Mdp 04 cf-13 transferencia de calor por contacto directo

PDVSA N° TITULO

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

APROB. FECHAAPROB.FECHA

TORRES DE FRACCIONAMIENTO

�1994

MDP–04–CF–13 TRANSFERENCIA DE CALOR POR CONTACTODIRECTO

APROBADA

NOV.97 NOV.97

NOV.97 Y.G.0 32 L.R.

MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO

ESPECIALISTAS

��

REVISION FECHA


TRANSFERENCIA DE CALORPOR CONTACTO DIRECTO NOV.970

PDVSA MDP–04–CF–13

Página 1

��

.Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma

Indice1 ALCANCE 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2 REFERENCIAS 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3 ANTECEDENTES 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4 DEFINICIONES 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5 TIPO DE EQUIPOS Y APLICACIONES 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6 CONSIDERACIONES BÁSICAS DE DISEÑO 5. . . . . . . . . . . . . . . . . .

7 DIVISION DE UNA TORRE EN SECCIONES 12. . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8 PROCEDIMIENTOS DE CALCULO 14. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

9 PROBLEMA TIPO 19. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10 NOMENCLATURA 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11 PROGRAMAS DE COMPUTACIÓN 26. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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

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

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

REVISION FECHA




Página 2

��


1 ALCANCEEl alcance del presente documento cubre el diseño de proceso de las seccionesde transferencia de calor por contacto directo, para servicios con recirculación,usando platos, placas deflectoras, rejillas Glitsch o relleno. Las característicashidrodinámicas de estos dispositivos son discutidos en los siguientes documentos:

PDVSA–MDP–04–CF–09 Platos PerforadosPDVSA–MDP–04–CF–10 Platos Tipo Casquetes de BurbujeoPDVSA–MDP–04–CF–11 Platos Tipo SurtidorPDVSA–MDP–04–CF–12 Platos Tipo VálvulasPDVSA–MDP–04–CF–07 Torres EmpacadasPDVSA–MDP–04–CF–05 Placas deflectoras (Campanas) y Rejillas

Glitsch

En la sección 8 de este documento se presenta el procedimiento de cálculo,general y por dispositivo usado, de las secciones de transferencia de calor. En lasección 9 se ejemplariza este procedimiento con el cálculo típico para una secciónde reflujo del tope de una fraccionadora de craqueo catalítico.

2 REFERENCIASEn la elaboración de este documento, las siguientes publicaciones han sidoconsultadas.

MANUAL DE DISEÑO PDVSA

1. MDP–04–CF–05 Selección de dispositivos de contacto.

2. MDP–04–CF–06 Selección del Tipo de Plato.

3. MDP–04–CF–07 Torres de Destilación Empacadas.

4. MDP–04–CF–09 Platos Perforados.

5. MDP–04–CF–10 Platos Tipo Casquete de Burbujeo.

6. MDP–04–CF–11 Platos Tipo Surtidor.

7. MDP–04–CF–12 Platos Tipo Válvulas.

Otras Literaturas

1. PROII Keyword Input Manual. Version 4.1. 1996, by Simulation SciencesInc.

2. Maxwell J. B. “Data Book on Hydrocarbons”. Robert E. KriegerPublishing Company.

3. Watkins R. N. ’’Petroleum Refinery Distillation’’. Second. Edition. GulfPublishing Co.ISBN 0–87201–672–2.




REVISION FECHA




Página 3

��


3 ANTECEDENTESEn las unidades de craqueo catalítico, las columnas de destilación yfraccionamiento requieren del uso de recirculaciones para lograr una mejordistribución de cargas calóricas en la columna, comparado con el caso en que todoel enfriamiento fuese asignado al condensador del tope. Para lograr unarecuperación más eficaz del calor en dichas columnas, normalmente se instalanuna o más secciones de transferencia de calor o “recirculación”. El calor esremovido de la torre por transferencia de calor directa entre el vapor caliente enascenso y el líquido descendiendo, el cual es enfriado externamente y regresa“recirculado”.

Como se menciono previamente, este documento solo trata el diseño de equipospara servicios con recirculaciones. Para otro tipo de aplicaciones de transferenciade calor por contacto directo (tales como recipientes de despresurización decondensado, condensadores barométricos, torres de secado y torres deenfriamiento con agua), el diseñador deberá consultar a los documentosPDVSA–MDP adecuado a la aplicación en referencia.

4 DEFINICIONESPara definiciones referente a los dispositivos usados (platos, rellenos, rejillas, etc.)consultar los documentos PDVSA–MDP–04–CF–02 y PDVSA–MDP–04–CF–06.

Para definiciones sobre transferencia de calor, ver la sección 6, ConsideracionesBásicas de Diseño, en este documento.

Para definiciones de los elementos de cálculos, ver la sección 10, Nomenclatura,en este documento.

5 TIPO DE EQUIPOS Y APLICACIONESPara servicios de fraccionamiento, limpios (donde no hay ensuciamiento) y lacaída de presión no es crítica, la transferencia de calor puede lograrse con platos,rejillas Glitsch o relleno. Pero en los casos donde caída de presión es crítica (porejemplo, destiladoras al vacío), debe usarse rellenos (por ejemplo anillos Pall),seleccionados de acuerdo a las características corrosivas del fluido involucrado.Para mayores detalles sobre selección del tipo de relleno ver documentoPDVSA–MDP–04–CF–07.

Para servicios de fraccionamiento, sucio (donde hay ensuciamiento) debe usarsesecciones de placas deflectoras (campanas o discos–orificios). Entendiéndosepor servicio sucio:

� Operaciones de lavado y remoción, donde los fluidos involucrados arrastransólidos tales como carbón, catalizador o sucio.

� Operaciones donde la formación de polímeros tiende a obstruir los internos dela columna.




REVISION FECHA




Página 4

��


Platos

Dado que los factores que afectan la transferencia de calor por contacto directoentre vapor y líquido son similares a aquellos que afectan el fraccionamiento, losplatos de fraccionamiento son por lo tanto adecuados para el servicio detransferencia de calor en secciones de recirculación donde no hay ensuciamiento.En efecto, es regularmente conveniente utilizar el mismo diámetro de torre parala sección de recirculación como para la sección de fraccionamientoinmediatamente superior o inferior. Mientras los platos tipo surtidor, sonfrecuentemente utilizados en servicios de recirculación para hidrocarburospesados, la selección del tipo de plato apropiado también depende de otrasconsideraciones, tales como capacidad nominal y mínima, hidráulica ymantenimiento.

Para detalles sobre diseño de proceso, hidráulica y mantenimiento de plato, verdocumentos PDVSA–MDP–04–CF–06, PDVSA–MDP–04–CF–09,PDVSA–MDP–04–CF–10, PDVSA–MDP–04–CF–11 y PDVSA–MDP–04–CF–12.

Placas Deflectoras, Campanas

Las Secciones de placas deflectoras son por lo general utilizadas únicamente paraservicios sucios o con carbón (coque). Una aplicación importante es la sección detransferencia de calor en el fondo de la fraccionadora de una unidad de craqueocatalítico. En este caso, el fondo de la torre es enfriado y recirculado sobre losdeflectores para desobrecalentar los vapores del reactor y remover el catalizadorarrastrado.

Para detalles sobre diseño de proceso, hidráulica y mantenimiento de las placas,ver documento PDVSA–MDP–04–CF–05.

Rejilla Glitsch

Las ventajas de la rejilla Glitsch son:

� Poca caída de presión a altas capacidades.� Buena eficiencia en la remoción de partículas.� Baja susceptibilidad al ensuciamiento y coquificación, debido a un corto tiempo

de residencia del líquidoDadas estas ventajas, las rejillas Glitsch deben ser consideradas para serviciosde lavado y remoción donde se presentan las siguientes situaciones:

a. Caídas de presión críticas, requiriéndose que las mismas sean muy bajas.Debido a que la ∆P por etapa teórica para rejillas es menor que para relleno,se recomienda el uso de las rejillas.

b. Problemas de arrastre serios, los cuales deben ser minimizados.




REVISION FECHA




Página 5

��


c. Problemas de coquificación o ensuciamiento debido a un tiempo deresidencia del líquido muy alto.

Estos dispositivos, normalmente, se usan en las secciones de lavado de torresatmosféricas y al vacío y en fraccionadoras de craqueo catalítico.

Las desventajas de las rejillas Glitsch son:

a. Eficiencia de fraccionamiento baja.

b. Transferencia de calor pobre a un alto costo.

Estudios recientes han demostrado que los anillos Pall son más económicos quelas rejillas Glitsch. Sin embargo, estos dispositivos han sido utilizados enrecirculaciones de torres al vacío.

Para detalles sobre diseño de proceso, hidráulica y mantenimiento de las rejillas,ver documento PDVSA–MDP–04–CF–05.

Relleno

El uso de rellenos es económicamente atractivo en servicios donde no hayensuciamiento y donde se requiera, tanto una baja caída de presión como unabuena transferencia de calor o eficiencia de fraccionamiento. Por éstas razones,los rellenos para torres son ampliamente aplicables a torres de vacío donde unabaja caída de presión y una buena eficiencia son deseables. Su aplicación máscomún es en secciones de recirculación de torres de vacío. Aunque la caída depresión por metro (pie) de lecho es generalmente mayor para rellenos que pararejillas Glitsch, secciones con menor altura de relleno pueden diseñarse conanillos Pall, debido a su mayor eficiencia. Por lo tanto, los lechos de relleno tienenpor lo regular una menor caída de presión total, con una menor inversión ymenores costos de operación que un lecho de rejillas Glitsch.

Para modificaciones de las secciones de reflujo circulante limitadas por capacidad(torres atmosféricas y al vacío, fraccionadoras de craqueo catalítico), un rellenopuede ser un reemplazo económico para los platos, cuando se requieran mayoresflujos de vapor y líquido sin pérdida de la eficiencia de transferencia de calor. Porsupuesto, este incremento de capacidad puede lograrse mediante modificación enla separación entre platos existentes, pero a costa de un incremento en el tiempode parada de la planta. Bajo estas condiciones, el uso de relleno puede serespecialmente atractivo por su relativa facilidad de instalación.

6 CONSIDERACIONES BÁSICAS DE DISEÑO

Información Básica Requerida

El método de cálculo para diseñar secciones de transferencia de calor porcontacto directo está basado en el enfoque de “unidad de transferencia”. Este




REVISION FECHA




Página 6

��


método es análogo al enfoque de “unidad de transferencia de masa” para laeficiencia de fraccionamiento.

El número de platos (para platos o placas deflectoras) o altura de relleno(incluyendo rejillas Glitsch) puede ser determinado en base al requerimiento decalor, cargas a la columna, fuerzas motoras por temperatura y área de la columna.

El diseñador debe disponer de información sobre los balances de masa y energíaalrededor de las secciones de transferencia de calor y un diseño completo de latorre (platos o relleno). Para obtener los balances de masa y energía, puedenincluirse las secciones de transferencia de calor en programas de computaciónpara el cálculo plato a plato de torres de destilación (simuladores comercialescomo PROII de la empresa Simulation Sciences Inc. and Hysim de la empresaHyprotech).

Definiciones de Capacidades de Transferencia de Calor

Capacidad del Intercambiador (Qo): La capacidad del intercambiador, Qo, es lacantidad de calor que es removida en el circuito de recirculación (pumparound)externo de una sección de transferencia de calor en una columna. En esteintercambio se reduce la temperatura del líquido recirculante desde la temperaturade retiro, to hasta la temperatura de retorno tPA (ver Figura A). En un diseño normal,Qo y to son regularmente determinados por los balances de masa y energía, y eldiseñador debe seleccionar valores apropiados para tPA y para el flujo derecirculación LPA. Los métodos para seleccionar estas valores son explicados enlos párrafos siguientes. Estas variables están relacionadas por la siguienteecuación:

Qo � LPA CPL�to – tPA

� Ec. (1)

donde:

En unidadesmétricas

En unidadesinglesas

Qo = Capacidad de intercambiador kW BTU/hLPA = Flujo de recirculación de líquido kg/s lb/hCPL = Calor específico del líquido a una

temperatura promediokJ/kg °C BTU/lb °F

to = Temperatura de retiro de la recirculacióndel líquido

°C °F

tPA = Temperatura de retorno de larecirculación del líquido

°C °F




REVISION FECHA




Página 7

��


Fig. A CORRIENTES DE RECIRCULACION Y TEMPERATURAS

Transferencia de Calor Requerida – En general, la cantidad total de calortransferido dentro de la sección de transferencia de calor no es igual a la capacidaddel intercambiador. La diferencia entre los requerimientos de transferencia decalor interna y externa puede visualizarse en sistemas que incluyan condensacióntotal del vapor, si se reconoce que el reflujo entrando en la sección, RI, suministraalgún enfriamiento adicional al de la recirculación de líquido. De igual manera, ensistemas con vaporización total, el calor latente requerido para vaporizar el líquidosuministra un enfriamiento adicional de la recirculación.

Para sistemas con condensación total del vapor, el número total de unidades detransferencia de calor requerido, NGH, puede ser calculado con la siguienteecuación:

NGH � �T�Tlm

� ln �GI

Go� Ec. (2)

donde:

Enunidadesmétricas

Enunidadesinglesas

NGH = Número total de unidades de transferenciade calor requerido

DT = Diferencia de temperatura de la fasegaseosa, TI – To

°C °F

DTlm = Diferencia media logarítmica detemperatura (DTML)

°C °F




REVISION FECHA




Página 8

��


GI = Flujo de vapor entrando en la sección detransferencia de calor

kg/s lb/h

Go = Flujo de vapor saliendo en la sección detransferencia de calor

kg/s lb/h

Para sistemas con vaporización total de líquido (tales como zonas de lavado endestiladoras y las secciones de desobrecalentamiento en fraccionadoras decraqueo catalítico) el número total de unidades de transferencia de calor requeridoestá dado por la Ecuación 3.

NGH � �T�Tlm

Ec. (3)

Dimensionamiento de Secciones de Transferencia de Calor

El número requerido de platos o placas deflectoras y la altura de relleno requeridason calculados a partir de las siguientes ecuaciones:

Para platos y placas deflectoras:

NA �NGH km

NGH

Ec. (4)

donde:

NA = Número de platos realesNGH = Número total de unidades de transferencia de calorkm = Factor de corrección para multicomponentesNGH = Número de unidades de transferencia de calor por plato

Para rellenos (incluyendo rejillas Glitsch):

Z � HGHP �km NGH –ZS

HGHS–

ZBHGHB� Ec. (5)




REVISION FECHA




Página 9

��


donde:

Enunidadesmétricas

Enunidadesinglesas

Z = Altura de relleno requerida m pieHGH = Altura de una unidad de transferencia de

calor en fase gaseosam pie

sub–indice

P para rellenoS para rociadoresB para espacio del plato de acumulación

ZS = Distancia vertical entre el tope del lecho yla boquilla del rociador

m pie

ZB = Distancia vertical entre el fondo del lecho yel plato de acumulación

m pie

Para secciones empacadas de transferencia de calor por recirculación, latransferencia de calor asociada con la distribución de rociadores y el área abiertadebajo del lecho está incluida en el cálculo de la altura del relleno. Esta suposiciónpuede reducir la altura requerida del relleno hasta en un 10–20%.

Los métodos para el cálculo de NGH para platos o placas deflectoras y HGH paralos diferentes dispositivos en contracorriente son presentados en losProcedimientos de Cálculo.

Determinación de la Temperatura de Retiro en Recirculaciones

La temperatura de retiro de la recirculación de líquido, to, es igual al punto deburbuja ó ebullición del líquido retirado de la sección de recirculación. Estatemperatura está determinada por:

a. El flujo y rango de ebullición del producto (si lo hay alguno) inmediatamentedebajo de la recirculación.

b. El grado de fraccionamiento en la torre debajo de la recirculación.

c. El grado de fraccionamiento en la recirculación.

Las temperaturas de retiro de líquidos se pueden predecir en forma precisamediante programas de computación plato a plato, utilizados para el diseñodefinitivo de todas las torres de fraccionamiento.

Las temperaturas de retiro para torres de separación de hidrocarburos pesados,tales como destiladoras atmosféricas y al vacío, y fraccionadoras de craqueocatalítico, deberían obtenerse por simulación con ASPECT. Si no se dispone deeste simulador, se pueden usar los simuladores comerciales, tales como PROIIde la empresa Simulation Sciences Inc. ó Hysim de la empresa Hyprotech); conlos cuales se obtendría un valor aceptable. Asimismo, para torres de separación




REVISION FECHA




Página 10

��


de hidrocarburos livianos (light ends) que tengan recirculación, las temperaturasde retiro pueden obtenerse simulando con los simuladores comercialespreviamente mencionados. Para una orientación sobre la simulación apropiada deuna recirculación utilizando estos programas, el lector deberá referirse al manualdel usuario de dichos simuladores.

Optimización de las Secciones de Transferencia de CalorEl número óptimo de platos de transferencia de calor (o altura de relleno) estábasado en un estudio económico que involucra el diámetro y altura de la torre,superficie externa de transferencia de calor, y el costo de la bomba y de la energía.Las variables involucradas en un estudio de optimización son la temperatura deretorno, tPA, y el flujo de recirculación LPA.

Un incremento del flujo de recirculación, LPA, se traduce en un incremento de lafuerza motora de la temperatura en el intercambiador y por lo tanto, reduce loscostos de intercambio de calor. Sin embargo, al aumentar, LPA, también aumentala temperatura de retorno, tPA; y en consecuencia, se reduce la fuerza motora dela temperatura en la torre, lo cual puede resultar en un aumento de la cantidadrequerida de platos o volumen de relleno. Además, al aumentar LPA, aumentan loscostos de bombeo y pueden surgir problemas de hidráulica.

Limitaciones de las Correlaciones de Transferencia de CalorA continuación se presenta la lista de los rangos de aplicación recomendados paralas correlaciones de transferencia de calor. Estos rangos fueron establecidos enbase a los rangos de los datos de transferencia de calor disponibles paradesarrollar las correlaciones. Debe tomarse en cuenta que estos datos fueronobtenidos bajo condiciones hidráulicas favorables. Por lo tanto, cualquierlimitación hidráulica conflictiva predomina sobre los rangos especificados acontinuación:

Relleno o Rejillas GlitschRelación de Flujo Líquido, QL/As 1.4 a 34 dm3/s.m2 (2 a 50 GPM/pie2)Relación de Flujo en Fase de Vapor CS = 0.015 m/s (0.05 pie/s) a 90% de inundaciónPlatos Perforados, Válvula, Burbujeo y Tipo SurtidorRelación de Flujo Líquido, QL/Nplo 1.24 a 63 dm3/s.m (0.5 a 25 GPM/pulg)Plato Deflector (Campanas)Relación de Flujo Líquido, QL/As 1.3 a 35 dm3/s.m2 (2 a 50 GPM/pie2)Relación de Flujo en Fase de Vapor CS = 0.015 m/s (0.05 pie/s) a 90% de

inundación Área Horizontal Libre 30 a 60% de As

Rociadores, Espacio Debajo del RellenoRelación de Flujo Líquido, QL/As 1.3 a 35 dm3/s.m2 (2 a 50 GPM/pie2)Relación de flujo en Fase de Vapor CS = 0.015 a 0.09 m/s (0.05 a 0.3 pie/s)Además de los rangos anteriores también deben observarse las siguienteslimitaciones.




REVISION FECHA




Página 11

��


1. Las correlaciones no deben aplicarse a la condensación o evaporación decomponentes puros o casi puros (por ejemplo enfriar o condensar vapor vivocon agua). Tales aplicaciones no suelen estar limitadas por la transferenciade calor de la fase gaseosa.

2. A bajas cargas de vapor (menor de 0.1 kg/s.m2 (100 lb/h.pie2), el coeficientede transferencia de calor converge a un valor constante finito y no cero comose predice. Así que el calor transferido en equipos tales como placasdeflectoras y relleno puede subestimarse considera– blemente cuandoocurre una condensación total del vapor.

3. Para todos los tipos de platos en contracorriente, debe revisarse que elnúmero estimado de platos no sea menor que 1.2 veces el número teórico.El valor estimado puede ser a veces muy bajo debido al uso de la fuerzamotora del DTM; ya que el DTML es calculado en base a una condición decontracorriente verdadera, mientras que en la realidad este tipo de platosopera bajo un modo de flujo cruzado en cascada. El número mínimo deplatos teóricos se calcula por la siguiente ecuación:

NA(min) �ln �TI � to

To � tI�

ln �TI � To

to � tI� Ec. (6)

Selección de Materiales

Los materiales de construcción para las partes internas de una torre deben serapropiados para cada servicio de fraccionamiento. Algunas consideraciones queafectan la selección de materiales son:

� Costos.� Resistencia a la corrosión requerida.� Rango de temperaturas de operación.� Resistencia mecánica.

El diseñador deberá consultar a la sección de Ingeniería de Materiales de PDVSApara la selección final.

Para aplicaciones de recirculación en sistemas de hidrocarburos pesados, losanillos Pall de aluminio se han desempeñado satisfactoriamente en diversassecciones de recirculación de destiladoras al vacío recientemente diseñadas. Sinembargo, para nuevos diseños, consideraciones de corrosión y temperaturadeben aún ser revisadas por la Sección de Ingeniería de Materiales.

En general, el uso de relleno de cerámica debe evitarse, o solamente usarse enaquellos casos donde sea la última alternativa. La experiencia con unidadescomerciales ha demostrado que este tipo de relleno es altamente susceptible a




REVISION FECHA




Página 12

��


rotura por desgaste, especialmente durante arranques, cuando normalmenteocurren oleadas en el flujo de vapor.

Para información adicional concerniente a los tipos de relleno, consultar eldocumento PDVSA–MDP–04–CF–07.

7 DIVISION DE UNA TORRE EN SECCIONESEn algunas aplicaciones de transferencia de calor por contacto directo esnecesario dividir la torre en dos o más secciones para efectos de los cálculos,dependiendo de la cantidad relativa de transferencia de calor latente y sensible encada sección. Cálculos separados de transferencia de calor son entoncesrealizados para cada sección. Situaciones típicas que requieren la división de unatorre en secciones son:

� El enfriamiento de vapores sobrecalentados por debajo de su punto de rocío.� El enfriamiento de vapores que contengan hidrocarburos y vapor de agua por

debajo de su punto de rocío.

Un ejemplo de este último es un condensador de contacto directo para unafraccionadora de una unidad de craqueo con vapor de agua. Las secciones derecirculación de destiladoras y fraccionadoras primarias regularmente norequieren ser divididas.

Propósito

La razón para la división de una torre en secciones es obtener valores realísticosde las fuerzas motoras de temperatura (∆Tm) para la transferencia de calor. Engeneral, los diferentes valores de (∆Tm) son obtenidos para cada sección de latorre.

Cómo Dividir una Torre en Secciones

Considere los vapores como si ellos fuesen enfriados en una torre de transferenciade calor. Los puntos de corte lógicos ocurren al conseguirse el punto de rocío delagua o del hidrocarburo, o cuando se agotan los condensables de la fase de vapor.La mejor manera de determinar los puntos de división es construyendo una curvade condensación de vapores, en la cual los puntos de división aparecen comocambios bruscos en la pendiente de la curva. Los datos para la construcción deeste diagrama pueden ser generados de una serie sucesiva de cálculos devaporización de los vapores pasando a través de la torre de transferencia de calor.

La Figura B muestra una curva de condensación de vapores con cinco regionesgenerales. Cada una tiene características de transferencia de calor diferentes,como se muestra en la figura. En la práctica, la mayoría de las torres que requierendivisión en secciones exhiben sólo dos o tres de estas secciones. Por ejemplo, uncondensador por contacto directo conteniendo vapor de agua mezclado convapores de hidrocarburos tendría las secciones II, III y IV.




REVISION FECHA




Página 13

��


Fig B. METODO DE DIVISIÓN DE UNA TORRE EN SECCIONES PARA CÁLCULOS DETRANSFERENCIA DE CALOR.

El siguiente procedimiento puede ser usado como una guía para el diseño detorres con servicio de transferencia de calor y que requieran su división ensecciones:

1. Genere un diagrama de condensación de vapores realizando una seriesecuencial de cálculos de vaporización para los vapores de entrada. Lossimuladores comerciales previamente mencionados (PROII y HYSIM ),puede ser utilizado para estos cálculos. Divida la torre en secciones deacuerdo a los puntos de corte en este diagrama.

2. Seleccione un valor de To basado en la aproximación deseada a TI.

3. Asuma TPA y calcule LPA requerido para remover Qo.

4. Obtenga los flujos y las temperaturas del líquido para cada punto divisor desecciones a partir de balances de masa y energía. Cuando la sección másbaja consiste en el enfriamiento de vapores sobrecalentados, asuma unatemperatura constante de líquido y que el enfriamiento está suministradoúnicamente por la evaporación del líquido.




REVISION FECHA




Página 14

��


5. Calcule el número requerido de platos o la altura del lecho para cada sección,utilizando los métodos mencionados previamente.

8 PROCEDIMIENTOS DE CALCULOEl procedimiento de cálculo para dimensionar secciones de transferencia de calorha sido dividido en dos secciones. La primera sección contiene cálculos comunesa todos los tipos de equipos de contacto. La segunda sección está dividida en tressubsecciones para diseñar secciones de transferencia de calor usando platos,placas deflectoras o relleno. El diseñador debería realizar los cálculospreliminares en la primera sección y entonces dependiendo del dispositivo decontacto a ser utilizado, seleccionar el método apropiado para la segunda sección.

Cálculos Preliminares

1. Determine las condiciones operacionales a partir de los balances de masay energía (simuladores PROII o HYSIM ). Los valores requeridos son Go,To, RI, tR, GI, TI, Ro y Qo. Además, determine las propiedades físicasrequeridas (gravedad específica de la recirculación, punto de ebulliciónpromedio de la recirculación y factor de caracterización de la recirculación)y especificaciones de la torre (diámetro, área transversal).

2. Obtenga la temperatura de retiro del liquido recirculante, to, usando lossimuladores PROII ó HYSIM .

3. Asuma una temperatura de retorno de la recirculación, tPA, y calcule el flujode recirculación de liquido, LPA, requerido para remover Qo. (Estos valoresdependen principalmente del diseño del intercambiador. Normalmente, tPAdebería exceder la temperatura de condensación del agua en el platosuperior de la recirculación en 30°C (50°F). Además, refiérase a“Optimización de las Secciones de Transferencia de Calor” bajoConsideraciones Básicas del Diseño).

LPA �Qo

CPL�to – tPA

�Ec. (1)

4. Calcule tI mediante un balance de entalpía usando Ec. 7 o la versiónsimplificada Ec. (8). La Ec. (7) puede requerir un cálculo de tanteo y error, yaque un valor estimado de tI debe ser usado para obtener los caloresespecíficos. A menudo (CPL)R es aproximadamente igual a (CPL)PA y RI esmucho menor que L PA. Bajo estas condiciones, el usar Ec. (8) resulta en unerror despreciable.

tI �RI

�CPL�R

tR � LPA�CPL

�PA

tPA

RI�CPL

�R

tR � LPA�CPL

�PA

Ec. (7)




REVISION FECHA




Página 15

��


o

tI �RI tR � LPA tPA

RI � LPA

Ec. (8)

donde:


En unidadesinglesas

(CPL)R = Calor específico del reflujo internoentrando, RI, de la recircirculación delíquido a la temperatura promedio

�tI � tR

2� kJ

kg °CBTUlb °F

(CPL)PA = Calor específico del reflujo circulanteregresando LPA a la temperaturapromedio �tI � tPA

2� kJ

kg °CBTUlb °F

5. Calcule ∆Tlm mediante la siguiente ecuación o de la Figura 4.

�Tlm ��To – tI� – �TI – to�

ln �TO – tITI – tO

�Ec. (9)

6. Calcule el número total de unidades de transferencia de calor de la fasegaseosa requeridas, usando la Ecuación (2) o la Ecuación (3).

Para condensación neta:

NGH � �T�Tlm

� ln �GI

GO� Ec. (2)

Para vaporización neta:

NGH � �T�Tlm

Ec. (3)

7. Calcule el factor de corrección para multicomponentes usando la Figura5. y �H

�H � � tO – tITI – TO

� Ec. (10)




REVISION FECHA




Página 16

��


km de la Figura 5.

8. Calcule el flujo volumétrico promedio de líquido, QL.

LI � LPA � RI Ec. (11)

LO � LPA � PO � RO Ec. (12)

tAV �tI � tO

2 Ec. (13)

ρL a tAV (Maxwell, “Data Book on Hydrocarbons”)

LAV �LI � LO

�LEc. (14)

QL �F12 LAV

�LEc. (15)

Dispositivos–Cálculos Específicos

Platos

El siguiente procedimiento debe ser usado para dimensionar secciones detransferencia de calor que contengan platos perforados, tipo válvula, casquete deburbujeo ó tipo surtidor.

1. Determine la longitud del vertedero de salida, o, y el número de pasos porplato, Np.

2. Calcule el número de unidades de transferencia de calor por etapa, NGH,utilizando Ec. (16) o la Figura 1.

NGH � F13 � QLNp �o�0,21

Ec. (16)

3. Calcule el número de platos requeridos. (Para cálculos de diseño, multipliqueel número de unidades de transferencia por etapa por 0.85).

NA �NGH km

NGHEc. (4)

Aproxime hasta el siguiente número entero.




REVISION FECHA




Página 17

��


4. Verifique el mínimo número de platos teóricos.

NA(min) �ln �TI � to

To � tI�

ln �TI � To

to � tI� Ec. (6)

NA debe ser por lo menos 1.2 x NA(min).

Platos Deflectores, Campanas

1. Determine el área transversal de la torre, As, y la separación vertical de lascampanas, hs.

2. Determine la velocidad promedio de los vapores en la sección detransferencia de calor, VS.

Vs �Vs(tope) � Vs(fondo)

2 Ec. (17)

donde:

Vs(tope) �GI

F14 �v As

Vs(fondo) �GO

F14 �v As

ρV= puede ser determinada usando la ley de los gases ideales a condicionesdel tope y fondo de la sección.

3. Determine el número de unidades de transferencia por etapa, NGH.

NGH � F15 �QLAS�0,5

�VS�0,3 �hS

�0,5

Ec. (18)

4. Calcule el número de etapas requeridas. (Para cálculos de diseño,multiplique NGH por 0.85)

NA �NGH km

NGHEc. (4)

Aproxime hasta el siguiente número entero.




REVISION FECHA




Página 18

��


Relleno

El siguiente procedimiento debe utilizarse para dimensionar secciones detransferencia de calor rellenas (incluyendo rejillas Glitsch).

1. Determine la siguiente información adicional del proceso: densidad del vaporsaliendo de la recirculación, �vo; densidad del líquido a la entrada y salida dela recirculación, �Lo y �LI,. También determine la separación entre la boquilladel rociador y el tope del lecho, Zs, y entre el fondo del lecho y el plato deacumulación, ZB.

2. Determine el flujo volumétrico del líquido para las secciones de rociadores,relleno y fondo.

QLI �F12 LI�LI

Ec. (15)

QL �F12 LAV�LA

QLo �F12 Lo�Lo

3. Calcule la carga de gases saliendo de la sección de recirculación, Cs

Vs �Go

F14 �Vo AsEc. (19)

Cs � Vs�Vo

�LI � �Vo� Ec. (20)

4. Calcule la altura de una unidad de transferencia de calor, HGH.

Para rociadores, HGHS:

Si Zs < 0.6 m (2 pie), utilice Zs = 0.6 m (2 pie) para esta ecuación

HGHS � F16 �QLIAs�–0,84

(Cs)0,33 (Zs)

0,29Ec. (21)

Para relleno, HGHP:

HGHP � F17 FT FS �QLAs��14

Ec. (22)




REVISION FECHA




Página 19

��


donde FS y FT pueden encontrarse en las Tablas 1 y 2, respectivamente.

Para la sección de fondo, HGHB:

HGHB � F18 �QLoAs�–0,46

Ec. (23)

Para secciones de recirculación de fondo en torres con más de 6 m (20 pie)de diámetro, multiplique cada HGH por 1,5.

5. Calcule la altura requerida del relleno. (Para cálculos de diseño divida cadaHGH entre 0,85).

Z � HGHP �km NGH –Zs

HGHS–

ZBHGHB�

Ec. (5)

La altura de lechos normalmente se redondea a incrementos de 0,1 m (3pulg).

9 PROBLEMA TIPOEl ejemplo siguiente, consiste en una sección de recirculación del tope de unafraccionadora de craqueo catalítico, ilustra los métodos para calcular el númerode platos o altura requerida de relleno para la transferencia de calor deseada. Parageneralizar el ejemplo, también se incluye el reflujo hacia la recirculación.Refiérase a la Nomenclatura y a la Figura A, en este documento, para lasdefiniciones de los términos utilizados en los cálculos.

1. Dados:


En unidadesinglesas

Capacidad externa del intercambiador de la recirculación,Qo

21101 kW 72000000 BTU/h

Flujo del vapor a la salida Go 29,6 kg/s 235000 lb/hTemperatura del vapor a la salida, To 141,1°C 286°FReflujo interno a la entrada, RI 4,41 kg/s 35000 lb/hTemperatura del reflujo interno a la entrada, TR 110°C 230°FFlujo de los vapores a la entrada, GI 89,6 kg/s 711000 lb/hTemperatura de los vapores a la entrada, TI 193,3°C 380°FReflujo interno a la salida, Ro 64,4 kg/s 511000 lb/hFlujo de retiro de producto, Po 0 kg/s 0 lb/hPresión a la salida de los vapores 224,8 kPa 32,6 psiaFactores que dependen de las unidades usadas




REVISION FECHA




Página 20

��


F12 1000 1/8,02F13 0,98 1,18F14 1 3600F15 0,15 0,068

Propiedades FísicasGravedad de recirculación 0,8499 kg/dm3 35° APIPunto de ebullición promedio de la recirculación 201,7°C 395°FFactor de caracterización de la recirculación 11,16 11,16

Especificaciones de la torreDiámetro, DT 4115 mm 13,5 pieÁrea transversal, As 13,3 m2 143 pie2

2. Temperatura de retiro del reflujo circulante, to 182,2°C 360°F

3. Asuma una temperatura de retorno de la recirculación, tPA 54,4°C 130°F

Calcule el flujo de recirculación de liquido, LPA

LPA �Qo

CPL�to – tPA

� �21100

2, 24 (182, 2 – 54, 4)� 73, 7 kgs (585000 lbh)

4. Calcule la temperatura de mezcla de líquido a la entrada, tI

tI �RI tR � LPA tPA

RI � LPA�

(4, 41) (110) � (73, 7) (54, 4)4, 41 � 73, 7

� 57, 5°C (136°F)

5. 5�Tlm

�Tlm ��TO � tI� � �TI � to�

ln �TO � tI

TI � tO� �

(141, 1 � 57, 75) � (193, 3 � 182, 2)

ln � 141,1 � 57,5193,3 � 182,2

� � 35, 8°C (64, 5°F)

6. Calcule el número requerido de unidades de transferencia de calor en fasegaseosa, NGH

NGH � �T�Tlm

� ln �GI

GO� � 193, 3 � 141, 1

35, 8� ln �89, 6

29, 6� � 2, 56

7. Calcule el factor de corrección para multicomponentes, �H

�H �to – tI

TI – To� 182, 2 – 57, 5

193, 3 – 141, 1� 2, 39




REVISION FECHA




Página 21

��


km (de la Figura 5.) = 3,05

8. Flujo de líquido a la entrada de la recirculación, LI

LI= LPA + RI = 73,7 + 4,41= 78,1 kg/s (620000 lb/h)

Flujo de líquido a la salida de la recirculación, Lo

Lo = LPA + Ro + Po = 73.7 + 64.4 + 0 = 138.1 kg/s (1096000 lb/h)

Flujo de líquido promedio, LAV

LAV �LI � Lo

2� 78, 1 � 138, 1

2� 108, 1 kgs (858000 lbh)

Temperatura promedio del líquido, tAV

tAV �to � tI

2� 57, 5 � 182, 2

2� 119, 9°C (248°F)

ρL a tAV (Maxwel, Data Book on hydrocarbons) = 759 kg/m3 (47.4 lb/pie3)

Flujo volumétrico de líquido, QL

QL �F12 LAV�LAV

�(1000) (108, 1)

759� 142, 4 dm3s (2257 GPM)

Para Platos (Perforados, Tipo Surtidor, Casquete de Burbujeo y tipo Válvula)

9. Longitud del vertedero de salida �o 3,150 m (124 pulg) Númerode pasos de líquido en el plato

Np 1

10. NGH � F13 � QLNp �o�0,21

� 0, 98 � 142, 4(1) (3, 150

�0,21

� 2, 18

multiplique por 0.85 para diseño

NGH = 0,85 x 2,18 = 1,85

11. Número de platos requeridos

NA �NGH km

NGH�

(2, 56) (3, 05)1, 84

� 4, 24 (Utilice 5 platos)

12. Verifique el número mínimo de platos

NA(min) �ln �193,3 – 182,2

141,1 – 57,5�

ln �193,3 – 141,1182,2 – 57,5

� � 2, 32




REVISION FECHA




Página 22

��


Ya que NA > 1,2 NA(min), el valor calculado de 5 platos es válido.

Para Platos Deflectores, Campanas

9. Separación vertical entre campanas, hs 0.61 m (2 pie)

10. Velocidad promedio del vapor, Vs

VS(tope) �Go

F14 �v As

�v � 4, 30 kgm3(0, 268 lbpie3) (Ley de Gases Ideales)

VS(tope) �29, 6

(4, 30) (13, 3)� 0, 518 ms (1, 70 pies)

VS(fondo) �GI

F14 �v As

�v � 6, 23 kgm3(0, 388 lbpie3) (Ley de Gases Ideales)

VS(fondo) �89, 6

(6, 23) (13, 3)� 1, 08 ms (3, 56 pies)

11. NGH � F15 �QLAs�0,5

(Vs)0,3(hs)

0,5 � 0, 15 �142, 413, 3

�0,5

(0, 80)0,3(0, 61)0,5 � 0, 359

Multiplique por 0,85 para diseño.

NGH = 0.85 x 0.359 = 0.305

12. Número requerido de etapas

NA �NGH km

NGH�

(2, 56) (3, 05)0, 305

� 25, 6

Utilice 26 etapas.

Para Relleno

Asuma como tipo de relleno anillos Pall de metal de 50 mm (2 pulg)(Fs = FT = 1,0).


En unidadesinglesas

9. Densidad del vapor saliendo de la re-circulación, �vo

4,30 kg/m3 0,268 lb/pie3




REVISION FECHA




Página 23

��


Densidad del líquido entrando en larecirculación, �LI

812 kg/m3 50,7 lb/pie3

Densidad del líquido saliendo de larecirculación, �Lo

705 kg/m3 44,0 lb/pie3

Altura de la boquilla del rociadorsobre el lecho, ZS

0,457 m 1,5 pie

Separación entre el lecho y el platoacumulador, ZB

1,22 m 4,0 pie

F12 1000 1/8,02F14 1 3600F16 6,68 14,5F17 0,31 1,12F18 1,85 7,27

10. Flujo volumétrico de líquido

QLI �F12 LI�LI

�(1000) (78, 1)

812� 96, 2 dm3s (1525 GPM)

QL � 2257 GPM

QLo �F12 Lo�Lo

�(1000) (138, 1)

705� 195, 9 dm3s (3106 GPM)

11. Carga de vapor saliendo de la recirculación

VAS �GO

F14 �vo AS� 29, 6

(4, 30 (13, 3)� 0, 518 ms (1, 70 pies)

CS � VS�vo

�LI – �vo� � 0, 518

4, 30812 – 4, 30

� � 0, 0378 ms (0, 124 pies)

12. Alturas de una unidad de transferencia de calor

Rociadores

Zs es < 0,6 m, utilice Zs = 0,6 m para esta ecuación

HGHS � F16 �QLIAS�–0,84

�CS�0,33�ZS

�0,29� 6, 68 �96, 2

13, 3�–0,84

(0, 0378)0,33 (0, 6)0,29

hGHS � 0, 373m (1, 22 pie)




REVISION FECHA




Página 24

��


Relleno

HGHP � F17 �QLAS�–14

� 0, 31 �142, 413, 3

�–14

� 0, 171 m (0, 562 pie)

Sección de Fondo

HGHB � F18 �QLoAS�–0,46

� 1, 85 �195, 913, 3

�–0,46

� 0, 537 m (1, 76 pie)

Divida cada HGH entre 0,85 para diseño.

HGHS = 0,373 / 0,85 = 0,439 m (1,44 pie)

HGHP = 0,171 / 0,85 = 0,201 m (0,661 pie)

HGHB = 0,537 / 0,85 = 0,632 m (2,07 pie)

13. Altura requerida de relleno

Z � HGHP �km NGH –ZS

HGHS–

ZBHGHB� � 0, 201 �(3, 05) (2, 56) – �0, 457

0, 439� – � 1, 22

0, 632��

� 0, 97 m (3, 2 pie)




REVISION FECHA




Página 25

��


10 NOMENCLATURAAB = Area de burbujeo del plato, m2 (pie2)

As = Area transversal de la torre, m2 (pie2)

CPL = Calor específico del líquido, kJ/kg °C (BTU/lb °F)

CPV = Calor específico del vapor, kJ/kg °C (BTU/lb °F)

Cs = Carga de vaporespie2, � VS�V

�L – �V� , ms (pies)

DT = Diámetro de la torre, mm (pie)

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

FS = Factor de dimensionamiento del relleno, adimensional

FT = Factor de tipo de relleno, adimensional

G = Flujo de vapores, kg/s (lb/h)

HGH = Altura de una unidad de transferencia de calor en fase gaseosa, m (pie)

hs = Separación vertical entre campanas, m (pie)

km = Factor de corrección para multicomponentes, adimensional

L = Flujo de líquido, kg/s (lb/h)

�o = Longitud del vertedero de salida del plato, m (pulg)

NA = Número real de platos, adimensional

NGH= Número de unidades de transferencia de calor en fase gaseosa por plato,

adimensional

NGH = Número total requerido de unidades de transferencia de calor, adimensional

NP = Número de pasos de líquido por plato, adimensional

P = Presión, kPa (psia)

PO = Retiro de producto de una sección de reflujo circulante, kg/s (lb/h)

QL = Flujo volumétrico de líquido, dm3/s (GPM)

QO = Capacidad externa de intercambiador de la recirculación, kW (BTU/h)

R = Reflujo interno, kg/s (lb/h)

T = Temperatura del vapor, °C (°F)

�T = TI – To, °C (°F)

�Tlm = Diferencia de temperatura media logarítmica (DTLM), °C (°F)

t = Temperatura del líquido, °C (°F)

VB = Velocidad de los vapores basada en el área de burbujeo del plato, m/s (pie/s)

VS = Velocidad de los vapores basada en el área transversal de la torre, m/s (pie/s)

Z = Altura requerida de relleno, m (pie)

ZB = Separación entre el lecho de relleno y el plato acumulador, m (pie)




REVISION FECHA




Página 26

��


ZS = Separación entre las boquillas de los rociadores y el lecho de relleno, m (pie)

�H =to – tI

TI – To, adimensional

�L = Densidad del líquido, kg/m3 (lb/pie3)

�V = Densidad de los vapores, kg/m3 (lb(pie3)

Subscritos

AV = Promedio de las condiciones a la entrada y salida de una sección detransferencia de calor

B = Espacio abierto de contacto entre el lecho de relleno y el plato acumulador

I = Entrada a la sección de transferencia de calor

O = Salida de la sección de transferencia de calor

PA = Recirculación externa

R = Reflujo interno

S = Espacio abierto de contacto entre los rociadores y el lecho de relleno

Factores Fi


En unidadesinglesas

F12 (Ec. 15) 1000 1/8,02

F13 (Ec. 16) 0,98 1,18

F14 1 3600

F15 (Ec. 18) 0,15 0,068

F16 (Ec. 21) 6,68 14,5

F17 (Ec. 22) 0,31 1,12

F18 (Ec. 23) 1,85 7,27

11 PROGRAMAS DE COMPUTACIÓNEn PDVSA se encuentran disponibles simuladores de proceso, tales comoPROII de la empresa Simulation Sciences Inc. and Hysim de la empresaHyprotech, que pueden ser usados en el diseño de las secciones de transferenciade calor.




REVISION FECHA




Página 27

��


Fig 1. CORRELACION DE TRANSFERENCIA DE CALOR PARA PLATOSPERFORADOS TIPO VALVULA, CASQUETE DE BURBUJEO Y TIPO SURTIDOR




REVISION FECHA




Página 28

��


Fig 2. CORRELACION DE TRANSFERENCIA DE CALOR PARA PLATOSDEFLECTORES (CAMPANAS)




REVISION FECHA




Página 29

��


Fig 3. CORRELACIONES DE TRANSFERENCIA DE CALOR PARA DISPOSITIVOS DECONTACTO EN CONTRA–CORRIENTE




REVISION FECHA




Página 30

��


Fig 4. MONOGRAMA PARA EL �Tlm




REVISION FECHA




Página 31

��


Fig 5. FACTOR DE CORRECION PARA MULTICOMPONENTES, KM




REVISION FECHA




Página 32

��


TABLA 1. FACTORES DE DIMENSIONAMIENTO DE RELLENO

FS

16 mm (5/8 pulg) metalplástico (cerámica)

0,470,43

25 mm (1 pulg) metalplástico (cerámica)

0,600,65

38 mm (1 1/2 pulg) metalplástico (cerámica)

0,780,79

50 mm (2 pulg) metalplástico (cerámica)

1,001,00

90 mm (3 1/2 pulg) metalplástico (cerámica)

1,731,72

TABLA 2. FACTORES PARA EL TIPO DE RELLENO

FT

Anillos Pall de Metal 1,00

Anillos Pall de Plástico 1,16

Anillos Raschig de Metal 1,62

Anillos Raschig de Cerámica 1,70

Sillas Intalox Plásticas 1,17

Sillas Intalox de Cerámica 1,21

Sillas Berl de Cerámica 1,55

Rejilla Glitsch 2,02




Mdp 04 cf-13 transferencia de calor por contacto directo

Education

Transcript of Mdp 04 cf-13 transferencia de calor por contacto directo