FRACCIONAMIENTO
UIS.UNIVERSIDAD UIS.UNIVERSIDAD INDUSTRIAL DE SANTANDER ESCUELA DE INGENIERIA DE PETROLEOS FACULTAD FISICO-QUIMICA 2012
FRACCIONAMIENTO
PRESENTADO POR: FREDY LÓPEZ MEDINA MIGUEL ÁNGEL FUENTES BONILLA FREDY ANDRÉS REYES SÁNCHEZ
GRUPO: D1
PRESENTADO AL INGENIERO: M.SC. NICOLAS SANTOS SANTOS
INGENIERIA DE GAS
UIS. UNIVERSIDAD INDUSTRIAL DE SANTANDER UIS. ESCUELA DE INGENIERIA DE PETROLEOS FACULTAD FISICO-QUIMICA 2012
FRACCIONAMIENTO
PRESENTADO POR: FREDY LÓPEZ MEDINA MIGUEL ÁNGEL FUENTES BONILLA FREDY ANDRÉS REYES SÁNCHEZ
GRUPO: D1
PRESENTADO AL INGENIERO: M.SC. NICOLAS SANTOS SANTOS
INGENIERIA DE GAS
UIS. UNIVERSIDAD INDUSTRIAL DE SANTANDER UIS. ESCUELA DE INGENIERIA DE PETROLEOS FACULTAD FISICO-QUIMICA 2012
TABLA DE CONTENIDO Pág.
INTRODUCCION ................................................ .......................................................................... .................................................... .......................... 7 1. OBJETIVOS ................................................. ........................................................................... .................................................... .......................... 8 Objetivo General .............................................. ........................................................................ .................................................... .......................... 8 Objetivos Específicos ............................................... ........................................................................ ........................................... .................. 8 2. GENERALIDADES..................................................................... ........................................................................................... ...................... 9 3. FRACCIONAMIENTO ................................................ ......................................................................... .................................... ........... 11 Descripción del proceso ................................................ ......................................................................... .................................... ........... 11 Principio de la Destilación .................................................. ............................................................................ ................................ ...... 12 Volatilidad Relativa ............................................... ........................................................................ ............................................. .................... 15 Grado de separación o pureza ............................................................... .......................................................................... ........... 16 4. TORRES DE FRACCIONAMIENTO............. FRACCIONAMIENTO....................................... .................................................. ........................ 18 Tipos de Fraccionadores ............................................................... ................................................................................... .................... 18 Ejemplo 1: 1: Calculo molar molar en una torre torre despropanizadora. ............................. ............................. 21 5. PROCEDIMIENTO DE CÁLCULO Y DISEÑO DE TORRES DE FRACCIONAMIENTO....................................................................... .......................................................................................... .................... 23 Presión y temperatura. .................................................. ........................................................................... .................................... ........... 23 Relación de reflujo y número de etapas ................................................. ............................................................ ........... 25 Mínimo número de etapas ............................................. ....................................................................... .................................... .......... 26 Mínima relación de reflujo. ................................................. ........................................................................... ................................ ...... 28 Número de etapas ............................................................ ...................................................................................... ................................. ....... 30 Pasos para los cálculos de diseño de una torre fraccionadora. ......................... ......................... 32 Ejemplo 2: Cálculos de diseño de d e torre fraccionadora. ...................................... ...................................... 33 Diámetro de una torre empacada. empacada . ......................................... ................................................................... .............................. 44 6. CÁLCULO DEL DIÁMETRO DE LAS TORRES DE FRACCIONAMIENTO .. 55 Método del Factor C ..................................................... ............................................................................... ..................................... ........... 55 Método del Nomograma ............................................................ .................................................................................... ........................ 56 Método Detallado ............................ ...................................................... ................................................... ......................................... ................ 58
7. TIPOS DE COLUMNAS DE PLATOS ............................................................ 71
LISTA DE FIGURAS FIGURA 1: COMPONENTES DEL GAS NATURAL ANTES DE SER PROCESADO 9 FIGURA 2: DIAGRAMA ESQUEMÁTICO DEL FRACCIONAMIENTO. 11 FIGURA 3: GRÁFICA DE CURVAS DE EQUILIBRIO VAPOR – LÍQUIDO PARA EL ETANO. 13 FIGURA 4: MODELO BÁSICO DE FRACCIONAMIENTO. 14 FIGURA 5: TREN DE FRACCIONAMIENTO 19 FIGURA 6: ESQUEMA DE DISEÑO DE FRACCIONADORES. 23 FIGURA 7: CONSIDERACIONES PARA EL CALCULO DE PRESIÓN DE OPERACIÓN. 24 FIGURA 8: RELACIÓN ENTRE LA RELACIÓN DE REFLUJO Y EL NUMERO DE ETAPAS. 26 FIGURA 9: CORRELACIÓN DE ERBAR Y MADOXX QUE RELACIONA EL REFLUJO Y EL NUMERO DE ETAPAS. 30 FIGURA 10: CURVAS DE CONSTANTES DE EQUILIBRIO PARA EL PROPANO. 35 FIGURA 11: CORRELACIÓN DE ECKERT (1970) PARA LA CAÍDA DE PRESIÓN PARA UNA COLUMNA EMPACADA. 44
LISTA DE TABLAS TABLA 1: EJEMPLO DE MOLES/HORA OBTENIDOS EN EL TREN DE FRACCIONAMIENTO. TABLA 2: MOLES DE ALIMENTACIÓN A LA TORRE DEPROPANIZADORA. TABLA 3: BALANCE GENERAL EN TOPE Y FONDO DE LA TORRE DEPROPANIZADORA. TABLA 4: COMPOSICIÓN DE LA CORRIENTE DE ENTRADA A UNA TORRE DESPROPANIZADORA. TABLA 5: BALANCE MOLAR GENERAL EN LA TORRE DESPROPANIZADORA. TABLA 6: CONSTANTES DE EQUILIBRIO PARA CADA COMPONENTE A LA PRESIÓN Y TEMPERATURA ESPECIFICADAS EN EL TOPE DE LA TORRE. TABLA 7: CONSTANTES DE EQUILIBRIO PARA CADA COMPONENTE A LA PRESIÓN Y TEMPERATURA ESPECIFICADA EN EL FONDO DE LA TORRE. TABLA 8: PORCENTAJE EN MOL DE LOS PRODUCTOS CALVE LIVIANO Y CLAVE PESADO EN EL TOPE DE LA TORRE. TABLA 9: PORCENTAJE EN MOL DE LOS PRODUCTOS CALVE LIVIANO Y CLAVE PESADO EN EL FONDO DE LA TORRE. TABLA 10: CANTIDAD DE MOLES DE LOS PRODUCTOS CLAVE PESADO Y CLAVE LIVIANO QUE SALEN DE LA TORRE. TABLA 11: CALCULO DEL VALOR DE TABLA 12: CALCULO DE LA MÍNIMA RELACIÓN DE REFLUJO. TABLA 13: FACTOR DE EMPAQUETAMIENTO (FP) (TORRES EMPACADAS)
20 21 22 33 34 34 35 36 37 38 40 40 45
INTRODUCCION La destilación y fraccionamiento de hidrocarburos consume una gran cantidad de energía y genera una considerable cantidad de desechos. Sin embargo a través de procesos termodinámicos mejorados, reducciones significativas en el consumo de energía y la generación de desechos se pueden lograr. La destilación fraccionada del petróleo es la primera etapa de operación en prácticamente todas las refinerías, donde las fracciones del crudo son separadas en torres atmosféricas, de vacío y estabilizadoras. El fraccionamiento es una operación de la unidad utilizada para separar mezclas en productos individuales. Fraccionamiento de los componentes se separan por la volatilidad relativa (α). La dificultad de una separación está directamente relacionada con la volatilidad relativa de los componentes y la pureza requerida de las corrientes de producto. Los líquidos del gas natural licuado están constituidos por diferentes componentes los cuales se separan en fracciones o compuestos debido a su volatilidad relativa, a este proceso se le conoce como fraccionamiento. Al proceso realizado que hace posible el fraccionamiento de los compuestos se le llama destilación. Según la GPSA cuando el gas de producción (endulzado, deshidratado, desmetanizado) que posea un 1.3 % de mol, puede ser desde el punto de vista económico viable para recuperar gases licuados del petróleo. Este trabajo se basara en el conocimiento del proceso de fraccionamiento en cuanto a los diferentes cálculos y procesos físicos para la recuperación de compuestos según volatilidad con respecto a los demás componentes de la mezcla, para el mejor aprovechamiento y uso del gas.
OBJETIVOS Objetivo General
Conocer el proceso de fraccionamiento del GNL en cuanto al aprovechamiento de sus componentes debido a su volatilidad de los mismos.
Objetivos Específicos
Definir conceptos para el entendimiento físico del proceso de fraccionamiento del GNL. Explicar las diferentes etapas que conforman el proceso de fraccionamiento. Reconocer los componentes y producidos al realizar dicho proceso. Identificar los tipos de fraccionadores y sus componentes en cuanto a determinadas condiciones de uso. Realizar un diseño general de un proceso de fraccionamiento en cuanto a conceptos básicos del funcionamiento del mismo.
1. GENERALIDADES El procesamiento del gas son los procesos industriales que transforman el gas natural extraído del subsuelo en: • Gas Seco o Gas Natural Comercial GN • Gas Licuado de Petróleo GLP
El gas natural es una mezcla de hidrocarburos simples compuesta principalmente de metano (CH4) y otros hidrocarburos más pesados; además también puede contener trazas de nitrógeno, bióxido de carbono, ácido sulfhídrico y agua.
Figura 1: Componentes del gas natural antes de ser procesado
Fuente: http://www.energia.gob.mx/res/403/Elaboraci%C3%B3n%20de% 20Gas.pdf
El GNL es procesado transportarse en forma líquida, este proceso denominado licuefacción consiste en someter el gas a temperaturas bajas y presiones altas
produciendo con esto un líquido. A menudo una planta de licuefacción comienza con una o dos unidades de proceso (llamados trenes). Una vez que estos trenes tienen éxito, técnica y comercialmente, se agregan más trenes a un costo marginal más bajo, siempre que los recursos gasíferos a los que tiene acceso la planta sean suficientes. Después de la licuefacción, el gas es transportado en barcos especialmente diseñados. En el punto de destino el líquido es calentado para volverlo a un estado gaseoso en una terminal de regasificación.
Si bien, se pueden encontrar reservas de gas natural en todos los continentes, éstas se encuentran distribuidas en forma irregular. Los enormes campos gasíferos que contienen dos terceras partes (66.7%) de las reservas de gas natural en todo el mundo se encuentran en los países de Oriente Medio y Rusia. El gas natural está ganando importancia rápidamente en el mercado energético global, convirtiéndose en un combustible de usos diversificados, principalmente porque su combustión es eficiente y limpia, lo cual se ha generado un incremento en los ritmos de producción para satisfacer la demanda, incluso acelerando la incorporación de reservas en distintos países por el crecimiento de la extracción.
2. FRACCIONAMIENTO Los líquidos la ser recuperados del gas natural (LGN), forman una mezcla multicomponente la cual se separa en fracciones de compuestos individuales o mezclados, mediante una operación de fraccionamiento. Se le llama destilación al proceso median el cual se logra realizar la operación de fraccionamiento.
Descripción del proceso Figura 2: Diagrama esquemático del fraccionamiento.
Fuente: Fig 19-2, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-2.
Es uno de los métodos más económicos para el método más económico para separar una mezcla en sus componentes individuales. La separación es fácil se la volatilidad relativa de los componentes clave liviano y clave pesado es
substancialmente mayor que uno. El producto de fondo de una columna es el alimento a la próxima columna, donde se puede operar a una presión menor pero a temperatura mayor. El numero de platos y del empaque depende de la volatilidad relativa, entre más baja sea la volatilidad relativa, la altura de la columna será mayor. El líquido se introduce al rehervidor para producir vapores de despojo, en donde sube generando un contacto con el líquido bajante. El vapor que sale por el tope de la columna entra a un condensador donde se remueve por algún medio de enfriamiento, el liquido se retorna a la columna de fraccionamiento para eliminar limitar perdidas del componente pesado. Los platos internos o empaques promueven el contacto entre líquido y vapor, este contacto íntimo entre vapor y líquido se requiere para que la separación sea más eficiente. El vapor que entra en contacto en cada etapa se va enfriando lo cual ocurre un poco de condensación en los componentes pesados. A su vez la fase liquida se calienta, resultando alguna vaporización de los componentes livianos dentro del liquido, el cual la fase liquido se volverá producto fondo, donde solo existirán componentes pesados y los productos de cima cada vez se volverán más puros en cuanto a su composición.
Principio de la Destilación La destilación se basa en la volatilidad relativa de los compuestos a ser separados, donde la separación ocurre hasta que un componente se calienta llegando a la fase vapor y los otros componentes siguen en fase liquida. Cuando la mezcla posee más de dos componentes (multicomponentes), en la separación se seleccionan dos componentes denominados claves, por ejemplo etano y propano. Se aplica calor a esta mezcla hasta que el etano y compuestos más volátiles se evaporen, donde a las mismas condiciones de operación (presión y temperatura) compuestos como el propano permanecen en fase liquida. Entre mayor sea la relación de volatilidad relativa entre los compuestos denominados claves, será más fácil efectuar el proceso de fraccionamiento. Por lo tanto se necesita que haya un diferencia en los puntos de ebullición de los componentes para que se pueda utilizar la destilación como proceso de fraccionamiento, los compuestos deben ser térmicamente estable a la misma presión de operación.
El componente más pesado que se vaporiza se le denomina clave pesado, y el componente más liviano que permanece en la fase liquida se le denomina clave liviano. Figura 3: gráfica de curvas de equilibrio vapor – líquido para el etano.
Fuente: K-DATA CHARTS, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 25-13.
En la destilación, los cálculos se ejecutan usando etapas teóricas de equilibrio. Una columna de fraccionamiento puede ser considerada como una serie de vaporaciones flash son dos corrientes de alimento y dos de producto. El vapor entra viene de la corriente inferior a alta temperatura y el liquido viene de la parte superior a baja temperatura. La composición de estas fases están consideradas con la constante de equilibrio como:
Donde:
Ki: Constante de equilibrio Xi: fracción molar del componente i en la fase liquida. YI: Fracción molar del componente i en la fase vapor.
Figura 4: modelo básico de fraccionamiento.
Fuente: Fig 19-3, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-3.
En la figura 4, se observa la relación de flujo entre los componentes vapor y líquido y las rutas por donde ascienden y descienden respectivamente. En cada plato de la torre de fraccionamiento ocurre un equilibrio termodinámico, esto se refiere a un equilibrio térmico, químico y mecánico. Esto se refiere a que los
cálculos basados en transferencia de masa y energía están relacionados con los cálculos de dicha suposición. El valor K es una medida de la tendencia del componente i a vaporizarse. Si el valor K es alto, el componente tiende a concentrarse en el vapor; si es bajo, tiende a concentrarse en el liquido. Si el valor K es la unidad, el componente se dividirá igualmente entre el vapor y el liquido. El valor K es una función de la temperatura, presión y composición. En el equilibrio, si se fijan dos de estas tres variables, se fija la tercera. Entonces el valor K puede considerarse como una función de la presión y composición, o temperatura y composición (o temperatura y presión). En esta etapa, de cada plato, ocurre un equilibrio termodinámico, en el cual ahí traspaso de energía, las velocidades son constantes, y las fuerzas son iguales a 0. Allí la trasferencia de masa y energía están relacionadas con la propiedad llamada volatilidad relativa.
Volatilidad Relativa Convencionalmente, la volatilidad relativa es definida como la razón de los valores K del componente más volátil al menos volátil, por lo cual la volatilidad relativa siempre será mayor o igual a la unidad.
La destilación es una técnica de separar componentes de acuerdo a su volatilidad relativa, la cual es una medida de la facilidad de separación y está dada por la razón entre la tendencia a vaporizar de dos componentes. Si la volatilidad relativa es alta, un componente tiene una tendencia mucho mayor a vaporizar (es más volátil) que el otro, y será fácil separarlos uno del otro mediante la vaporización de uno (destilación). De otro lado cuando la tendencia a vaporizar de los componentes es similar, la volatilidad relativa se acercará a la unidad y será difícil separar los componentes por destilación. Si la volatilidad relativa es la unidad, cada componente es tan volátil como el otro, y no pueden separarse por destilación.
La volatilidad de los componentes solamente se expresa como volatilidad relativa a. Esta variable está definida como la relación de las constantes de equilibrio de los compuestos claves liviano y pesado así:
: Representa el factor de separación : Constante de Equilibrio : Clave livianos (light key) : Clave pesados (heavy key)
Para sistemas de hidrocarburo en dos fases, compuestos que están en una fase estarán también presentes en la otra fase, en proporción al valor de su constante de equilibrio K. Por lo tamo, es necesario tener muchas etapas de contacto gas/líquido, para provocar una concentración gradual de los componentes livianos en la fase gaseosa, y los componentes pesados en la fase líquida. Esto requiere que la columna de destilación tenga muchas etapas de separación, que se agregue calor al fondo de la columna para suministrar la energía de despojo, y que se aplique condensación en la cima para licuar los componentes que se retornan a la cima de la torre como reflujo.
Grado de separación o pureza Este valor tiene un impacto directo en cuanto a la prestación óptima de separación como al mismo tamaño de la torre, la alta pureza requiere más platos, más reflujo, mayor diámetro y reducida cantidad de producto. Una medida cuantitativa de la dificultad para una separación es el factor de separación Sf definido como:
( )( )
XD: Fracción molar del componente en el producto de destilado. XB: Fracción molar del componente en el producto de fondo. LK: componente clave liviano
Hk: componente clave pesado. A la mayoría de estos problemas de separación este factor está entre el rango de 500 a 2000. Sin embargo, para separaciones muy puras este valor puede llegar a 10000. El número de platos aproximadamente será el logaritmo del factor de separación para un determinado sistema.
3. TORRES DE FRACCIONAMIENTO Las torres de fraccionamiento son cilindros verticales, altos y de gran diámetro. Donde configuran el contorno de la refinería. Cada una de las torres se encarga de retirarle una porción a la cadena de hidrocarburos. En el caso del gas ocurre lo mismo pero en este caso se trata de la separación de los integrantes más livianos de la cadena de hidrocarburos. El diseño de la torre de fraccionamiento comienza con la indagatoria del fluido de fondo, de la composición y conocimiento que se tiene del gas a tratar, una vez que se sepa la composición y la producción esté garantizada se puede empezar el análisis de diseño. La torre tiene una presión estable en toda la longitud, la única diferencia que hay entre el tope y el fondo es debido al peso propio de los fluidos. En cambio la temperatura del tope es mucho más baja que la del fondo de la torre.
Tipos de Fraccionadores El tipo de torre fraccionadora depende del producto que se necesita obtener y del producto de alimentación disponible. Los típicos equipos de fraccionamiento son para obtener los siguientes productos:
Etano
Mezcla de etano –propano
Propano comercial.
Butano
Butano y gasolinas
Gasolinas naturales
Mezclas de gases con especificaciones determinadas
El número y tipo de fraccionadores depende del número de productos a ser producidos y la composición de la alimentación.
Figura 5: Tren de Fraccionamiento
Fuente: Fig 19-4, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-3.
Proceso Para describir el proceso de fraccionamiento de este tren asumimos que el producto de ingreso contiene una alta cantidad de etano y por lo tanto será tratado en una columna deetanizadora. Esta columna estará diseñada para operar con 425 psia. El proceso descripto, evita la elevación de la temperatura en el fondo a 240 ºF y el acondicionamiento a 95 ºF en el tope de la torre para el reflujo. Bajo tales condiciones el etano saldrá por la parte superior de la torre hacia un circuito de gas combustible o planta de procesamiento de otros derivados y por la parte inferior se obtendrán los más pesados, como el propano y superiores. En la segunda etapa del tren de proceso, mediante el mismo sistema y bajo 313
psia de presión, con 135º F de temperatura de reflujo y 280 ºF para el proceso del líquido en el fondo, se obtendrá el propano por la parte superior de la torre y los componentes más pesados , ingresarán en la tercer torre.
La tercera etapa opera a 100 psia para obtener un reflujo de 135º F y un
acondicionamiento en el fondo a 250 ºF. De esta forma se recuperará por la parte superior el butano y por la inferior se obtendrá gasolina natural estabilizada.
Tabla 1: Ejemplo de Moles/hora obtenidos en el tren de fraccionamiento.
Fuente: Fig 19-4, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-3.
Ejemplo 1: Cálculo molar en una torre despropanizadora. Para la corriente de alimentación dada, estimar las composiciones si se desea: 98% del C3 de la corriente de alimentación y 1% de iC4 en la corriente de tope.
Tabla 2: Moles de alimentación a la torre depropanizadora.
Fuente: autor.
SOLUCIÓN: Para el propano (livianos)
Para el etano.
Para C4 en cabeza tiene el 1% de contenido, por lo tanto entre haber el 99% de la corriente.
y
debe
Los componentes más pesados que el deben salir en el producto de fondo, al igual que el que no alcanzo a salir en el tope, mientras que el si sale todo en la corriente de tope.
Tabla 3: Balance general en tope y fondo de la torre depropanizadora.
Fuente: Autor.
4. PROCEDIMIENTO DE CÁLCULO Y DISEÑO DE TORRES DE FRACCIONAMIENTO. Figura 6: esquema de diseño de fraccionadores.
Fuente: Autor.
Presión y temperatura. Antes de hacer cualquier cálculo en un problema de fraccionamiento, se debe determinar la presión de operación de la torre. Una de las consideraciones primarias, es el medio de enfriamiento disponible para el condensador de reflujo. El producto de cima estará a las condiciones del punto de burbuja, para un producto liquido o del punto de roció de un producto vapor. La presión para cualquiera de estos puntos, se fija por la separación deseada de un componente y la temperatura del medio de enfriamiento. Típicamente los medios de enfriamiento usados son aire, agua y un refrigerante. El enfriamiento con aire normalmente es el menos costoso. Un diseño práctico limita el proceso a 20 °F de aproximación con la temperatura ambiente en verano.
Esto resulta en una temperatura de procesos entre 115 y 125 °F en la mayoría de los lugares. Con agua de enfriamiento se puede conseguir temperaturas del proceso entre 95 y 105 °F. Para temperaturas por debajo de 95 °F se requiere refrigeración mecánica, la cual es el medio de enfriamiento más costoso. Generalmente es deseable operar a la presión más baja posible para minimizar la volatilidad relativa entre los componentes claves de separación. Sin embargo, en la medida que se reduzca presión se requiere el cambio a un medio de enfriamiento más costoso, lo cual no es una opción deseable.
Figura 7: consideraciones para el calculo de presión de operación.
Aire
Temperaturas de 115-125°F Medio de enfriamiento disponible para el condensador
Consideraciones para el cálculo de la presión de operación
Agua Temperaturas de
95-105°F Refrigerantes (refrigeración mecánica) Temperatura< 95°F
Volatilidad relativa entre los componentes claves de separación
Menor presiónmaximiza la volatilidad relativa Menor presiónaumento en costo
Costos y eficiencia de operación
Presiones muy elevadasmenor eficiencia de proceso
Fuente: Fraccionamiento, seminario de Ingeniería de gas, I-2011.
En algunos casos el producto de tope de una columna debe ser comprimido, en este caso una presión de operación alta es deseable para reducir la potencia de compresión. Otros puntos que se deben tener en cuenta en la selección de presión por ejemplo, el hecho de que si la presión de operación es muy alta, la temperatura critica del producto de fondo se puede superarse y la separación deseada no se alcanza. A manera de guía, mantener la temperatura de fondo en 50°F por debajo de la temperatura crítica favorece La separación. Adicionalmente, la presión no puede exceder la presión crítica del producto de cima deseado. La selección de un condensador parcial o total se fija según sea el producto de tope requerido. Para un producto líquido se utiliza un condensador total y para un producto vapor se utiliza un condensador parcial. Sin embargo, un producto final líquido puede ser producido en una torre como vapor y posteriormente ser enfriado o comprimido para producir el líquido deseado. Hay casos inclusive en los cuales la licuefacción aguas abajo es más económica. En muchos casos, el sistema de fraccionamiento con un condensador parcial es más económico y debe compararse contra el costo adicional de los equipos aguas abajo. Antes de cualquier comparación económica, el diseño de la columna debe hacerse para ambos tipos de condensador, con varias relaciones de reflujo y varias presiones de operación.
Relación de reflujo y número de etapas El diseño de una columna de fraccionamiento es un problema de balance entre el costo de inversión y el costo de energía. Los parámetros primarios son el número de etapas y la relación de relujo. La relación de relujo se puede definir de varias formas; en muchos cálculos, la relación de reflujo está definida como la relación de la rata molar de relujo líquido dividida por la rata molar de producto neto de cima. El duty del rehervidor es una función directa de la relación de reflujo, mientras se mantiene en la columna de fraccionamiento un balance total de materia y calor para una separación dada.
Una columna de fraccionamiento puede producir solamente una separación deseada entre los límites de relujo mínimo y el mínimo número de etapas. Para mínimo relujo se requiere un número infinito de etapas. Para reflujo total, se requiere un mínimo número de etapas.
Figura 8: Relación entre la relación de reflujo y el numero de etapas.
Fuente:Fig 19-5, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-4.
Ninguna de estas dos situaciones representa la operación real, pero son los extremos de la configuración de diseño posible. Para calcular ambos casos se han desarrollado métodos rigurosos; sin embargo, se requiere una solución por computador para ejecutar cálculos plato a plato. Para iniciar un diseño detallado, se hacen estimativos de la relación mínima de reflujo y el mínimo número de platos, usando métodos simples de análisis de componentes binarios claves.
Mínimo número de etapas El número mínimo de etapas puede ser calculado para la mayoría de los sistemas multicomponentes por la ecuación de Fenske.
Donde:
= Volatilidad relativa promedio
= Numero de etapas mínimo.
= Factor de separación.
en esta ecuación incluye un rehervidor parcial y un condensador parcial si ellos se usan.
La es la volatilidad relativa promedio ( en la columna para los componentes claves en la separación. El promedio más comúnmente usado es el aritmético.
= Volatilidad relativa promedio
= Volatilidad relativa en el tope de la torre. = Volatilidad relativa en el fondo de la torre.
Si la volatilidad varía ampliamente, se usa la aproximación de Winn en la cual se modifica la volatilidad.
Donde:
=Factor de Volatilidad.
= Exponente obtenido de graficas de la constante de equilibrio sobre los rangos de interés.
El mínimo número de etapas se calcula con la siguiente expresión:
og
= Numero de etapas mínimo. =Factor de Volatilidad.
= Exponente obtenido de graficas de la constante de equilibrio sobre los rangos de interés.
: Fracción molar del líquido, Moles/Tiempo : Tasa de productos de fondo, Moles/Tiempo : Tasa de productos destilados, Moles/Tiempo
: Componentes livianos (light key) : Componentes pesados (heavy key)
El mínimo número de platos incluye el condensador parcial y el rehervido parcial si ellos se usan.
Mínima relación de reflujo. El método de Undenvood es el más usado para calcular la mínima relación de reflujo. Se asumen constantes la volatilidad relativa y la relación molar líquido/vapor. El primer paso es evaluar e por prueba y error
∑
= Moles de líquido saturado en el alimento por mol de alimento.
= Parámetro de ajuste de la ecuación. = Masa de entrada mol/tiempo.
= Volatilidad relativa del componente i respeto al componente más pesado de la mezcla.
Donde:
= Representa el factor de separación = Constante de Equilibrio
= Cada uno de los componentes de la mezcla. = Componente más pesado de la mezcla.
Luego de calcular el valor de de reflujo así:
por ensayo y error , se calcula la mínima relación
( ) ∑
Parámetro de ajuste de la ecuación.
Tasa de reflujo liquido, mol/Tiempo Mínima relación de reflujo.
Tasa de productos destilados, Moles/Tiempo
Número de etapas
El número de etapas teóricas requeridas para una separación dada a una relación de relujo entre el mínimo y el reflujo total, se puede determinar por relaciones empíricas. Erbar y Maddox hicieron una extensa investigación de cálculos de fraccionamiento plato a plato y desarrollaron la correlación de la siguiente figura: Figura 9: Correlación de Erbar y Madoxx que relaciona el reflujo y el numero de etapas.
Fuente: Fig 19-7, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-7.
Esta correlación relaciona la razón mínimo número de etapas a etapas teóricas (Sm/S), con la mínima relación de reflujo (R m) y la relación de relujo de operación (R).
() ()()
( )() La figura 9 se puede usar para determinar el reflujo de operación para un número dado de etapas teóricas, entrando a la figura con el valor de S m /S, moviéndose hacia arriba hasta la línea que representa el valor de R m /(Rm+l)=(L o /Vi)m y se lee sobre las ordenadas a la izquierda, un valor de R/(R+l)=Lo/Vi. La relación de relujo óptima de operación se encuentra cerca a la mínima relación de relujo. Valores de 1.2 a 1.3 veces el mínimo son comunes. Luego para una R dada se puede determinar el valor de S en la Figura 9.
Generalmente,
() ()() Esta correlación se generó sobre la base que el alimento está en su punto de burbuja. Si el alimento está entre el punto de burbuja y el punto de rocío, el relujo de operación debe corregirse. Erbar y Maddox propusieron la siguiente relación para ajustar la rata de vapor del plato de cima, para un alimento que no esté en su punto de burbuja:
[ ]
=Tasa de reflujo liquido, mol/Tiempo.
= Flujo de vapor en la sección de rectificación a condiciones distintas al punto de burbuja, Mol/Tiempo. = Flujo de vapor en la sección de rectificación en el punto de burbuja, Mol/Tiempo. Duty del condensador, BUT/hr.
Tasa de productos destilados, Moles/Tiempo.
= Masa de entrada mol/tiempo. Entalpia de la Corriente vaporizada de alimentación, BTU/Lb. Entalpia de la Corriente de alimentación en punto de burbuja, BTU/Lb.
La rata de reflujo se ajusta posteriormente por el balance de materia así:
=Tasa de reflujo liquido, mol/Tiempo
Tasa de productos destilados, Moles/Tiempo.
Tasa de vapor que sale del palto de tope, Moles/Tiempo.
Pasos para los cálculos de diseño de una torre fraccionadora. 1. Establecer la composición del alimento, la rata de lujo, la temperatura y la presión. 2. Hacer una partición de los productos en la columna y establecer la temperatura y la presión. Con la presión de la columna calcular la temperatura del rehervidor.
3. Calcular el mínimo número de etapas teóricas con la ecuación de Fenske. 4. Calcular la mínima relación de reflujo por el método de Underwood. 5. Obtener la relación etapas teóricas / reflujo de operación de la figura 9. 6. Ajustar el reflujo real para vaporización del alimento si es necesario
Ejemplo 2: Cálculos de diseño de torre fraccionadora. Una corriente de. 291,000 gal/d en su punto de burbuja, se alimenta a una torre de fraccionamiento con la composición molar que se indica a continuación:
Tabla 4: Composición de la corriente de e ntrada a una torre despropanizadora.
COMPOSICIÓN DE LA CORREINTE DE ENTRADA
Mol %
Moles/hr
C2
2,07
21,5
C3
48,67
505,6
iC4
10,11
105
nC4
24,08
250,1
iC5
5,41
56,2
nC5
4,81
50
C6
4,85
50,4
TOTAL
100
1038,8
Fuente: Autor.
Determinar: a) El mínimo de platos requeridos. b) La relación de reflujo mínima. c) El numero de platos teóricos a 1,3 veces la mínima relación de flujo.
Realizando el mismo procedimiento presentado en el ejemplo anterior se obtiene la siguiente tabla de balance general. SOLUCIÓN: a) El mínimo de platos requeridos. Tabla 5: Balance molar general en l a torre despropanizadora.
Fuente: Autor.
Se determinan las constantes de equilibrio liquido vapor (k) de acuerdo a la presión y temperatura en las graficas de la sección 25 del libro GPSA.
Tabla 6: constantes de equilibrio para cada componente a la presión y temperatura especificadas en el tope de la torre.
Fuente: Autor.
Tabla 7: constantes de equilibrio para cada componente a la presión y temperatura especificada en el fondo de la torre.
Fuente: Autor.
Figura 10: curvas de constantes de equilibrio para el propano.
Fuente: GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004. PAG 25-15.
Se determina la volatilidad relativa promedio de los componentes clave liviano y clave pesado.
Con el valor de la volatilidad relativa de los componentes clave y las composiciones de los componentes a la salida tanto en el tope como en el fondo se determina el factor de separación de la mezcla.
( ) ( )
Tabla 8: Porcentaje en mol de los productos calve liviano y clave pesado en el tope de la torre.
Productos de tope Componente
%Mol
%Mol
C3
94,88
1,96
iC4
1,00
19,31
Fuente: Autor.
() () |
Productos de fondo
Ahora se determinara el mínimo número de platos teóricos por el método de winn.
Tabla 9: Porcentaje en mol de los l os productos calve liviano y clave pesado en el fondo de la torre.
TOPE Presión=280 Psia FONDO Presión=280 Psia Temperatura=12 Temper atura=1200 °F °F
Temperatura=25 Temper atura=2500 °F °F
Componente
K
C3
2,3
0,93
iC4
0,45
1,4
Fuente: Autor.
(Condensador)
(Re-hervidor)
*(1)
*(2)
Divido la ecuación *(1) en la ecuación *(2) y obtengo el valor de b.
Luego el valor de b es remplazado en cualquiera de las dos ecuaciones anteriores y se determina el valor para . Finalmente se halla el número de platos mínimo.
og
Tabla 10: Cantidad de moles de los l os productos clave pesado y clave liviano que salen de la torre.
Porcentajes de alimentación Productos de tope Productos en fondo Componente
Moles
Moles
C3
495,49
10,11
iC4
5,22
99,78
TOTAL
522,21
516,59
Fuente: Autor.
og
Una vez calculado el mínimo número de platos se determina la mínima relación de reflujo.
b) La relación relación de reflujo mínima.
Se realiza el proceso iterativo para determinar el valor de θ, que en este caso es de 15,975, partiendo de los valores de .
Sección 25 Libro GPSA. Se determinan los valores de las constantes de equilibrio para cada uno de los componentes de la mezcla a una temperatura de alimento y a presión de 280 Psi y se registran en una tabla para hallar el valor de .
Figura 10: curvas de constantes de equilibrio para el propano.
Fuente: GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004. PAG 25-15.
Se realiza el proceso iterativo para determinar el valor de θ, que en este caso es de 15,975, partiendo de los valores de .
∑
Se debe tener como punto de inicio que el valor de relativas del C3 y C4 en la siguiente tabla. 13,83
Tabla 11: calculo del valor de
oscila entre las volatilidades
Fuente: autor.
Con el valor de se determina la mínima relación de reflujo.
( ) ∑ Tabla 12: calculo de la mínima relación de reflujo.
Fuente: Autor.
()
c) El numero de platos teóricos a 1,3 veces la mínima relación de flujo. Se determinan los valores de
y de con los cuales se entra a la grafica de
Erbar y Madoxx para determinar el número de platos teóricos.
Figura 9: Correlación de Erbar y Madoxx que relaciona el reflujo y el numero de etapas.
Fuente: Figura 19-7, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag 19-7.
()
Como se puede observar en la grafica, el valor de (Sm/S) es de 0,54. Y con el valor mínimo de platos determinado anteriormente se determina el número de platos teóricos.
Diámetro de una torre empacada. Existe un primer método grafico desarrollado por Eckert (1970) donde se determinan parámetros de densidades, viscosidades, carga de vapor y de líquido de acuerdo a la caída de presión por pie de empaque.
Figura 11: Correlación de Eckert (1970) para la caída de presión para una columna empacada.
Figura 19-26, Packed Column Pressure Drop Correlation, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Las torres empacadas usan distintos tipos de empaque los cuales tienen un factor de empaquetamiento determinado, en este caso lo podemos observar en la tabla 13.
Tabla 13: Factor de empaquetamiento (Fp) (Torres empacadas)
Figura 19-25 Packing factors (F) (Dumped Packing), GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
NOTA: Fp de la tabla son valores promedio, Fp=f(carga); Los vendedores dan correlaciones especificas para determinar el Fp.
El valor del eje x se puede expresar de dos formas, por lo tanto se puede determinar mediante el cálculo del flujo másico del líquido y del vapor y sus respectivas densidades:
El flujo másico del líquido depende del caudal de líquido y la densidad de este; de la misma forma se determina el flujo másico del vapor.
Donde:
= Flujo másico (Lb/hr).
= Caudal (GPM).
= Densidad (Lb/ft3).
= componente en fase liquido. = componente en fase de vapor.
Con la caída de presión por cada pie de empaque se determina el valor leído en la grafica.
Carga de liquido en la torre, Lb/(ft 2.s) Carga de vapor en la torre, Lb/(ft 2.s)
Viscosidad del líquido, cp.
Factor de empaquetamiento, Adimensional. Densidad del liquido, vapor y agua respectivamente, Lb/ft3
Se determina el valor de G p de acuerdo a la siguiente ecuación.
El área de la sección transversal de la torre corresponde a la relación que existe entre el caudal de gas a la entrada y la velocidad del mismo.
Area tranversal de la torre, ft 2
= caudal de gas (GPM) = Diámetro de la torre empacada.
Con el área obtenida se determina el diámetro de la torre empacada.
Eq 19-11
=Coeficiente basado en el espaciamiento entre bandejas y la tensión superficial del líquido. = Densidad del líquido = Densidad del vapor
Eq 19-12
= Diámetro de la torre, ft. = Caudal de vapor, ft3 /hr = Máxima velocidad de la correlación, ft/hr.
Eq 19-13
= Carga de vapor Vapor ft3 /s. = Corriente de vapor, ft3 /s.
.
Eq 19-14
Eq 19-15
= Factor de capacidad de Vapor corregido ft/seg
=Factor de capacidad de Vapor, sin corregir ft/seg
Eq 19-16
= Longitud de la trayectoria del flujo, ft.
= Diámetro de la torre, ft. =Numero de pasos en la bandeja.
19-17
] [
= Área activa de la bandeja, ft 2.
= Factor de capacidad de Vapor corregido ft/s
= Longitud de la trayectoria del flujo, ft.
= Factor de inundación.
19-18
Si ADM es menor que el 11% de AAM, usamos el 11% de AAM o el doble del valor obtenido para ADM.
= Área de la bandeja ocupada por el Downcomer, ft2. = Tasa o Corriente de entrada a la torre gal/min. = Velocidad en el Downcomer corregida.
= Factor de inundación.
Eq 19-19
= sección del área transversal de la torre, ft 2. = Área activa de la bandeja, ft 2. = Área de la bandeja ocupada por el Downcomer.
Eq 19-20
= sección del área transversal de la torre, ft 2. = Corriente de vapor, ft3 /s.
= Factor de capacidad de Vapor corregido ft/s
= Factor de inundación.
Eq 19-21
= Diámetro de la torre, ft.
√
= sección del área transversal de la torre, ft 2.
Eficiencia de la bandeja. Ecuación 19-22
Ecuación 19-23
Ecuación 19-24
Ecuación 19-25
Ecuación 19-26
∫ ∫ Ecuación 19-27
og( )
Cálculo de la Eficiencia del Plato Todo el comportamiento del diseño de las torres se basa en platos teóricos. Un plato actual no logra el equilibro debido a las limitaciones del tiempo de contacto de vapor-líquido. En una columna actual más platos son requeridos para obtener la separación deseada. Ésta determinación es usualmente lograda por el uso de la definición de la eficiencia, así:
Eficiencia
Ésta correlación la desarrolló O’Connell (1946) y correlaciona la eficiecia de los
platos de fraccionadoras y absorbedoras. Para fraccionadoras, ésta correlación considera 38 sistemas de los cuales 27 perteneces a sistemas hidrocarburos. La correlación muestra la relación sobre toda la eficiencia de los platos y la volatilidad relativa computan un promedio a condiciones de la columna y la viscosidad del alimento como un promedio a condiciones de la columna.
= Factor para hallar la eficiencia del plato.
Figura #: Efecto de la volatilidad relativa y la viscosidad en la eficiencia de platos en la columna de fraccionamiento.
Fuente: Figura 19-18, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004, pag
Calcular el número de platos para el ejercicio 2 si la viscosidad de la corriente de alimentación es de 0,076 cp a 185 °F 185 °F es la temperatura promedio para la cual α promedio=1,854
=0,141
=80%
Figura 19-18, Effect of Relative Volatility and Viscosity on Plate Efficiency of Fractionating Column, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Un plato adicional por cada alimento y un plato adicional por cada intercambiador de calor lateral.
5. CÁLCULO DEL DIÁMETRO DE LAS TORRES DE FRACCIONAMIENTO Para hallar el diámetro apropiado de las torres de fraccionamiento, según la GPSA existen tres métodos que son de soporte en el cálculo de éste, pueden ser: Método del Factor C Método del Nomograma Método Detallado.
A continuación vamos a realizar el cálculo para los 2 primeros métodos, que son más fáciles de resolver en relación con el Método detallado (éste no va ser explicado).
Método del Factor C Éste método fue desarrollado por Soulders-Brown (1934) quienes utilizaron la ley de Stokes a través de la siguiente fórmula:
3
=Densidad del líquido. (Lb/ft ) 3
=Densidad del vapor. (Lb/ft ) = Factor de correlación de Soulders-Brown (ft/hr) = Velocidad máxima (ft/hr)
Diámetro de la columna (ft)
Las densidades son a presión y temperatura fluyente. Este método fue desarrollado para platos de cápsulas de burbujeo y da un diámetro conservativo en relación con otros tipos de platos.
Figura: Espaciamiento entre platos, pulgadas.
Figura 19-13, Souders-Brown Correlation for Approximate Tower Sizing GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Método del Nomograma Éste método fue desarrollado por las Inc Glitsch (1981 -82) más que todo para platos de válvula. Éste procedimiento inicia con el Nomograma, siendo una simple relación de la tasa de líquido (GPM) y a una definida como:
3
= Corriente de vapor (ft /s) 3
=Densidad del líquido. (Lb/ft ) 3
=Densidad del vapor. (Lb/ft )
3
= Carga de vapor Vapor (ft /s)
Diámetro de la columna (ft)
í
Figura 19-14, Valve Tray Diameter, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Método Detallado Éste es el método más exacto, y comienza con una resta entre las densidades de las dos fases
( )
Luego se va a la Fig. 19-16, @ espaciamiento entre platos hallo
Teniendo en cuenta que la densidad del vapor es mayor que 1,8 se debe usar la siguiente formula:
)
Figura: Velocidad de diseño del Down comer.
Figura 19-16, Down comer Design Velocity, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Figura 19-15, System Factors, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Con el Fig. 19-17.
( )
y la densidad del vapor se entra a la
Figura 19-17, Approximate Flood Capacity of Valve Trays, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004. Editada por los autores.
Se halla la FLP:
Donde:
= Longitud de la trayectoria del flujo (ft) =Numero de pasos en un plato. Diámetro de la columna (ft)
Se tiene en cuenta que tiene dos pasos.
es tomado del método del monograma y que el plato
Luego se halla el AAM:
[] 2
= Área activa del plato (ft ) = Factor de capacidad de Vapor corregido (ft/s) = Longitud de la trayectoria del flujo (ft) = Factor de inundación.
El Factor de inundación es comúnmente usado en 0,82 para más sistemas. Se procede a hallar el ADM:
2
= Área del plato ocupada por el Downcomer (ft .) = Tasa o Corriente de entrada a la torre (gal/min) = Velocidad en el Downcomer corregida )
gpmft
Si ADM es menor que el 11% de AAM, usamos el 11% de AAM o el doble del valor obtenido para ADM. Luego se halla el ATM:
2
= sección del área transversal de la torre (ft .) 2
= Área activa del plato (ft .) = Área del plato ocupada por el Downcomer. (ft
Ó también por:
2
.)
2
= sección del área transversal de la torre, ft . 3
= Corriente de vapor, ft /s. = Factor de capacidad de Vapor corregido ft/s = Factor de inundación.
: √ Determine el diámetro de un torre depropanizadora basado en la siguiente información:
3
Caudal de vapor
70418
ft /hr
Densidad del vapor
3,0
Lb/ft
Caudal de líquido
1190
ft /hr
3
3
Densidad del líquido Tensión liquido
superficial
del
Separación entre platos
28,8
gpm
3,3
Dina/cm
24
Pulgadas
1. Método del Factor C
) r h / t f (
n w o r B s r e d l u o S e d n ó i c a l e r r o c a l n e C r o t c a F -
430
3,3 dina/cm
24
Espaciamiento entre platos, pulgadas. Figura 19-13, Souders-Brown Correlation for Approximate Tower Sizing GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
1261 ft/hr
La
, luego se halla el
2. Método del Nomograma Se
halla
el
CFS
que
@ 1190 GPM y 6,67 ft3/s se obtiene un diámetro de:
′′ “ "
a) Para platos de un solo paso b) Para platos de dos paso s
el
es
Figure 19-14, Valve Tray Diameter, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
3. Método Detallado
Fig. 19-16, @ espaciamiento entre platos de 24” y
Se halla la velocidad del Downcomer no corregida
Figura 19-16, Downcomer Design Velocity, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Teniendo en cuenta que la densidad del vapor es mayor que 1,8 se debe usar la siguiente formula:
Con
=3,0
Para hallar la velocidad del Downcomer corregida
=
Se halla el a través de la Fig. 19-17 con la Densidad del vapor número de platos.
0,45
y el
Figura 19-17, Approximate Flood Capacity of Valve Trays, GPSA ENGINEERING DATA BOOK, 12th Edition, 2004
Ahora se halla el Factor de capacidad del vapor corregido a través del Factor de Capacidad del Vapor no corregido:
Teniendo en cuenta que =7’6” (7,5’) del método del monograma y que el plato tiene dos pasos.
Área activa del plato:
] [ ] [
El área del downcomer:
Se halla la sección del área transversal de la torre
Se debe tomar el mayor valor de ATM, en este caso corresponde a 49,4ft 2 Finalmente se halla el
:
√
Para un espaciamiento de bandeja distinto a 24” (TS) o para un factor de
inundación (FF) diferente, el % error puede variar considerablemente. Tipos de Columnas Empaquetadas
a) Empaques al azar: Éstos han pasado por diversas fases de desarrollo, así: Primera generación: Anillo Rashing y la silla de montar Berl Segunda generación: Anillo Pall y silla de montar Inalatox Tercera Generación: Anillo Pall y silla de montar Intalox.
El diámetro de la columna y la altura lleno de un derecho específico está directamente relacionada con el tamaño de empaquetado con independencia de empaque tipo. Los empaques al azar se suministran en los tamaños comunes siguientes:
5/8 " (16mm) 1 " (25 mm) 2 " (50 mm) 3 " (75mm) 1 ½ " (40 mm) 2 ½ " (60mm) 3 ½ " (90mm)
Cuanto mayor sea el tamaño del empaque más pequeño es el diámetro de la columna pero más grande la altura del lecho empacado. Para la mayoría de las aplicaciones de un óptimo entre el diámetro y la altura se consigue cuando los 1 ½ "y 2" tamaños se utilizan. Para pequeñas columnas, el tamaño de empaque debe ser siempre menor que la décima parte del diámetro de la columna para asegurar la calidad de la distribución no se ve afectada negativamente. Los materiales de los cuales los empaques pueden ser: • Metal:
Es muy robusto, sin restricciones de temperatura de funcionamiento. Suministramos el embalaje en diversos grados, como 410S acero inoxidable, serie 300, aceros inoxidables, aleaciones de cobre y mayores, por ejemplo, la aleación 904L, C276, aleación 400 y titanio. • De plástico:
En polipropileno (PPL), con su buena resistencia química y bajo costo lo hace una opción ideal para aplicaciones de absorción y stripping. La temperatura operativa máxima es de 120 º C. Para las temperaturas de servicio más altos tiene una gama de plásticos de carbono tales como flúor-PVDF y PTFE puede ser utilizado. Además mayoría de
los plásticos puede ser llenado con fibra de vidrio para aumentar la rigidez y densidad. • Cerámico:
Rara vez se utiliza hoy en día, excepto para sistemas muy especializados como la fabricación de ácido sulfúrico. • Carbono: Éstos (anillos Raschig) se suministran en varios tamaños.
Figura: Tipos de empaques usados en torres de empaques.
Fuente: Engineering Databook. GPSA. 19-16 and google imágenes.
b) Empaques estructurados: En ellos se logra una configuración geométrica específica. Estos tipos de empaque pueden ser de tipo malla tejida o camas fraccionada hechas de placas corrugadas Empaque estructurado han encontrado aplicación en aplicaciones de baja carga de líquidos, (como la deshidratación del glicol) que están por debajo de 20 gpm/ft2. También se han probado en fraccionadores con poco éxito. Numerosos casos de fallos de relleno estructurado se han experimentado en alta presión y / o líquidos de alta tasa de servicios.
Éstos empaques también tienen una baja caída de presión por etapa teórica. Esto puede ser importante en aplicaciones de baja presión, pero no para fraccionadores altas presiones de fraccionadores NGL.
Figura: Empaques estructurados usados en torres de fraccionamiento.
Fuente: http://www.traysrus.co.uk/structured-packing.php
c) Grid o mallas: Las grids o mallas son sistemáticamente empaques organizados que utilizan una estructura de red abierta. Estos tipos de empaques han encontrado aplicación en el funcionamiento en vacío y aplicaciones de baja caída de presión. El poco uso de estos tipos de empaques se ven en los servicios de alta presión. Figura: Grids o mallas empleados en torres de fraccionamiento.
Fuente: http://www.traysrus.co.uk/structured-packing.php
6. TIPOS DE COLUMNAS DE PLATOS En la Fig. se presenta un esbozo isométrico de dos platos en una columna de fraccionamiento con cápsulas de burbujeo. Las cápsulas de burbujeo, junto con los vertederos y el downcomer, mantienen un nivel de líquido en los platos. El líquido fluye a través del plato, dentro del downcomer, y a través del siguiente plato en la dirección opuesta. El vapor fluye hacia arriba a través de las cápsulas y por las ranuras se mezclan con el líquido. Figura:
Top Two trays of a Bubble-cap Column, Engineering Databook. GPSA. 19-16
TIPOS DE PLATOS:
a)
Están hechos de una placa plana perforada que permite el paso de vapor a través del líquido. Son la opción más económica cuando la requiero un plato bajo de cobertura. Ellos tienen mejores características de anti-incrustantes y menor caída de presión en relación con los platos de válvula o de cápsula de burbuja. Las perforaciones suelen ser 1/2 "de diámetro. Platos Perforados:
Aunque el plato perforado generalmente tiene mayor capacidad, su principal desventaja es que son susceptibles a "weeping" o "dumping" del líquido a través de los orificios en las bajas tasas de vapor y su capacidad de cobertura es limitada.
Fuente: http://www.traysrus.co.uk/fxvvalve-trays.php
Flow Through Vapor Passages, Engineering Databook. GPSA. 19-9 Pá
b) Platos de válvulas: Son populares debido a su bajo costo y tienen una mayor capacidad sobre los platos de cápsula de burbujeo para un diámetro de torre dado. El dibujo superior muestra una válvula de flotación libre para abrir y cerrar con diversos tipos de flujo de vapor. El muestra una válvula "enjaulada" que evita la pérdida de la válvula debido a la erosión de la bandeja. Varios otros diseños son comunes tales como el uso de varios discos y válvulas rectangulares. Válvulas de pesos surtidos también se han utilizado para aumentar la flexibilidad.
Fuente: http://www.traysrus.co.uk/fxv- valve-trays.php
Flow Through Vapor Passages, Engineering Databook. GPSA. 19-9, Pág 19-9
c) Platos de Cápsula de Burbujeo: Los platos de cápsula de burbujeo de cabeza son los más adecuados para aplicaciones con flujos de líquidos y de bajo y / o índices de cobertura. En términos de capacidad, sin embargo, son ligeramente inferiores a los platos de válvulas. También son la opción más cara en platos. Los platos de cápsula de burbujeo tienen la mayor proporción de cobertura, con diseños de 8:1 a 10:1 que es común; estos platos se utilizan casi siempre en las columnas de deshidratación de glicol. Debido a la vertical en cápsulas de burbujeo, es el plato que sólo puede ser diseñado para evitar que el líquido realice el "weeping" a través del paso del vapor.
Fuente: http://www.traysrus.co.uk/sieve- bubble-cap-trays.php
Flow Through Vapor Passages, Engineering Databook. GPSA. 19-9, Pág 19-9
Consideraciones mecánicas Existen tres entradas de fluido a la entrada de fraccionamiento, el alimento de entrada, la corriente que sale del rehervidor en el fondo de la torre y el producto del condensado que entra al tope de la torre. En la figura se muestran las principales boquillas de entrada del condensando al tope de la torre de fraccionamiento.
Fuente: Engineering Databook. GPSA. 19-24 La entrada del destilado al tope de la torre puede venir en fase liquida o como mezcla de vapor saturado dependiendo si se tiene un condesado total o parcial en el tope de la torre. Las boquillas mostradas en las figuras B, D, E y H son las recomendadas para corrientes de dos fases; mientras que las corrientes A, C se recomiendan para corrientes de alimento liquidas, sin embargo las boquillas A, B, C, E y F son las mas usadas por costos.
Las boquillas de entrada del alimento a la torre de fraccionamiento se muestran en la figura
Fuente: Engineering Databook. GPSA. 19-26 A continuación se designa el nombre de cada boquilla asociada a la temperatura de la corriente de entrada, y en la figura se indica el punto de descarga del fluido de alimentación, a menor temperatura en fase liquido se descarga en el plato y si esta en fase de vapor se descarga en el centro para aprovechar el contacto y la transferencia de masa. Sin embargo se prefiere o se desea que la corriente de entrada este en fase liquida en el punto de saturación. A: corrientes de liquido frio. B: corrientes frías y calientes, alta presión. C, E: corrientes de dos fases, alta presión, buen manejo de temperaturas. D, y F: corrientes con alta velocidad, corrientes vapor-liquido, alta presión, diferentes temperaturas.
