1 vs . Peso Molecular del Hidrocarburo .• Curva Kb vs . Porcentaje de Contrapresión

Manométrica .

Capítulo IX.- Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Seguridad

Anexo B. Cap . IX- Pág. 2


CALCULATION OF FLOW RATE FROM A SPLIT TUB E

Calculate split-tube flow as follows:

W = 1 .566 x A ' 4,2 (P, – P2)

(This equation contains a discharg ecoefficient of 0.65)

Where: W = Flow in klb/hn •{Tube ID }A = . Split tube flow area = 2 4 , int.

(two cross-sections)P~ = High-pressure-side pressure, psis .P2 = Low-pressure-side pressure, psis .

ForManors, P2 depends on critical flow pressure, Px .

1. ff P2 is less than or equal to Px, use Px as Pr(All units in psia.)

2. if P2 is greater than Px, use P2 as P2.

(All units in psis.)

3. Px = P~ (

k/(k-1 )

~Ukc + 1 J

= Fluid density at the vena contracta in pounds/cubic foot.

If the fluid Is a liquid at the high pressure, use the liqui ddensity. If the fluid is a vapor at the high pressure, thedensity is determined as follows:

P2 ° P~ ((~ ~~, where K = CptPj ~

P,M

= density high-pressure side, pounds/cubic feet.10.731 ZT

where: M = molecular weight.Z = compressibility factor.T = temperature at high-pressure side, in °R.

P2

Anexo B. Cap. IX- Pág. 3Capítulo IX.- Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Seguridad


Table 10.01

SPECIFIC HEAT RATIOS O FVARIOUS GASES AT 60°F AND 1 .0 ATM.

GasSpecific Heat Rati o

K = cp/c„Critical Flow Pressure

Ratio Px/P,Methane .1 .31 0.54Ethane 1.19 0.57Propane 1 .13 0.58Butane 1 .09 0.59Air 1 .40 0.53Ammonia 1.31 0.53Benzene 112 ®o

Carbon dioxide 1 .29 0.55Hydrogen 1.41 0.52Hydrogen sulfide 1 .32 0.53Phenol 1 .30* 0.54*Steam 1 .33 0.54Sulfur dioxide 1 .29 0.55Toluene 1 .09 0.59

*Estimated

Capítulo IX.- Seguridad en Diseño : Cálculo de Válvula de Seguridad

Anexo B . Cap. IX- Pág . 4


Figure IX .01Critical Flow Pressure for Hydrocarbons

u.ot1J

Limiting Value of P,/P 1 = 0.606~~~

0 .60

0.59

O g ilt

0 .5

o.

D.55

.

0

40

80 120

160

200

240

280 3~0

~n

Molecular Weight of Hydrocarbo n


Anexo B. Cap. IX- Pág. 5


Figure IX.02Variable or Constant Back Pressure Sizing Factor ,

Kb, for Balanced Bellows Pressure Relief Valve s(Vapors and Gases )

-° p

~FRpRESS~

~ `° ■.~.

—--I

.

. r ,

'-:=: ti . , ~ ce '--' crecommended by several manufacturers . and

generally give eo+aervative results.Manufacturers curves should be used wherepossible .

~ ~ l~ I 1 i E _10

15

20

25

30

35

4 0

X Gage Sack Pressure =Back Pressure

. oa9e

x 100Set Pressure .veae

Loo

0 .90

0.ao

0.70

0.60

0.50o 5 5045


Anexo B. Cap. IX- Pág . 6


Figure IX.03Pressure Relief Valve Orifice Area Require d

for Hydrocabon Vapor Release

0. 1

0.08

0.07

0.06

0.05

0.04

Notes :

1. This chart is valid only whenback pressure is less tha ncritical .

2. This chart is based on adischarge coefficient of 0.97 .

ProrateAP, directly forw

other coefficients

- -ilWltf=l~~~ ~-

~= _Egg-5=~~~~gi=11k.=....5,21ffiEg =~g.

Mgg/E _gá==s1:== s__..s=I

=MIN~~~i~~ ~=óíi~~_;~_— ~

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0.03

ri

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.1111111111M1WrN■==_!ii/I•111=5■1■1E

s s 11000

fcT i

A = Orifice area, In2

P1 = Inlet press., psia (set press. . + overpressure)

W = Rate of flow, lb/h

T, = Inlet temp., °Rankine

= Compressibility factor

0.02

0.002 ,i

100

0.003

0.008

0.007

0.006

0.005

0.004

0.01~` •~_Q:L= ~~_ ,SS~ ~ . i'~—~ _~ — _~ ~~~

r

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■Ilr=I =

~[i=a~~a_.~a~ l~RS~!

=—~— ---

—

iEEiisTi§5

~~

88000




Figure IX.04Viscosity Correction ChartPR Valves in Liquid Service

1 .0

n

O~

0.8

0.9

O'0.4

0.310

20

40 60 100 200

400

1,000 2.000 4 .000

R

Reynolds Number

To size a relief valve for viscous liquid service :

1. Determine area required without viscosity correction . Ao (Ku = 1 ), from Equation (8) .2. Select next larger standard orifice size from manufacturer's literature or Table III-2 .3. Determine Reynold's Number, R :

R = 2800 LS = 12700L

Á

U'N/7s, -

where: L = Flow Rate, gpm

S

= Specific gravity at flowing temperature vs . water at 70°F.= Viscosity at flowing temperature, centipoises

U = Viscosity at flowing temperature, SS U

A = Effective orifice area, in = (from manufacturer's literature )4. Find Ku, viscosity correction factor from chart .

5. Corrected area required is A01Ku : if this exceeds A . repeat the calculation .6. If the required corrected area is only slightly, above a standard orifice size, consider usin g

multiple smaller valves with staggere :i set pressures, to minimize tendency to chatter.

10.000 20.000 100,000




Figure IX.05Variable or Constant Back Pressure Sizing Factor ,

KW, for 25% Overpressure on Balanced BellowsPressure Relief Valves (Liquids Only)

1 .00

0.95

0.90

m °

4m

0.75

0.60

0.55

0.500 10 20 30 40

% Gage Back Pressure

Back Pressure . psigx 00

Set Pressure, psig

Note: The above curve represents a compromise of the values recommended by a number of relief valve manu-facturers . This curve may be used when the make of the valve is not known. When the make is known ,the manufacturer should be consulted for the correction factor .


• Anexo B. Cap. IX- Pág . 9


Figure 1X.06Overpressure Correction Facto rFor PR Valves in Liquid Servic e

1 .10

o0

0

u0.40

d

¡0.60

r^, .

0.80

0.70

0.90

1 .00

,—.-.--,

0.30

I

0.10I

r0

5

10

15

Percent Overpressure

Note: The above curve shows that up to and including 25 percent overpressure, capacity is affected by the chang ein lift, the change in orifice discharge coefficient, and the change in overpressure. Above 25 percent, th evalve is o full lift and capacity is affected only by overpressure.

020 25 30 35 40 45 50


Anexo B. Cap. IX- Pág. 1 0


PR Valve Number Unit

Service

Vapor Flow Rate, klb/h =

= W

Set Pressure, psig, PVapor Flow Rate, Ibis

=

=

Molecular Weight, M

=

INLET LINE OUTLET LINE

AllowableM oP=0.03P psi Allowable Total = psigP1 =P(1+% Overpress/100)+14 .7= psis Back Pressure,p> Pa

Superimp. Back Press, Ps = psigTemp=(

+460),

T1

= •R

Compress. Facto r ,

N - _ Bellows

b

a

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lb/ft2Conventional Pb =0.1 P = psig

P1 =

=Temp=(

+460),

T2 = •RA~

1

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-

-P1

lb/ft3

Inlet Line Size,M(P5 +14.7)

Ps = lb/ft3in = =~,~z

W2

b/sAP per 100 It,

= psi =

=

-Equiv. Length, _ ft Ps

Ibift2

Outlet Line Size, in(assume 100 ft. min.)

Piping Press . Drop

= psi AP per 100 ft, = psiContraction Press. Drop)

Apt=

K (Pi"2)

= psi

Equiv. Length, = ft

S.V. Outlet Line AP = psi

Spec. Heat Ratio, k =144

2gc

Total S .Y. Inlet AP

= psi

Sonic Velocity:

ft/seck(P5 +14.7)

68Ps

Outlet line Velocity:

W = ft/secPs •APercent of SonicM = 96

M1.5 psi for PRV set below 50 psig.R)Friction only. AP due to acceleratio n

not to be included .

ERA EGRAPHIC DESIG N0790.87-022

(3)Do not exceed Px. Check that bellowsmechanical strength is not exceeded(correct for temperature above 400°F) .

(4)Maximum allowed 75%.




Cw

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Capítulo IX.- Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Seguridad

Anexo B. Cap. IX- Pág . 12


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Anexo B. Cap. IX- Pág. 1 3Capítulo IX.- Seguridad en Diseño: Cálculo de Válvula de Seguridad

Table XV.02 (Cont'd)

CROSBY AND FARRIS STEEL FULL NOZZLE RELIEF VALVES (1

Otilk eSr.a and ElantMrd COnnaCli

1~Maximum BeckI,NIYff pIip

160r F Minimum Swvke

~ pTcaramn 100' F Maximum Simko Temperatur eAlloy Swot Spring, Cnba+ Steel Body

1000' F Maximum Service iempaelurfCarbon {NN Spin/ Mc: Body Alloy SIeN Spring end Body

Ar ern

,at IOOf 111161

VH wo Type Pressure ,MniM 161 pw• la Valve T ype M.ww lknita 161 pi g, lor VNve TYPe Femurs Umiq (51 pill. to tANSI Flan gesInhl

pnast stuns ol Ni t Tsmpereturee ot lnl.l Terrr{rsnsures ol

Inlet Outlet BNlowa Crotby Fowls •20 to 1ClF 050' F Crosby Fwrh 450' F 000'F Crecby FN,IS 600' F 1000r f110051

4

160 {

160 230 00 103•11 A•10 275 165 303•10 A•20 105 10 - - - -300 •

150 230 •0 300 .21 A•11 276 216 103•20 A•21 215 27 5M '1

300 •

160 230 100 30641 A•12 720 •1{ JOSJ6 A•22 015 366 305•37 A-32 410 21 53 .60 4

100 •

~~ 230 1•0 J0346 A•13 1100 1100 J0 l46 A43 1100 730 J0047 A .33 015 43 04

900 • 230 160 - - - - 30 .66 A44 1100 1100 30•57 A-31 1100 64 5

4

150 •

160 230 50 303•11 A40 370 166 303•16 A•20 165 SO - -•1

300 0

150 230 00 305•26 A•11 276 216 J0340 A 21 215 27 5N 1

300 •

150 230 100 J05•35 A•12 120 616 303•30 A•22 615 365 J0S•37 •A•32 410 21 5131 4

000 0

150 230, 100 .105-41 A•13 1000 1000 JOS46 A•23 1000 730 JOS47 A33 015 43 04

900 {

150 330 160 - - - - - A•21 1000 1000 - A-31 1000 64 5

4

150 •

160 230 50 306•15 A•10 275 155 303•10 A•20 165 60 - - -P 1

300 {

ISO 330 00 .103 .25 All 275 215 103•20 A41 275 27 56.36 '4

300 111

160 230 150 .10346 A•12 625 626 JOSJ6 A .22 625 365 30137 A•32 410 215- 4 {

150 230 - 10546 A•13 1000 1000 30346 A 23 1000 -730 30547 A•33 615 43 04

• 0

150 230 - - - - - - A•21 1000 1000 - A-31 1000 61 5

150 150

6

6 10 J05 . 15 A .10

1

105 -0 ~~pp 50

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•]0 A42 300 300 J05•37 A42 165 165{

600 5

160 116 115 10545 A•13 600 600 30546 A•27 600 600 30647 A•33 600 430.

•

150 •

160 00 60 303-15 A•10 100 100 JOS•1{ A .20 100 60Il '•

300 •

ISO 60 00 303•2{ All 100 100 303•20 A-21 100 100 301•37 A•32 100 10016 .0 •{

300 10

150 100 100 303•35 A•12 230 230 106 .30 A•22 230 230•

000 10

160 100 100 10146 A•13 300 300 30548 A4] 300 300 10347 A•33 300 300

T 0

150 10

150 30 30 10516 A•10 66 00 J0548 A40 65 65 - - -200 0

300 10

150 30 30 10341 A•11 65 66 303•20 A .21 65 65 -•0

300 10

t50 60 00 10136 A .12 120 120 J03•30 A-22 120 120 _

r A•72 120 170'0

300 10

160 00 60 30345 H•A•12 300 300 10546 HA-22 300 300 105-31 H A42 300 215

Notes:Ill

Crosby melee Inlotmalion lot JOS Miles lion cstNOg 310 1002:101 JO serks from catalog 315 173 0Ferris valve information from atalog FE . 336 .Crosby upN• JOS and JO lepe we conventional . { reptacts 0 for bellows .Fowls style •

A type is conventions' ; 0 replaces A for bellowsC replaces A for cenvenlioml wish "O•' m g0 replace. A lot bellows type with ••O" tmg

121

Halved lsca Is esnderd ling blot It opuonsl

'131 The prop, vile, mull be selected on IM bail . of mpúmum lengenlure and prauw elimitaliona. Sax the manufacturers' cetatop

141 For sempeuwrn own 4001• maximum back presure allowable mull be reduced pe rcorrection lectors on p . 66

151

Preswn Mills vary according lo which manulecluns is used laver wolves axe lipidin Ms Isble


0.6 1

>

0 .60

m 03m'Oc m-o ~m

0.57a

0.55

0.56

Valor limite de P./ P, = 0.606

0.59

0.58

o 40 80

120

160

200

280

320

360

Peso molecular del hidrocarburo




1 .00

0.90

0 .80

0.70

0.60

SI)

0 .50

Nota: Esta curva es un promedio de losvalores recomendados par varias fabrionncoy ger eralmente data resultados conservadores .Deben usarse las curvas de los fabricantescuando sea posible.

2

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Contrapresión manométricaPorcentaje de contrapresión manométrica =

Presión de ajuste manométricax100


Anexo B . Cap. IX- Pág . 1 6

Diseño de Proceso Petroquímico

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