Mdp 05 e-02 intercambiadores de calor de tubo y carcaza

PDVSA N° TITULO

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

APROB. FECHAAPROB.FECHA

TRANSFERENCIA DE CALOR

�1994

MDP–05–E–02 INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA

INTERCAMBIADORES DE CALOR

OCT.950 34

MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO

ESPECIALISTAS

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TRANSFERENCIA DE CALORINTERCAMBIADORES DE CALOR

INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZAOCT.950

PDVSA MDP–05–E–02

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

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

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

4 INTERCAMBIADORES SIN CAMBIO DE FASE 4. . . . . . . . . . . . . . . . 4.1 Parámetros de Diseño 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2 Optimización de la transferencia de calor 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3 Optimización de la caída de presión 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4 Método manual de diseño 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5 Método automatizado de diseño 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5 INTERCAMBIADORES PARA VAPORIZACION 6. . . . . . . . . . . . . . . . 5.1 Tipos de equipos y aplicaciones 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2 Consideraciones de diseño 13. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3 Método manual de diseño 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4 Método automatizado de diseño 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6 INTERCAMBIADORES PARA CONDENSACION 17. . . . . . . . . . . . . . . 6.1 Tipos de equipos y aplicaciones 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2 Zonificación del condensador 18. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3 Consideraciones de diseño 19. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.4 Consideraciones especiales de diseño para condensadores sin tambor 236.5 Criterios de selección para condensadores 24. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.6 Consideraciones de diseño para condensadores de tope en columnas de

destilación al vacío 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.7 Método manual de diseño 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.8 Método automatizado de diseño 26. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7 NOMENCLATURA 27. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8 APENDICE 28. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 1 Tipos de rehervidores 29. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 2 Componentes de un rehervidor tipo marmita 32. . . . . . . . . . . . . . . Figura 3 Dimensionamiento de rehervidores tipo marmita 33. . . . . . . . . . . . Figura 4 Curva tipica de desprendimiento de calor (t–q) 34. . . . . . . . . . . . .

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

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

http://www.intevep.pdv.com/santp/mdp/inter/indice_inter.htm

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1 OBJETIVOEl objetivo de este documento es proveer al ingeniero de proceso y diseño con unaherramienta de cálculo manual para el dimensionamiento de Intercambiadores decalor de tubo y carcaza, sin cambio de fase, con vaporización, y con condensación.

El tema “Intercambiadores de calor”, dentro del area de “Transferencia de calor”,en el Manual de Diseño de Procesos (MDP), está cubierto por los siguientesdocumentos:

PDVSA–MDP– Descripción del Documento

05–E–01 Intercambiadores de Calor: Principios Básicos.

05–E–02 Intercambiadores de Calor: Procedimientos de diseño paraIntercambiadores de tubo y carcaza (Este documento) (Incluyevaporización, condensación, calor sensible).

05–E–03 Intercambiadores de Calor: Procedimiento de Diseño paraEnfriadores de Aire.

05–E–04 Intercambiadores de Calor: Procedimiento de Diseño paraIntercambiadores de Doble Tubo.

05–E–05 Intercambiadores de Calor: Procedimiento de Diseño paraServicios Criogénicos.

Este documento, junto con los demás que cubren el tema de “Intercambiadoresde Calor”, dentro del Manual de Diseño de Procesos (MDP) de PDVSA, son unaactualización de la Prácticas de Diseño “Intercambiadores de Calor”, presentadasen la versión de Junio de 1986 del MDP (Sección 9), modificadas para hacermención del uso de información y programas de HTRI.

2 ALCANCEEste Documento presenta los procedimientos recomendados para dimensionarintercambiadores de tubo y carcaza en los cuales no ocurren cambio de fase(intercambiadores vapor/vapor, vapor/líquido o líquido/líquido), equipos devaporización, y condensadores. También cubre lo que respecta a la selección deltubo, velocidad de circulación, y criterios generales de diseño para generadoresde vapor.

3 REFERENCIASManual de Diseño de Proceso (versión 1986)

� Vol V, Subsección 9D “Intercambiadores de calor: Procedimiento de cálculocuando no hay cambio de fase”

� Vol V, Subsección 9E “Intercambiadores de calor: Procedimiento de cálculocuando hay vaporización”




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� Vol V, Subsección 9F “Intercambiadores de calor: Procedimiento de cálculocuando hay condensación”

� Vol II, Subsección 3H “Internos de Torres”� Vol III, Sección 8 “Hornos”� Vol VII, Sección 12 “Instrumentación y Control”� Vol VIII, Sección 14 “Flujo de Fluidos”

Manual de Diseño de Proceso

� PDVSA–MDP–05–E–01 “Intercambiadores de calor: principios básicos”

Manual de Ingeniería de Diseño

� PDVSA–MID–EA–201–PR “Equipo de carcaza y tubos para intercambio decalor”

� PDVSA–MID–L–TP–2.1 “Intercambiadores de calor requisición, análisis deofertas y detalles de compra”

� PDVSA–MID–90617.1.041 “Guías de ingeniería para intercambiadores decalor de carcaza y tubos”

Otras Referencias

� Standards of Tubular Exchanger Manufacturers Association (TEMA).� Perry’s Chemical Engineers’ Handbook, 4th Ed.� Heat Transfer Research Inc. (HTRI) Design Manual.� Heat Exchanger Institute (HEI) Standards for Steam Surface Condensers.� Devore, A.; Petroleum Refiner, Vol. 38, N° 6, pp 205, (June, 1959).� Fair, J.R.; Petroleum Refiner, Vol. 39, N° 2, pp 105 (Feb., 1960).� Hewitt, G. F.; Shires, G. L. and Bott T. R.; Process Heat Transfer; First Edition;

CRC Press, Inc. (1993)� Jacobs, J.K., Hydrocarbon Processing and Petroleum Refiner, Vol. 40, Nº° 7, pp

189 (July, 1961).� Kern, R., Hydrocarbon Processing, Vol. 47, N°12 , pp 118 (Dec., 1968).� Martin, G. R., y Sloley, A. W., Hydrocarbon Processing, Vol. 74, Nº° 6, pp

101–110 (June, 1995).� Martin, G. R., y Sloley, A. W., Hydrocarbon Processing, Vol. 74, Nº° 7, pp 67–78

(July, 1995).� Simpson, L.L.; Chemical Engineering, Vol. 92, June 17, 1968.




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4 INTERCAMBIADORES SIN CAMBIO DE FASE

4.1 Parámetros de Diseño

Las siguientes especificaciones generales dan la conversión más eficiente decaída de presión a transferencia de calor para intercambiadores de calor sincambio de fase.

1. Corte del deflector: 20 a 30%

2. Espacio entre deflectores/diámetro de carcaza: 0.3 a 0.5

3. Número de bandas de sello: El número de pares de listones de cierre por filatransversal de tubo entre los bordes de los deflectores deben ser de 0.14 a0.20, o aproximadamente de 5 a 7 filas de tubo por banda de sello paracabezales flotantes de intercambiadores. Estas bandas de sello no senecesitan para diseños típicos de placa de tubo fija o intercambiadores detubos en U.

4. Patrones de arreglos de tubo: Si se requiere limpieza en los arreglos, use unarreglo de 90° para flujo turbulento y un arreglo de 40° para flujo en transicióno laminar. Si la limpieza no es problema, use arreglos de 30° para flujolaminar o turbulento. No use arreglos de 60° debido a que éstos tienencaracterísticas de caída de presión o de transferencia de calor inferiorescuando se comparan con los arreglos de 30°.

4.2 Optimización de la transferencia de calor

Un diseño con los parámetros óptimos mencionados anteriormente y quesatisfaga los requerimientos de transferencia de calor, pero no use toda la caídade presión permisible, se considera ineficiente. Para estos casos, elintercambiador puede hacerse más pequeño efectuando uno o más de los pasossiguientes para incrementar la caída de presión y transferencia de calor:

1. Incrementar la longitud del tubo al máximo permitido por las prácticas deconstrucción y limitaciones de la refinería.

2. Disminuir el espaciado de tubo al mínimo permisible por limitaciones deconstrucción o mantenimiento. Ver subsección 4.7 del DocumentoPDVSA–MDP–05–E–01.

3. Disminuir el diámetro del tubo al mínimo permisible por las limitaciones dela caída de presión en el lado del tubo y de mantenimiento.

4. Probar con tubos de aleta si el coeficiente del lado de la carcaza es menorde 1/3 del coeficiente en el lado de los tubos y el Número de Reynolds en ellado de la carcaza es mayor de 1000.




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4.3 Optimización de la caída de presiónSi un diseño requiere más superficie de la requerida por la transferencia de calorpara simplemente proveer suficiente área de flujo para prevenir excedente en lacaída de presión, dos tipos de correcciones son posibles:

1. Ajustar la caída de presión “permisible”. Posiblemente la caída de presiónpara la cual la unidad está diseñada fue seleccionada arbitrariamente ypuede ser incrementada.

2. Ajustar la geometría de tal forma que produzca la menor disminución en latransferencia de calor por unidad disminuida en caída de presión haciendouno a más de los cambios siguientes:

a. Incrementar el espaciado del deflector.

b. Disminuir la longitud del tubo.

c. Incrementar el espaciado del tubo.

d. Usar deflectores de doble segmentado.

e. Usar carcazas de flujo dividido, TEMA Tipo J.

Si ninguno de esto puntos dan el resultado deseado, considere el uso de unidadesen paralelo.

4.4 Método manual de diseñoPara refrescar conocimientos básicos se recomienda consultar el DocumentoPDVSA–MDP–05–E–01 (Intercambiadores de calor: principios básicos), enespecial las subseccciones 4.6, 4.7, 4.8 y la sección 5.

El procedimiento de cálculo manual a usar, se presenta en detalle en el manualde diseño del HTRI, sección D, subsección D3, con los siguientes temas cubiertos:ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

D3.2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Método manual para la predicción de la transferencia decalor y la caída de presión del lado de la carcaza.

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

D3.3 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Método para estimar rápidamente un intercambiador.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

D3.4 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Método manual para la predicción de la caída de presión delas boquillas, canal, y cubierta del lado de los tubos



Método manual para la predicción de la caída de presión delas boquillas del lado de la carcazaÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁD3.6ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁParámetros de diseño y datos de construcción

Es conveniente notar que estos procedimientos incluyen cálculos relacionadoscon tubos aleteados.

Debido a que en el manual de diseño de HTRI los procedimientos están losuficientemente bien explicados, no se presentará dicha información aquí, por locual se le recomienda al lector consultar dicha bibliografía, que está disponible anivel corporativo.




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4.5 Método automatizado de diseñoDado que los programas de HTRI son el procedimiento computarizado oficial decálculo para PDVSA y sus filiales, remitimos al lector al programa “ST–5”, el cualdiseña intercambiadores de tubo y carcaza sin cambio de fase y evalúa eldesempeño para aquellos geométricamente especificados.

Se pueden iniciar cálculos automatizados usando el programa “HEXTRAN” (Verdocumento PDVSA–MDP–05–E–01), de la companía “SIMSCI”. Remitimos allector al manual del programa HEXTRAN para mejores detalles.

5 INTERCAMBIADORES PARA VAPORIZACIÓN

5.1 Tipos de equipos y aplicacionesLos equipos de vaporización mas comúnmente usados se pueden clasificar encuatro tipos genéricos, dependiendo de su función:

1. Rehervidores: su función es la vaporización en un 30% a un 80% del líquidoalimentado, proveniente de una torre de fraccionamiento.

2. Enfriadores: operan análogamente al rehervidor, pero no estánnecesariamente asociados a una torre de fraccionamiento.

3. Precalentadores: se usan generalmente para vaporizar parcialmente laalimentación a una torre de fraccionamiento.

4. Recuperadores de Calor.

A continuación se presentan detalles de cada uno de este tipo de equipos.

5.1.1 RehervidoresExisten dos tipos básicos de rehervidores, en lo que respecta a la manera demoverse los fluídos: circulación natural que incluye a los termosifones yrehervidores incrustado ó indirectos, y circulación forzada, que incluye a losrehervidores tipo horno.

El sistema de termosifón mueve un fluído usando, como fuerza impulsora, unadiferencia de densidades creada por una entrada de calor a ese sistema. Estaentrada de calor reduce la densidad del fluído aguas abajo del intercambiador(llamado termosifón) que suministra calor al sistema. La diferencia de densidadesentre la corriente aguas arriba y aguas abajo del Intercambiador hace que elsistema fluya.

En un rehervidor de circulación forzada, la circulación se obtiene con el uso deuna bomba.

Los tipos comunes de rehervidores de circulación natural son: rehervidores de unsolo paso (“once–through”), rehervidores de recirculación, y de flujopreferencial. Los rehervidores de bombeo directo y rehervidores tipo horno sondos tipos de rehervidores de circulación forzada.




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Los termosifones de un solo paso se caracterizan por tomar el líquido a rehervirdel plato de fondo de la columna, mediante un plato de retiro total. El líquido pasapor el termosifón una vez y fluye hacia el sumidero ó fondo (”sump”) de la columna.El vapor y el líquido que salen del rehervidor, se separan en el sumidero. El vaporsube para la destilación, y el líquido sale como producto de la torre. Estaconfiguración corresponde a un plato teórico. La alimentación al rehervidor esfijada por el balance térmico de la columna y la tasa de flujo del producto de fondo.

En los sistemas de termosifones de recirculación, el líquido del plato de fondocae al fondo ó sumidero de la columna. En esta zona, se sucede continuamentela separación vapor líquido del material rehervido, mezclándose el líquido separacon el correspondiente al plato de fondo. Parte de esta mezcla líquida se remuevecomo producto de fondo, y el resto se alimenta al rehervidor. El líquido circulantea través del rehervidor puede ser un flujo superior ó inferior que la suma de losflujos del vapor que entra al plato de fondo y del producto de fondo.

El sistema de termosifones de flujo preferencial es muy semejante a lostermosifones de recirculación, con la diferrencia que el fondo de la columna tienedeflectores que separan al líquido que se remueve como producto de fondo, dellíquido que se alimenta al rehervidor: esta segregación de líquido preferencial alrehervidor es la práctica usual cuando se diseña el sistema de rehervido para unatasa de circulación, a través del intercambiador, igual ó superior a la suma de losflujos del vapor que entra al plato de fondo y del producto de fondo. También seconocen estos sistemas como de recirculación con deflectores.

Los rehervidores de circulación forzada ó de bombeo directo también puedenclasificarse en rehervidores de un solo paso, de recirculación y de flujopreferencial ó de recirculación con deflectores. Las explicaciones hechasanteriormente para estos tipos aplican para los de bombeo directo.

Los rehervidores de bombeo directo consisten en un intercambiadorconvencional alimentado por una bomba. La vaporización puede darse en el ladode la carcaza o en el lado de los tubos. Debido a que este tipo de instalación esmás caro que los rehervidores de circulación natural se usan sólo en las siguientescircunstancias especiales:

1. Cuando se requiere una circulación positiva debido a serviciosextremadamente sucios o viscosos.

2. Cuando se requiere una alta velocidad de circulación y/o un bajoincremento en temperatura para minimizar la degradación térmica delproducto de fondo.

3. Cuando el tamaño del rehervidor de circulación natural seríairracionalmente grande (requiriendo carcazas múltiples y tuberíascomplejas).

4. Para servicios donde el cabezal hidrostático está limitado.




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Los Rehervidores tipo horno, como su nombre lo indica, consiste en unrehervidor con llamas alimentado por una bomba. Los rehervidores con llamas sonel tipo de instalación más costosa. Estos son usados normalmente sólo cuando elnivel de temperatura requerido para rehervir es mayor que el obtenido por el vaporo una corriente de proceso. Para una discusión sobre tipos de hornos, aplicación,y procedimientos de diseño, ver el Documento PDVSA–MDP–05–F–01:Hornos.

Los rehervidores de marmita (“kettle reboilers”) son un caso especial de losrehervidores de un solo paso, ya que el retiro del producto de fondo se hace enel rehervidor, no en el fondo de la columna. Este tipo de rehervidor es,principalmente, un termosifón. Normalmente consta de un haz de tubo en U (fluidolimpio para calentamiento) encerrado en una carcaza suficientemente grande queprovee un espacio apropiado para la separación del líquido y el vapor arriba delhaz y un espacio para acumulamiento de líquido debajo del haz (Ver la Figura 2.).Cuando el fluido de calentamiento está sucio (requiere limpieza mecánica), serequiere un haz de tubo con tubos rectos y un cabezal flotante de arrastre continuo.

Los rehervidores de marmita están limitados a operaciones de un sólo paso. Sinembargo, estos son capaces de vaporizar cargas cerca del 100% del inventariolimpio (tal como refrigerantes). Si la alimentación contiene sucio o tiende a obstruir(como en el caso de la mayoría de las corrientes de proceso), la carga a servaporizada debe ser restringida a 80% para proveer algo de purga.

La sección de fondo de la columna se simplifica con los rehervidores de marmita.No se necesita un volumen para la acumulación de producto ni tampoco serequiere un espacio para la separación vapor–líquido. El número de deflectoresinternos también se minimiza. Consultar PDVSA–MDP–(Pendiente: ver MDPversión 1986, subsección 3H). En el rehervidor cuando el líquido necesario deretención, después del vertedero, requiera más de 1.2 m (4 pie) de longitud en lacarcaza, se debe considerar un termosifón de recirculación. (VerPDVSA–MDP–(Pendiente: ver MDP versión 1986, Sección 12), para los requisitosde retención).

De los varios tipos de rehervidores, los tipo marmita requieren la elevación de torremás baja, y es por esto que encuentran aplicación donde los fondos de la torre noson bombeados (la bomba casi siempre requiere suficiente elevación para succiónpositiva neta (NPSH), satisfaciendo así los requerimientos de circulación de lostermosifones).

Como regla, en servicio de termosifón los intercambiadores de marmita son máscaros que las unidades de tubo y carcaza. Sin embargo, esto puede invertirse porel costo de la elevación de la torre, etc. Los rehervidores de marmita proveen untiempo de residencia a la temperatura de ebullición más largo y por esto no sonrecomendables para servicios excesivamente sucios o con polimerización.




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También los rehervidores pueden clasificarse se acuerdo a la orientación de lascarcazas: verticales u horizontales.

Rehervidor vertical – Este tipo de instalación (Ver Figura 1.) consiste en unintercambiador convencional de tubo y carcaza conectado directamente a la torre.Esto minimiza los requerimientos de fundación y estructura como también el áreade construcción. El espacio para la acumulación del producto de fondo y para laseparación del líquido y vapor están incluidos en la sección de fondo de la torre.

Generalmente, la instalación más económica es la del rehervidor tipo termosifónvertical. Si estos están soportados directamente de la torre, la línea de descargadel fluido de proceso es bastante corta, minimizando la caída de presión del vapory el costo. El fluido del proceso (generalmente el más sucio) es pasado por lostubos, haciendo así la limpieza y el mantenimiento normal más fácil. Si el fluido quecalienta está limpio (como el vapor), se puede reducir el costo especificandodiseños de placa de tubo fijo.

Los termosifones verticales deben restringirse a un máximo de 50% devaporización (basado en la alimentación), para evitar operaciones erráticasdebido a golpeteo, etc. Sin embargo, es práctica común en la industria limitar lavaporización a 30%, asegurando así una buena operación de la unidad. Lostermosifones no deben ser usados con fluidos viscosos, y tampoco en serviciosdonde sea variable el cabezal del líquido de alimentación al sistema.

Rehervidor horizontal – Este tipo también consiste en un intercambiadorconvencional de tubo y carcaza (Figura 1.). Como en el tipo vertical, el espaciopara la acumulación de producto de fondo (bottom holdup) y el espacio para laseparación del líquido y vapor están incluidos en la sección de fondo de la torre.El fluido de proceso es vaporizado en la carcaza y, por esto, este tipo debe serrestringido para servicios que oscilen entre limpios a moderadamente sucios. Sinembargo, colocar el medio de calentamiento en el lado de los tubos permite el usode corrientes sucias en los tubos.

Los termosifones horizontales requieren fundaciones separadas y ocupan mayorárea de construcción que los tipos verticales. También, las tuberías externas sonmás complejas y costosas. El diseño hidráulico, sin embargo, es menos rígido,permite un flujo de circulación más alto para una altura dada de la torre; dicho deotra manera, la altura de la torre puede ser más baja para una velocidad de flujodada (Comparando con el tipo vertical).

La vaporización debe ser restringida a 50%, para asegurar buena operabilidad.También deben evitarse las alimentaciones viscosas y niveles de alimentaciónfluctuantes.

Otro tipo de rehervidor son los Rehervidores internos ó incrustados: Unrehervidor interno consiste en un haz de tubos que está directamente insertado enla columna mediante una brida en el lado de la columna. Este tipo de unidad es




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usado ocasionalmente para servicios de carga pequeña de calor, debido a que, enbase a costo de instalación por pie cuadrado, pueden ser más económicos queotros tipos de rehervidores. Las ventajas de los rehervidores internos son: (1) nose requiere carcaza, (2) las tuberías de circulación son eliminadas y (3) no serequieren deflectores en el fondo de la columna. Las desventajas de losrehervidores internos son (1) la longitud del haz está limitada por el diámetro de lacolumna y (2) la brida en la columna puede ser realmente cara.

Debido a la restricción en la longitud del haz, el diámetro del haz puede llegar a serprohibitivo. En general, si el diámetro del haz requerido es de 914 mm (36 pulg.) omayor, otro tipo de rehervidor sería más económico.

La selección del sistema de rehervidor está basada primordialmente en laeconomía. Los factores económicos principales son los costos de fundación y detubería, altura requerida de la torre y los costos operacionales. Debido a la ventajaen los costos operacionales, el rehervidor de circulación natural esmayoritariamente el tipo de rehervidor comunmente usado. Vea la Figura 1. dondese presentan las ventajas y desventajas de varios tipos de rehervidores.

Para más información sobre internos de rehervidores ver el DocumentoPDVSA–MDP–(Pendiente: ver MDP versión 1986, subsección 3H), de torresfraccionadoras.

Otros aspectos a considerarse en la selección y diseño de los rehervidores son:

1. Rehervidores y elevación de la torre.– El fondo de la carcaza delrehervidor está ubicado a la distancia mínima práctica por arriba del nivel delpiso. Esta distancia se fija en la base a los requerimientos de espacios paratubería y se utiliza usualmente un metro.

En rehervidores de circulación natural, un balance de presión a través delcircuito de rehervidor determina la elevación exacta de la torre. Usualmentelos puntos de referencia para el balance de presión son la línea tangente alfondo de la torre y el fondo de la carcaza del rehervidor. Una guía a grosomodo de la distancia entre estos puntos normalmente sería de 1 1/2 a 3 m(5 a 10 pie) para rehervidores marmita y 2 1/2 a 5 m (8 a 16 pie) pararehervidores de termosifón.

Para rehervidores de circulación forzada, la torre normalmente tiene unaelevación de 5.5 (15 pie) por arriba del nivel del piso para proveer una succiónneta positiva (NPSH) adecuada. Si es necesario, esta elevación puede serdisminuida reduciendo el requerimiento del NPSH de la bomba a un mínimode 1.5 m (5 pie). Sin embargo esto causaría un incremento considerable enel costo de la bomba.




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2. Eficiencia de la etapa del rehervidor.– La eficiencia de la etapa de losrehervidores de tipo recirculante (que no presentan deflectores para evitarque el líquido del último plato se desvíe del paso por el rehervidor) puede serestimada con la ecuación siguiente:

SF �

1– � NLNVKA� � B�

1– � NL

N K � B�

Ec. (1)

donde:

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Enunidades

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ÁÁÁÁ�ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1 + Y (K–1)


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁBÁÁÁÁ�ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad del producto de fondo

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁkgmol/s

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁlbmol/hrÁÁÁ

ÁÁÁSFÁÁÁÁ�ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFracción de la etapa teórica


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KÁÁÁÁÁÁ�


Constante de equilibrio delcomponente clave liviano


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁNLÁÁÁÁ�ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad líquido del último plato



ÁÁÁNVÁÁÁÁ�ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad del vapor del rehervidor



ÁÁÁÁÁÁ

YÁÁÁÁÁÁ

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Fracción molar vaporizada en elrehervidor


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁLa eficiencia de la etapa de un rehervidor marmita es 100% y la de un

rehervidor de un paso se asume como 100%.

3. Interferencia de vapor.– Con grandes diferencias de temperatura alta entrelos fluidos en los tubos y en la carcaza, se forman burbujas de vapor en lasuperficie de los tubos tan rápido, que la convección y la flotabilidad nopueden removerlas. El vapor entonces interfiere con los tubos, con elresultado de que muy poco líquido alcanzaría la superficie del tubo. Lavaporización del líquido se debe llevar a cabo a través de una resistenciaadicional constituida por la interferencia del vapor, causando unadisminución inmediata en el coeficiente de transferencia de calor. Por estarazón, las diferencias altas de temperatura que se desean enintercambiadores de calor pueden ser impedimentos en equipos paravaporizar.

Para mantenerse fuera del rango de temperatura en el cual puede ocurrir lainterferencia de vapor, se restringe la densidad del flujo de calor, Q/A, y elcoeficiente de película de vaporización, hv. El promedio máximo permisiblede flujo de calor es de 47300 W/m2 (15000 BTU/h pie2) para rehervidores de




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circulación natural y de 63100 W/m2 (20000 BTU/h pie2) para rehervidoresde circulación forzada. El máximo coeficiente de película de vaporización esde 1700 W/m2°C (300 BTU/h pie2°F) para los dos tipos de circulación naturaly forzada.

Los valores anteriormente mencionados pueden ser algo conservadores:por tanto, consultar la última versión del manual de diseño del HTRI paravalores más actualizados.

5.1.2 Enfriadores

La operación de un enfriador es análoga a la de un rehervidor. El fluido que se estáenfriando en el lado del tubo vaporiza el refrigerante líquido en el lado de lacarcaza. Un enfriador normalmente está construido como un rehervidor marmita,pero sin vertedero. También ocasionalmente los enfriadores están hechos deintercambiadores convencionales de tubo y carcaza eliminado tubos suficientesen la parte superior de la carcaza para proveer espacio para la separación delvapor y el líquido. El procedimiento de cálculo para enfriadores es el mismo quepara rehervidores marmita .

5.1.3 Precalentadores

Un precalentador, como un rehervidor de bombeo directo, consiste en unintercambiador convencional de tubo y carcaza con el líquido a ser vaporizadoalimentado por una bomba o presurizado por algún equipo aguas arriba. Lamayoría de los precalentadores suman al fluido que va a ser vaporizado el calorlatente y el calor sensible (una excepción sería la vaporización de un componentepuro bajo una contrapresión pequeña). El fluido a ser vaporizado puede sercolocado tanto en la carcaza, como en los tubos, dependiendo en la economía,ensuciamiento, etc. Los precalentadores se usan más que todo para las corrientesde alimentación de las columnas de destilación. Un nivel de calor más bajo que enlos rehervidores puede ser usado en los precalentadores de alimentación de lastorres. También, las cargas de las torres pueden ser balanceadas compensandoentre el precalentamiento de la alimentación y el calor suplido en el rehervidor.

5.1.4 Recuperadores de Calor

Estas unidades tienen su aplicación en las calderas de calor de desecho(generadores de vapor) las cuales son comunmente usadas para recobrar calorde los gases de combustión de los regenadores catalíticos, de los efluentes de losreformadores, de los gases de expulsión de las turbinas de gas.

El tipo de unidad usualmente instalada es la de tipo termosifón.

La circulación natural es especialmente adaptable, debido a la gran diferencia dedensidad entre “la pierna” de agua al generador y “la pierna” de vapor delgenerador. La salida del generador descarga en un tambor desgasificador. Elvapor sale por el tope del tambor y el condensado recuperado es devuelto a laentrada del generador.




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5.2 Consideraciones de diseño

5.2.1 Factores limitantes a ser considerados en el diseño

Existen ciertas características en la transferencia de calor en dos fases queimponen limitaciones sobre la operación de los intercambiadores de calor congeneración de vapor y las cuales deben ser consideradas durante la fase dediseño de dichas unidades. Estos factores limitantes son:

1. Flujo crítico de calor .– El coeficiente de transferencia de calor asociadocon la generación de vapor puede ser reducido drasticamente si el valorcrítico de flujo de calor es excedido. Razón por la cual es recomendablediseñar estas unidades para operar por debajo del valor crítico, ya que encaso contrario puede ocurrir deterioro, corrosión y destrucción de la unidad.Una manera de evitar este riesgo es usando fuentes de calor de bajatemperatura, como la condensación del vapor de agua.

En conclusión, el diseño y operación de los equipos de vaporización debeasegurar que existe un margen adecuado entre el flujo de calor crítico y elde operación.

2. Inundación en contracorriente.– Este es un proceso que se presentacuando la velocidad del vapor ascendiendo es tal que previene el flujodescendente de líquido o expulsa el líquido fuera del tubo. Esto normalmenteno ocurre cuando el líquido vaporizandose fluye en dirección ascendente,porque tanto el líquido como el vapor se mueven en igual dirección, ococorriente. La velocidad del vapor por encima de la cual se presenta estasituación se le conoce como velocidad de inundación. Por lo tanto, en eldiseño de este tipo de unidades es importante asegurarse que la velocidaddel vapor esta por debajo de la velocidad de inundación.

3. Distribución inadecuada de flujo.– En los equipos de vaporización, elproblema potencial de distribución no–uniforme del flujo afecta la rata degeneración de vapor y de caída de presión en cada tubo. A menor flujo,mayor rata de generación de vapor, lo cual incrementa la caída de presióny en consecuencia una mayor reducción de flujo.

5.2.2 Rehervidores y enfriadores

Ver la Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01 para unadiscusión sobre la selección de tubos, cual fluido pasa por los tubos, etc. Lasconsideraciones de diseño referentes específicamente a rehervidores se cubrenen los párrafos siguientes:

1. El método básico, como en intercambiadores “sin cambio de fase”, essuponer una geometría del rehervidor y después chequear ésta para lascondiciones en cuestión específicamente. El primer tanteo se hace usandoel área mínima fijada por las consideraciones de interferencia de vapor. Si el




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área calculada es menor que el área mínima, se especifica el área mínima.Si el área calculada es mayor que la mínima, se asume una nueva área y sechequea hasta que se llegue a una buena aproximación.

2. Para mezclas multicomponentes, se debe construir una curva detemperatura vs. carga de calor (T–Q) a la presión del rehervidor, parachequear la desviación lineal. Si existe una desviación significante, la curvaT–Q debe ser dividida en dos o más incrementos, de tal manera que cadasegmento se aproxime a una línea recta. Después el DTML total sedetermina proporcionalmente de cada DTML individual dependiendo de suscargas respectivas. Si la curva T–Q no presenta una desviación linealsignificante, entonces se usa la media logarítmica convencional de ladiferencia de temperatura. La mayoría de los arreglos de rehervidores seaproximan a un flujo contracorriente y por esto los factores de corrección delDTML no se requieren.

3. En el dimensionamiento de rehervidores marmita, la diferencia efectiva detemperatura se calcula sin el factor de corrección del DTML (Fn). Sinembargo, se usa una temperatura de entrada modificada (igual a latemperatura de entrada al proceso más un tercio de la diferencia entre latemperatura de entrada y salida). Esta temperatura de entrada modificadaconsidera los efectos de la mezcla que ocurre entre el líquido de entrada yla “piscina” de líquido en la marmita. (Se asume que el líquido entrando estáen su punto de ebullición y que no existen “zonas” distintas paraprecalentamiento y vaporización).

4. El coeficiente de película y la caída de presión del fluido se calculan usandolos métodos apropiados para el lado donde no ocurre la vaporización:

a. “Sin cambio de fase”, se usa el método explicado en el DocumentoPDVSA–MDP–05–E–01.

b. Para vapor, o para hidrocarburos condensándose, se usa h = 6800W/m2°C (1200 BTU/hr pie2°F) y normalmente se deprecia la caída depresión.

El coeficiente de película usado en el lado donde ocurre lavaporización es el promedio del coeficiente de película del líquido y uncoeficiente para la ebullición de 1700 W/m2°C (300 BTU/hr pie2°F).Para el coeficiente de película del líquido se usa el valor mayor entreaquel dado por la convección natural o la convección forzada.

Los coeficientes respectivos son ajustados dependiendo de la fracciónde la carga de calor total que se utiliza en la transferencia de calorlatente. Como se menciona en la subsección 5.1 de este documento,el coeficiente para la ebullición está limitada a 1700 W/m2°C (300BTU/hr pie2°F) para prevenir la interferencia de vapor.




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5. Las consideraciones del diseño mecánico para rehervidores y enfriadoresson iguales a las de otros equipos de tubo y carcaza. Para recomendacionesprácticas vea la Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01.

6. Para los rehervidores de circulación natural, se debe hacer un balance depresión cinética para determinar la distancia vertical requerida entre la líneatangente al fondo de la torre y el fondo de los rehervidores. Básicamente elprocedimiento consiste en igualar las pérdidas de presión (estática y porfricción) a las ganancias de presión en el sistema y resolviendo para laelevación requerida.

5.2.3 Precalentadores

Para calcular este tipo de equipos, el precalentador se divide en dos zonas: unazona de precalentamiento de líquido y una zona de vaporización. Cada zona secalcula entonces como un intercambiador separado. La zona de precalentamientode líquido se dimensiona usando el procedimiento para cálculos “sin cambio defase”, y la zona de vaporización se dimensiona usando el procedimiento pararehervidores de bombeo directo (convección forzada). Las DTML individuales ylos coeficientes son combinados proporcionalmente dependiendo de las cargasrelativas de las dos zonas.

Ver la Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01 para unadiscusión sobre selección de tubos, consideraciones mecánicas de diseño, etc.

5.2.4 Recuperadores de Calor

Los siguientes comentarios suponen la generación de vapor usando tubosconvencionales (de superficie no–extendida).

Orientación del intercambiador

Las unidades pueden ser instaladas en la posición vertical u horizontal, y puedentener uno o más pasos de tubo. En general en el pasado las unidades verticalesde un solo paso se han usado exitosamente (en servicios de gas de combustión,en la regeneración de catalizadores y de reactores de lecho fijo). Sin embargo, enaños recientes, las unidades horizontales de un paso de tubo se usan cada vezcon más frecuencia (ejemplo, calderas de recuperación de calor en el efluente deun reformador).

¿Vaporización en el lado de la carcaza o en el lado de los tubos?

El vapor se genera normalmente en la carcaza (diseño pirotubular) por las razonessiguientes:

1. El fluido caliente frecuentemente está tan sucio que se debe pasar a travésde los tubos.




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2. Con agua limpia de caldera se permite usar un haz de tubo no removible(Unidad de cabezal fijo) con espaciado de tubo triangular. Este tipo deconstrucción resulta en una unidad compacta con un bajo costo inicial.

3. Existe menos diferencial de expansión entre el tubo y la carcaza.

Cuando la presión del vapor es considerablemente más alta que la del fluidocaliente, puede ser ventajoso generar el vapor en los tubos para evitar un costoextra por una carcaza de alta presión.

Selección de tubos

1. De las instalaciones que recuperan calor de los gases de combustión en unregenerador catalítico o efluente del reformador, el número de tubos estábasado en mantener una velocidad del gas de 30 m/s (100 pie/s). Para gasesde combustión de regenerador de catalizador, use tubos de 63.5 mm (2.5pulg) de diámetro externo, y 5 BWG. Para efluente de reformador, el tamañomínimo nominal del tubo es 50.8 mm (2 pulg) de diámetro externo, y 10 BWG.La longitud del tubo varía para cada instalación, dependiendo del área desuperficie requerida. Si es necesario, la longitud del tubo puede ser 7.6 m omás (ver Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01).

2. Los reactores de lecho fijo para procesos exotérmicos son frecuentementeconstruidos como los intercambiadores de tubo y carcaza. En estasunidades, los hidrocarburos pasan a través de los tubos los cuales estánllenos con catalizador. El vapor es generado en el lado de la carcaza. Paraeste servicio, se usan tubos de 63.5 mm (2.5 pulg) de diámetro externo y 5BWG. El número y la longitud de los tubos varían para cada instalación,dependiendo en los requerimientos del proceso como también en losrequerimientos de la transferencia de calor. Los reactores generadores devapor para plantas de polimerización han sido diseñados con carcazas de1.2 metros (4 pie) de diámetro interno, y 180 tubos con 9.1 m (30 pie) delongitud.

Flujo de circulación de agua

Para eliminar la posibilidad de tubos secos, diseñe para un cociente en peso deagua/vapor en la salida de aproximadamente 10/1 para una densidad de calor de47300 W/m2 (15000 BTU/hpie2) y 15/1 en la salida para una densidad de calor de78900 W/m2 (25000 BTU/hpie2). Existen diseños con tubos de superficieextendida que requieren un flujo de circulación de 40/1 para asegurar la condiciónde tener las paredes mojadas a una densidad de calor de 31500 W/m2 (100000BTU/hpie2). (Nótese que la condición de tener las paredes mojadas depende,adicionalmente al flujo de circulación, de otras variables como diferencia detemperaturas, geometría, orientación, etc).




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Elevación del tambor separador de vaporPara determinar la elevación del tambor de vapor sobre el generador, es necesariocalcular un balance detallado de presión a través del circuito agua–vapor.


El procedimiento de cálculo manual a usar, se presenta en detalle en el manualde diseño del HTRI, sección D, subsección D5, con los siguientes temas cubiertos:ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Diseño de rehervidores internos y de marmita.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Rehervidores horizontales de termosifón.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Rehervidores verticales de termosifón con vaporización enel lado de los tubos.



Rehervidores verticales de termosifón con vaporización enel lado de la carcaza.ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁD5.5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁRehervidores de circulación forzadaÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁD5.6ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁConsideraciones especiales de diseño

Es conveniente notar que estos procedimientos incluyen cálculos relacionadoscon tubos aleteados.


5.4 Método automatizado de diseñoDado que los programas de HTRI son el procedimiento computarizado oficial decálculo para PDVSA y sus filiales, remitimos al lector a los programas “RKH–3”,el cual diseña y evalúa rehervidores termosifones, de marmita e incrustados encolumnas, del tipo horizontal; y “RTF”, el cual diseña y evalúa rehervidorestermosifones y de flujo forzado, con los tubos verticales, rehervidores de flujoforzado, con los tubos horizontales.

Se pueden iniciar cálculos automatizados usando el programa “HEXTRAN” (Verdocumento PDVSA–MDP–05–E–01), de la companía “SIMSCI”. Remitimos allector al manual del programa HEXTRAN para mejores detalles.

6 INTERCAMBIADORES PARA CONDENSACIÓN

6.1 Tipos de equipos y aplicacionesLos equipos de condensación se pueden clasificar genericamente en lossiguientes tipos :




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1. Tubular.– La condensación toma lugar en un bancos de tubos, ya sea en suinterior o exterior de los tubos, dependiendo de los requerimientos delproceso. En la industria de generación eléctrica, la condensaciónusualmente tiene lugar en la parte exterior de los tubos. Los bancos de tubosson montados en cajas diseñadas para permitir el facil acceso del vapordesde la turbina. En la industria de procesos químicos y de refinación,usualmente los condensadores tubulares son del tipo convencional de tuboy carcaza, donde el banco de tubos es montado dentro de una carcazacilíndrica. En este caso la condensación puede ocurrir tanto en la carcazacomo en el interior de los tubos, dependiendo de los requerimientos deproceso con particular enfasis en las características de ensuciamiento delmedio de enfriamiento. En cuanto a su orientación, esta puede ser horizontalo vertical, dependiendo del tipo de aplicación. Por ejemplo, un condensadorhorizontal con la condensación en los tubos es típico en aquellos casos decondensación de vapores a alta presión.

2. Condensadores enfriados por aire.– La condensación se efectua en elinterior de un banco de tubos (usualmente aleteados) sobre los cuales fluyeaire por convección natural o forzada. Este tipo de unidad es algunas vecesusada en la industria de generación eléctrica, en aquellos lugares donde ladisponibilidad de agua de enfriamiemto es baja. En general, estoscondensadores no presentan mayores problemas en su operación y diseño,pero deben ser diseñados asegurando que el flujo es horizontal o con unapequeña inclinación hacía abajo y con una distribucióm uniforme del flujo enlos tubos.

3. Condensadores de placas.– Este tipo incluye los condensadores“plate–and–frame and plate– and–fin”. Para mayores detalles sobre este tipode unidades ver documento PDVSA–MDP–05–E–01.

4. Condensadores de contacto directo.– En este tipo de equipos, el medioenfriante entra en contacto directo con el vapor a condensar, eliminando elsuperficie de transferencia de calor. Para servicios corrosivos y/o sucios estetipo de unidad es a veces la mejor opción.

6.2 Zonificación del condensadorEn el establecimiento de las zonas, se supone que el coeficiente de transferenciade calor es constante dentro de la zona y que el retiro de calor es directamenteproporcional al cambio de temperatura dentro de la zona.

De esto uno puede ver que mientras mayor sea el número de zonas, mayor serála precisión del diseño del condensador. Desafortunadamente, el cálculo de cadazona consume tanto tiempo que resulta impráctico calcular a mano más de dos otres zonas. Como se ilustra en la Figura 4., las zonas usuales son:

1. Vapor enfriándose




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2. Vapor enfriándose + condensación de hidrocarburo y sub–enfriamiento

3. Vapor enfriándose + condensación de agua y sub–enfriamiento +condensación de hidrocarburo y sub–enfriamiento

La Figura 4. tiene algo de simplificación, el fluido enfriador se ilustra para unaunidad con un paso de tubo. En esta secuencia típica, el punto de rocío delhidrocarburo está por arriba del punto de rocío del vapor. Si el punto de rocío delvapor ocurre primero, la zona 2 se elimina automáticamente.

Cuando se desea mayor precisión, la zona 3 se divide algunas veces en dos“sub–zonas” de aproximadamente igual carga de calor.

En la ausencia de desrecalentamiento, en condensación de vapor o cualquier otrocorte brusco en la curva de desprendimiento de calor, una zona del condensadores adecuada.

6.3 Consideraciones de diseñoLos pasos siguientes son básicos en el diseño de una unidad para condensarmezclas complejas de hidrocarburos en presencia de vapor.

1. Determine el punto de rocío del hidrocarburo

2. Determine el punto de rocío del vapor

3. Determine el calor desprendido en cada zona

4. Determine el DTML simple de cada zona, después el ∆tew (Diferencia detemperatura media logarítmica ajustada), °C (°F))

5. Estime el coeficiente total (ejemplo, área total) para el condensador;determine las características mecánicas

6. Calcule el área requerida para cada zona; sume las áreas

7. Ajuste las características mecánicas de la unidad hasta que el total del áreaasumida sea igual a la suma de las áreas calculadas para cada zona.

Estos pasos básicos serán discutidos a continuación en términos generales.

6.3.1 Punto de rocío y curva de vaporización

Para la condensación de mezclas complejas, el punto de rocío del hidrocarburose halla haciendo reducciones de temperatura por tanteo hasta encontrar el puntodonde la presión de vapor del hidrocarburo es igual a la presión parcial yaconocida. (En el caso usual del producto de tope del fraccionador, el hidrocarburoestá ya en su punto de rocío).

El punto de rocío del vapor es más difícil, debido a que el número total de molesde vapor cambia entre el punto de rocío del hidrocarburo y el punto de rocío del




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vapor. Este cambio en composición debe ser determinado antes que el punto derocío pueda ser calculado.

Es usual suponer que a medida que la condensación progresa, el vapor y el líquidomantienen una composición de equilibrio. Es por esto que la composición y laspropiedades térmicas del sistema son obtenidas de los cálculos de vaporizaciónde equilibrio. Estos cálculos predicen una “curva de vaporización”, la cual es ungráfico de temperatura vs. el porcentaje no condensado.

La curva de vaporización no se construye completa; se calculan varios puntos dela curva de expansión volumétrica y éstos se grafican y se conectan con líneasrectas. La curva de vaporización molar pasa un poco por debajo de la curvavolumétrica y la curva de vaporización de peso pasa por arriba de la curvavolumétrica. Por simplicidad, la separación de las curvas se asume proporcionalal ancho del rango de ebullición en el corte. Las tres curvas se grafican en el mismografico y se usan para predecir composiciones y temperaturas de las fases devapor y líquido a medida que la condensación progresa.

El punto de rocío del vapor se calcula reduciendo la temperatura del sistema portanteo hasta encontrar la temperatura donde la presión de vapor del agua es iguala la presión parcial calculada.

6.3.2 Calor desprendido por zonas

Las siguientes cargas de calor son calculadas en la zona en que ocurren. Todaslas cargas ocurren simultáneamente sólo en la tercera zona.

1. Enfriamiento del líquido entrante.

2. Enfriamiento del vapor y el gas que no se condensa.

3. Enfriamiento del vapor de HC condensándose.

4. Enfriamiento del condensado de hidrocarburo.

5. Enfriamiento del vapor de agua condensándose.

6. Enfriamiento del condensado de vapor.

7. Remoción del calor latente de vaporización, hidrocarburo.

8. Remoción del calor latente de vaporización, vapor.

Para calcular las cargas 3, 4, 5 y 6, se debe suponer que 50% del material esenfriado con el 100% del cambio de temperatura de la zona.

A pesar de que las gráficas de entalpía pueden ser usadas en estos cálculos, eluso de los calores específicos promedios y los calores latentes promedios esadecuado en la mayoría de los casos. Note que cuando las gráficas de entalpíason usadas, los puntos 7 y 8 deben ser calculados a la temperatura promedio (envez de a las condiciones de entrada o salida) para evitar duplicar la porción de lacarga de calor sensible.




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6.3.3 Gradiente de temperatura

Después de calcular las cargas de calor por zona, se puede estimar el promedioprorrateado de la DTML (∆tew). Esto se hace calculando el DTML para cada zonay después prorrateando el DTML de acuerdo a la cantidad de calor transferido enla zona. La ecuación convencional es como sigue:

�tew � Qqdh

�tdh� qds

�t ds� qsc

�t sc

Ec. (1)

Para la definición de símbolos, ver la nomenclatura.

Todo ∆t de cada zona se corrige para el flujo en contracorriente, multiplicando éstepor Fn, el cual se calcula usando las temperaturas terminales de la zona. Este usode Fn no está teóricamente comprobado, pero está justificado por conveniencia,para asegurar que se especifiquen suficientes pasos en la carcaza para satisfacerla temperatura de cruce del diseño.

El uso de esta ecuación para el prorrateo de ∆t es estrictamente una convenciónindustrial. Esta dá el valor verdadero de ∆tew sólo cuando el coeficiente esconstante a través de todo el condensador y esta condición, por supuesto, casinunca se mantiene. Pero, debido a que la ecuación ha sido adoptada por la granmayoría, el uso de otro método para prorratear ∆t puede crear confusión para lossuplidores de intercambiadores.

Actualmente, ∆tew no entra en el diseño de condensadores y su valor no es de realimportancia. El diseño está basado en la sumatoria de las áreas de las zonas, lascuales son calculadas con los t individuales de cada zona. El ∆tew total se estimasólo para reportar un Uo total promedio.

6.3.4 Coeficiente de transferencia de calor

Condensación en el lado de la carcaza.

Desde el punto de vista analítico, un condensador es un equipo extremadamentecomplejo. No existe un planteamiento teórico, el cual prediga satisfactoriamentelos efectos del gran número de variables involucradas.

La aproximación usada en este manual no es un análisis teórico, si no un intentoempírico que considera varios fenómenos que ocurren simultáneamente en uncondensador. Esta aproximación envuelve los mecanismos siguientes:

1. El vapor es enfriado por convección forzada.

2. El líquido es enfriado por “goteo” de tubo a tubo.

3. El líquido es enfriado por convección forzada en el fondo de la carcaza.

4. Condensación.




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En cada zona del condensador, se calcula un coeficiente de transferencia paracada uno de los mecanismos. El coeficiente de transferencia de cada zona esentonces evaluado por prorrateo y promedio de los coeficientes individuales:

hzona �Qzona

q1

hi� . . .

q4

h4

Ec. (2)

(Los subscritos se refieren a los mecanismos previamente mencionados).

El coeficiente total de la zona es entonces calculado con la ecuación usual deresistencia:

1Uzona

� 1Uzona

� ro � rW � rio � Rio Ec. (3)

y el área de:

hzona �Qzona

Uzona �tzonaEc. (4)

El área total del condensador es simplemente la suma de las áreas de las zonas.

Para calcular los coeficientes del enfriamiento de vapor y el enfriamiento de líquido“Flujo de Fondo” se debe usar la cantidad promedio de vapor y líquido en la zona.

El coeficiente de “enfriamiento por goteo” se toma como 1.5 veces el coeficientede condensación. Se supone arbitrariamente que la mitad de la carga de calor enel enfriamiento del líquido es absorbida por “enfriamiento por goteo” y la otra mitadpor “flujo de fondo” (para zonas con todo el vapor entrando).

Para intercambio entre el efluente de un desulfurador y su alimentación y otrosservicios similares donde exista un pico en la curva T–Q de las dos corrientes,cada carcaza del arreglo final debe ser verificada gráficamente para el cruce detemperatura (ejemplo, grafique la temperatura del lado de la carcaza y del lado deltubo vs. las curvas de la carga en un solo gráfico y compare las temperaturas deentrada vs. salida de cada carcaza). Si ocurre un cruce de temperatura, el área dela carcaza o el número de carcazas se debe ajustar para remover el cruce.

Para todo lo relacionado con cálculos rigurosos, consultar la subsección 6.7 paracálculos manuales, y la 6.8 para cálculos computarizados.

Condensación en el lado del tubo

La condensación dentro de los tubos es poco usada en la industria. Por lo tanto,poco se sabe acerca de los coeficientes de transferencia en tal servicio. Engeneral, los coeficientes son más bajos que para la condensación en el lado dela carcaza.




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Si el condensador es de forma vertical, el análisis de Nusselt es sin duda tan válidodentro de los tubos como fuera de ellos. Pero, en el caso usual, tal como uncondensador con aletas, la unidad estaría horizontal. Esto tiende a llenar parte dela sección transversal de los tubos con condensado, interfiriendo con parte delárea de condensación. Este mecanismo está completamente fuera del trabajo deNusselt.


6.3.5 Caida de presión

La caída de presión en condensadores es una variación compleja de flujo en dosfases que no a podido ser analizada teóricamente de manera satisfactoria. Sinembargo, los datos son flexibles para correlacionar y tales correlaciones sonreportadas frecuentemente en la literatura.


6.4 Consideraciones especiales de diseño para condensadores sintambor

Cuando se diseñan condensadores sin tambor, se deben seguir los criterios dediseño dados a continuación:

1. La superficie del condensador debe ser 110% de la superficie requerida paracondensar de esta manera la superficie que normalmente está cubierta porlíquido.

2. El condensador debe estar equipado con una ventilación de 50 mm (2 pulg)ubicada tan cerca como sea posible del extremo de salida del líquido.

3. Una bota para la separación del líquido y vapor debe ser colocada a la salidadel condensador. Botas hasta de 350 mm (14 pulg) de diámetro deben serdimensionadas para una velocidad del líquido de 0.3 m/s (1 pie/s). Lavelocidad en botas de 400 mm (16 pulg) y más debe ser limitada a 0.45 m/s(1.5 pie/s). La bota debe tener una longitud de 0.9 a 1.5 m (3 a 5 pie).

4. La carcaza del condensador debe estar equipada con una ventanamanométrica que cubra el diámetro entero de la carcaza y la bota.

5. El condensador debe ser elevado lo suficiente para satisfacer losrequerimientos de NPSH de la bomba con la bota del condensador vacía. Decualquier manera, el fondo de la carcaza del condensador debe tener unmínimo de 6 m (20 pie) por encima del nivel del piso.

6. En la bota del condensador se debe instalar un deflector antivórtice.

7. El condensador debe estar ubicado con su extremo de la toma de líquido enel lado de la bomba de la estructura. Toda la tubería de succión de la bomba




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debe estar inclinada hacia abajo en dirección a la bomba. Los tuboshorizontales en la succión de la bomba deben estar inclinados por lo menos167 mm por m (2 pulg por 100 pie).

8. Las líneas de succión de la bomba, hasta e incluyendo 80 mm (3 pulg) dediámetro, no deben tener una velocidad del líquido en exceso de 0.45 m/s(1.5 pie/s). Las líneas de 100 a 200 mm (4 a 8 pulg) deben estar limitadas a0.68 m/s (2.25 pie/s). Para un diámetro de 250 mm (10 pulg) y mas grande,la velocidad del líquido no debe exceder 1.06 m/s (3.5 pie/s).

9. Las bombas deben ser de servicio pesado.

10. Las bombas deben estar equipadas con una línea de recirculación pararetornar corrientes aguas arriba del condensador. La línea de recirculacióndebe estar equipada con una válvula de bloqueo y un orificio de restriccióndimensionado para 25% de la capacidad normal de la bomba.

6.5 Criterios de selección para condensadoresUna gran variedad de configuración de condensadores ha sido utilizado en losprocesos industriales, tal como se planteó en la subsección 6.1, y la selección deltipo de condensador adecuado a un caso específico no es facil. La definición, entérminos generales, de un criterio de selección se dificulta dada la complejidad delproblema. Naturalmente la experiencia del diseñador es un importante factor y noes posible reemplazarlo por un criterio generalizado.

En esta subsección se presenta un proceso de selección en término de una seriede preguntas que se presentan a continuación.

1. ¿Tipo de medio de enfriamiento? .– Siempre que sea posible es aconsejableutilizar el calor desprendido en la condensación dentro del proceso, paracalentar otra corriente. En ultimo caso este debe ser enviado hacía el mediocircundante vía una corriente de servicio.

2. ¿Disponibilidad del agua de enfriamiento a bajo costo ?.– En la ausencia deun suministro económico de agua se debe usar enfriadores de aire comocondensadores.

3. ¿Uso de intercambiadores de placa? .– Estas unidades son usualmente masbaratas que otras, dado su construcción modular, pero no sonrecomendables para usar con material tóxico o inflamable o en servicios devapores a baja presión, dada su alta caida de presión.

4. ¿Vapores condensados, sucios y/o corrosivos?.– Si la respuesta es positivase debe considerar el uso de condensadores de contacto directo. En casocontrario, las unidades de tubo y carcaza son normalmente la mejor opción,y en servicios de vapores a baja presión o medio de enfriamiento a altapresión, es preferible que la condensación ocurra en la carcaza.




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5. ¿Condensación total de una mezcla de multicomponentes?.–Para esteservicio no son recomendables los condensadores de contacto directo.

6. ¿Se requiere para una operación de reflujo?.– Si la respuesta es si, el tipode unidad mas adecuada es el condensador de reflujo de tubo vertical.

7. ¿Orientación requerida?.– En general los condensadores verticales sonpreferidos desde el punto de vista de la transferencia de calor, pero loscondensadores horizontales son mas comunmente usados, por razones dediseño de planta.

6.6 Consideraciones de diseño para condensadores de tope encolumnas de destilación al vacío

Debido a que la mayor parte de la carga de calor en condensadores de tope decolumnas de destilación al vacío es por condensación del vapor deagua, hay queconsiderar lo siguiente:

1. Use un coeficiente de transferencia de 738 W/m2°C (130 BTU/hpie2°F). (Losvalores entre 625 y 738 W/m2°C (110 a 130 BTU/hpie2°F) han sido usadosen diseños pasados).

2. Para calcular la diferencia efectiva de temperatura, use la temperatura derocío del vapor en vez de la temperatura de rocío del hidrocarburo como latemperatura de entrada de la zona.

3. Diseñe para una caída de presión de 0.4 a 1.6 kPa (3 a 12 mm Hg). La caídade presión debe ser estimada basada en la mitad de la caída de presióncalculada usando las condiciones del vapor entrando. (Diseños anterioreshan usado frecuentemente flujo dividido, carcazas TEMA tipo J consegmento doble, disco modificado y corona, los deflectores a/o cerca delmáximo espaciado de deflectores para obtener valores bajos de caída depresión).

4. Estime la caída de presión de la boquilla basado en la pérdida de tres cargasde cabezal de velocidad para las boquillas de entrada y salida.


El procedimiento de cálculo manual a usar, se presenta en detalle en el manualde diseño del HTRI, sección D, subsección D4, con los siguientes temas cubiertos:



Introducción al diseño de condensadores.



Condensadores verticales con condensación en el lado delos tubos.




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Condensadores horizontales con condensación en el ladode los tubos.



Condensadores horizontales con condensación en el ladode la carcaza, con tubos simples.ÁÁÁÁÁ


D4.5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Condensadores verticales con condensación en el lado dela carcaza, con tubos simples.



Condensadores horizontales con condensación en el ladode la carcaza, con tubos aleteados.



Consideraciones especiales de diseño


6.8 Método computarizado de diseñoDado que los programas de HTRI son el procedimiento computarizado oficial decálculo para PDVSA y sus filiales, remitimos al lector al programa “CST–2”, el cualdiseña condensadores de tubo y carcaza y evalúa el desempeño para aquellosgeométricamente especificados.

Se pueden iniciar cálculos autotizados usando el programa “HEXTRAN” (Verdocumento PDVSA–MDP–05–E–01), de la companía “SIMSI”. Remitimos allector al manual del programa HEXTRAN para mejores detalles.




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7 NOMENCLATURAÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Enunidades

SI


Enunidadesinglesas

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

A’ ÁÁÁÁÁÁ

= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1 + Y (K–1) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁA ÁÁÁ

ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Area total del intercambiador ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

m2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

pie2


Azona ÁÁÁÁÁÁ


Area por zona del intercambiador ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

m2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

pie2


B ÁÁÁÁÁÁ


Velocidad del producto de fondo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

kgmol/s ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

lbmol/hrÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

DTML ÁÁÁÁÁÁ


Diferencia de temperatura medialogarítmica


°C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

°FÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

hzona

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

=ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Coeficiente de transferencia de calorpor zona


W/m2 °CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/hpie2

°FÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

FnÁÁÁÁÁÁ


Factor de corrección del DMTL ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


K ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Constante de equilibrio delcomponente clave liviano


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁQ ÁÁÁ

ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Total de la carga de calor transferido ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

W ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

qdh ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Carga de calor transferido en la zonade desrecalentamiento


W ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/h


qds ÁÁÁÁÁÁ


Carga de calor transferido en la zonade condensación de hidrocarburo


W ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/h

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

qscÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Carga de calor transferido en la zonade condensación de vapor de agua


WÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/h


NLÁÁÁÁÁÁ


Velocidad líquido del último plato ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



NVÁÁÁÁÁÁ


Velocidad del vapor del rehervidor ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



SFÁÁÁÁÁÁ


Fracción de la etapa teórica ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



Uc ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Coeficiente total limpio detransferencia de calor


C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/hpie2

°FÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Uo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Coeficiente total de servicio de latransferencia de calor


W/m2 °CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BTU/hpie2

°FÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Y ÁÁÁÁÁÁ


Fracción molar vaporizada en elrehervidor




�tdhÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

=ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Diferencia de temperatura medialogarítmica en la zona dedesrecalentamiento


°CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

°F


�tds ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Diferencia de temperatura medialogarítmica en la zona decondensación de hidrocarburo


°C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

°F


�tewÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Diferencia de temperatura medialogarítimica efectiva ajustada


°CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

°F

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

�tscÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Diferencia de temperatura medialogarítmica en la zona decondensación de vapor


°C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

°F




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8 APENDICEFigura 1 Tipos de rehervidoresFigura 2 Componentes de un rehervidor tipo marmitaFigura 3 Dimensionamiento de rehervidores tipo marmitaFigura 4 Curva tipica de desprendimiento de calor (T–Q)




RE

HE

RV

IDO

R

LIQ

UID

OD

E F

ON

DO

PL

AT

O D

EF

ON

DO

PR

OD

UC

TO

RE

HE

RV

IDO

RE

S D

E U

N S

OL

O P

AS

O

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Fig 1. TIPOS DE REHERVIDORES




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FIG 1. TIPOS DE REHERVIDORES (CONT.)

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES VERTICALES DE TERMOSIFON

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

VENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

DESVENTAJASÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1. Mas baratos (Normalmente)

2. El lado de proceso es fácil de limpiar.

3. Area compacta de planta para construcción

4. Se soporta fácilmente

5. Bajo tiempo de residencia en el lado del proceso

(tendencia a ser menos sucio)

6. Buen control (Vía válvula en la línea de alimentación)

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1. Se requiere elevación de la torre para la circulación.

Muy sensitivo a fluctuaciones operativas

2. Requiere un cabezal constante de líquido de

alimentación

3. La torre requiere deflectores internos para aproximarse

a un plato teórico

4. Se debe limitar a un 50% la vaporización máxima. Sin

embargo, un % más bajo permite una mejor operación

5. Alta temperatura de salida para materiales de amplio

rango de ebullición

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES HORIZONTALES DE TERMOSIFONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

VENTAJASÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


1. El lado que calienta es fácil de limpiar

2. Requiere menos elevación de la torre que en un

termosifón vertical

3. Bajo tiempo de residencia en el lado del proceso

4. Buen control (Vía válvula en la línea de alimentación).

Menos sensitivos a fluctuaciones operativas que los

termosifones verticales


1. Requiere más área de planta para construcción

2. La tubería para el vapor generado puede ser

complicada (tubos de 5 y 6m de largo –16 y 20 pies–,

requieren dos salidas de vapor)

3. El lado del proceso es difícil de limpiar

4. % de vaporización máxima

5. La torre requiere deflectores internos para

aproximarse a un plato teórico

6. Alta temperatura de salida para materiales de amplio

rango de ebulliciónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

REHERVIDORES DE UN SOLO PASO (VERTICAL U HORIZONTAL)



DESVENTAJAS

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1. Las mismas que los anteriores

2. Equivalente a un plato teórico

3. Temperatura del producto de fondo se mantiene lo

más baja posible

4. Fondo de la columna totalmente utilizable para

volumen de retención de líquido


1. Las mismas que los anteriores

2. Columna debe elevarse más para proporcional

cabezal de líquido necesario para operar el

termosifón.

3. Peligro de una vaporización excesiva por paso (Alto

ensuciamiento)

4. Diseño de tubería de circulación es crítico

5. Puede fugar material hacia el plato superior al de

fondo, si falla el sello




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FIG 1. TIPOS DE REHERVIDORES (CONT.)

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES DE MARMITA




1. Permite una gran vaporización de la carga (80% para

alimentación normal y 100% para alimentaciones

limpias)

2. Internos sencillos en la torre

3. Temperatura del producto de fondo se mantiene lo

más baja posible

4. Equivalente a un plato teórico

5. Requiere la más baja elevación de la torre

6. Vertedero mantiene nivel constante de líquido sobre

los tubos


1. Construcción costosa del intercambiador

2. Baja acumulación de producto de fondo en la torre

3. Alta acumulación de fluído de proceso (sucio) en el

equipo

4. Lado del proceso difícil de limpiar

5. Tiende a acumular sedimentos

6. Requiere mayor área de planta para construcción

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

REHERVIDORES INTERNOS O INCRUSTADOS



DESVENTAJAS

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1. Las del rehervidor de marmita, más:

2. Ahorra costos por que no se requiere carcaza, ni

tubería de circulación

3. No necesita área de planta

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1. Limitación en la longitud del haz

2. Brida grande en la columna

3. Lado del proceso difícil de limpiar

4. Uso impráctico en columnas de diámetro pequeño

5. Gran tendencia a formar incrustacionesÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

REHERVIDORES DE BOMBEO DIRECTO



DESVENTAJAS


1. Usualmente es mejor para servicios viscosos ó

sucios

2. Control total del flujo de circulación

3. Capaz de alto caudal de circulación

4. El mejor para altos requerimientos de superficie

5. Operabilidad a muy bajos caudales

6. Puede usar intercambiadores con tubos estándar, y

tubería más pequeña, comparado con los de

circulación natural.


1. Costos de bombeo

2. Requiere elevar más la torre para satisfacer el NPSH

de la bomba




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Fig 2. COMPONENTES DE UN REHERVIDOR TIPO MARMITA




3.

SERVICIO

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Fig 3. DIMENSIONAMIENTO DE UN REHERVIDOR TIPO MARMITA




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Fig 4. CURVA TIPICA DE DESPRENDIMIENTO DE CALOR (T–Q)




Mdp 05 e-02 intercambiadores de calor de tubo y carcaza

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