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PDVSA N° TITULO
REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB.
APROB. FECHAAPROB.FECHA
TORRES DE FRACCIONAMIENTO
�1994
MDP–04–CF–03 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO
APROBADA
NOV.96 NOV.96
NOV.96 Y.M.0 21 F.R.
MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO
ESPECIALISTAS
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METODOLOGIA GENERAL DE CALCULONOV.960
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Indice1 OBJETIVO 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2 ALCANCE 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3 REFERENCIAS 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1 Caracterización de las corrientes 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2 Métodos Termodinámicos 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3 Generación de Estimados 7. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4 Ejemplos prácticos 8. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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1 OBJETIVOPresentar la metodología generalmente usada para el diseño de torres dedestilación en la industria petrolera y petroquímica.
2 ALCANCEEsta subsección da las herramientas para el diseño de torres de fraccionamientonormalmente utilizadas en las instalaciones petroleras y petroquímicas. Seespecifican criterios para caracterización de las corrientes, selección del métodotermodinámico mas apropiado y generación de estimados iniciales, presentandoejemplos operacionales que ilustran dicho procedimiento . El modelaje riguroso, laoptimización del diseño y el dimensionamiento de los equipos se presentan en lassubsecciones siguientes.
3 REFERENCIAS� Destillation Design, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1992� Watkins R.N, How to Desing Crude Distillation. Hydrocarbon Processing. 1969.� Wilcox R, Steven W, Simulate Vapor–Liquid Equilibrium. Chemical Engineering.
Octubre 1986.
4 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO
El procedimiento de diseño de una torre de fraccionamiento comienza con unrequerimiento o grado de separación entre los componentes de una mezcla quese desea obtener. Como resultado se obtiene el dimensionamiento de la torre,internos y equipos asociados ( condensador, rehervidor, bombas, etc ) necesariospara satisfacer el servicio en cuestión. La metodología utilizada para el diseño deuna torre de fraccionamiento involucra las siguientes etapas:
1. Definición del requerimiento de diseño2. Caracterización de las corrientes de proceso3. Selección de métodos termodinámicos4. Generación de estimados iniciales5. Modelaje riguroso/Generación del balance de masa y energía6. Optimización7. Dimensionamiento de los equipos.
La definición clara del requerimiento de diseño es de vital importancia para susatisfacción. En este capitulo se presentaran lineamientos para la generación deun estimado , que sirva de punto de partida para el modelaje riguroso de la torre defraccionamiento objeto de estudio. El modelaje riguroso, la optimización a laconfiguración obtenida y el dimensionamiento de los equipos se presenta en lassubsecciones posteriores.
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4.1 Caracterización de las corrientes
La resolución de cualquier problema de destilación involucra el cálculo de laspropiedades termodinámicas de las corrientes de proceso. En la mayoría de lasaplicaciones petroquímicas, la composición de dichas corrientes esta definida porcomponentes específicos y sus propiedades pueden ser estimadas, en un mayoro menor grado, aplicando el método termodinámico mas adecuado, el cualdepende de la naturaleza de las especies químicas involucradas y de lascondiciones de operación del proceso.
En la industria de la Refinación, en lo que se refiere a los crudos y sus fracciones,un análisis completo componente por componente no es practico dada la cantidadpresente. En su lugar, para los crudos se utiliza la curva de destilación TBP, la cualpermite determinar el punto de ebullición real de las distintas fracciones presentes;para fracciones de crudo se utilizan los ensayos estándar ASTM D86, D1160 y EFV(vaporización instantánea en equilibrio).
La caracterización de una corriente de crudo o de sus fracciones, consiste enasociar a los ensayos de laboratorio una serie de componentes hipotéticosdiscretos ( seudocomponentes ). A partir de esta información y correlaciones, sepueden predecir las propiedades termodinámicas y de transporte necesarias paramodelar los fluidos o corrientes de proceso.
Si no se dispone de data de destilación, los simuladores pueden generar una TBPpromedio basados en las propiedades globales del hidrocarburo: peso molecular,densidad y el factor K(UOP). Sin embargo, mientras más información sesuministre, más exactas serán las propiedades predichas por el simulador,especialmente cuando se trabaja con crudos pesados.
Si se dispone de la curva de destilación y se suministran las propiedades físicasglobales del hidrocarburo, se obtendrá una mejor predicción de las propiedadesde los seudocomponentes y por ende de las corrientes de proceso. Lo ideal esdisponer de curvas de laboratorio para el peso molecular, densidad y viscosidad,lo cual aumenta la exactitud en la predicción de propiedades.
4.1.1 Generación de seudocomponentes
A partir del ensayo del crudo o fracción de crudo, se puede caracterizar dichacorriente con la ayuda de un simulador de procesos, para ello determine el númerode cortes para cada rango de punto de ebullición siguiendo los siguientes criterios:
� Mayor número de cortes en los rangos de punto de ebullición donde se requiereun fraccionamiento más detallado.
� Limitar el rango más alto de punto de ebullición a 1650 ºF (900 ºC) ya que lascorrelaciones de propiedades críticas fallan por encima de esta temperatura.
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� Por encima de 1200 ºF (650 ºC) usar un mínimo de cortes ya que este rangonormalmente no es fraccionado. En caso de crudos pesados y/o la simulaciónde una unidad de vacío se deberá usar mayor número de seudocomponentesen este rango.
La Tabla 1 presenta una recomendación para determinar el número deseudocomponentes dependiendo del intervalo de punto de ebullición. Sinembargo, la experiencia indica que dependiendo de la naturaleza del crudopueden lograrse buenos resultados a partir de dicha recomendación.
TABLA 1. ESTIMACIÓN DE SEUDOCOMPONENTES
Intervalo deEbullición
Número deSeudocomponentes
IBP – 425°C 28
425 – 650°C 8
650 – 900°C 2
En general para establecer el número definitivo de seudocomponentes en unacorriente, verifique que el modelo construido en el simulador reproduce lascaracterísticas del crudo en estudio, determinando el porcentaje de desviaciónentre las propiedades calculadas y los datos de laboratorio. Normalmente sepuede aceptar un porcentaje de desviación en las curvas de destilación del ordendel margen de error del ensayo. Sin embargo en el caso de crudos pesados puederequerirse relajar esta especificación, todo dependerá de la precisión requerida.
Normalmente se lograr mejorar la reproducción de los datos experimentales,incrementando el número de seudocomponentes en el intervalo de punto deebullición donde se observan mayores desviaciones. El compromiso entre laprecisión requerida , los costos de computación y la facilidad en el manejo de lainformación, determinaran el número definitivo a utilizar.
4.1.2 Caracterización de la alimentación y/o mezcla de productos
Para caracterizar la alimentación (crudo) a un proceso de destilación, existen dosprocedimientos:
� Se usa los datos del crudo para generar los seudocomponentes.� Se usa los datos de los productos; se mezclan y la mezcla resultante se utiliza
para generar los seudocomponentes.Normalmente se prefiere el segundo procedimiento. En este caso se prefieremezclar volumétricamente los productos y caracterizar la mezcla, antes quecaracterizar independientemente los productos y luego mezclarlos, por lassiguientes razones:
� Se evitan duplicación de seudocomponentes por el solapamiento que existeentre las curvas TBP de las fracciones.
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� La curva TBP resultante suaviza los extremos de las curvas de las fraccionesindividuales, extremos que normalmente son imprecisos.
Este procedimiento no se recomienda para fracciones con curvas TBP solapadasy curvas de propiedades físicas muy diferentes (por ejemplo crudos y corrienteshidrocraqueadas); en este caso se deberá caracterizar cada corriente porseparado.
4.2 Métodos Termodinámicos
El diseño de torres de fraccionamiento requiere de la predicción delcomportamiento en el equilibrio de una mezcla líquido–vapor, el cual dependeprincipalmente de la naturaleza de las especies químicas que constituyen lamezcla y de las condiciones de operación de la unidad en estudio.
Los métodos o modelos termodinámicos predicen el comportamiento en elequilibrio de una mezcla líquido vapor, sin embargo, en las unidades de crudo, laexactitud de los resultados depende mucho mas de la caracterización de lacorriente que del método termodinámico seleccionado.
Los métodos de mayor aplicación son:
Soave–Redlich–Kwong (SRK) y Peng–Robinson (PR)
SRK y PR dan excelentes resultados de 0 a 5000 psi y en un extenso rango detemperatura, desde – 460 °F hasta 1200 °F. Sin embargo, en la región critica SRKpredice el equilibrio líquido–vapor con poca aproximación mientras que PR damejores resultados en esta región Las densidades estimadas pueden alcanzardesviaciones del 10 al 20 %. No se recomiendan para sistemas muy alejados dela idealidad
Las aplicaciones típicas en las cuales estos métodos reportan mejores resultadoscorresponden a demetanizadores, debutanizadores, separadores etano–etileno,propano–propileno y absorvedores de la cola liviana
Benedict–Webb–Rubin (BWR)
Este método fue diseñado para predecir la propiedades de mezclas dehidrocarburos livianos (C5 y menores) con N2, H2 y H2S. Es muy adecuado paratemperaturas inferiores a 200 ° F y presiones menores a 2000 psi. Es excelentepara predecir el equilibrio liquido vapor de corrientes de gas natural. Aplicacionestípicas son separaciones criogénicas de He y N2 de gas natural y procesamientoa baja temperatura de nafta liviana. En la región supercrítica debe utilizarse conprecaución.
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Modelos basados en coeficientes de actividad de líquidos.Los modelos de predicción de propiedades termodinámicas basados encoeficientes de actividad de líquido, se utilizan para predecir el equilibrio líquidovapor de mezclas no– ideales. Los de mas amplio uso son el de NRTL,Uniquac,Van Laar, Wilson Y Scatchard–Hildebrand. Todos estos modelosrequieren los parámetros de interacción para cada par de componentes
UNIFACEste modelo predice el equilibrio líquido–vapor en base a la contribución degrupos funcionales, los cuales se asume que tienen la misma contribución entodas las moléculas. Permite predecir el comportamiento de sistemas de loscuales no se dispone de datos experimentales.
UNIFAC solo puede ser usado para mezclas condensables de no electrólitos, conun número de grupos funcionales menor de 10, temperaturas inferiores a 300 ° Fy presiones bajas ( tipicamente por debajo de 50 psi )
Grayson–Streed ( GS )La correlación de Grayson Streed es una extensión de la metodología de ChaoSeader ( CS ), la cual permite extender la validez de esta última hastatemperaturas de 800 ° F y presiones de 3000 psi. El rango de aplicabilidad de estacorrelación comprende temperaturas entre 0 y 800 ° F y presiones inferiores a3000 psi. La correlación se utiliza generalmente para la simulación de unidadesatmosféricas de crudo, hidrotratadoras y reformadoras. No es recomendableutilizar CS y GS para modelar la separación componentes con poca diferencia devolatilidad, ya que generalmente sobre estima esta variable y predice unaseparación mejor a la real.
Braun K10
Este método se aplica generalmente a temperaturas superior a 100 ° F y presionesmenores a 100 psia. Ha demostrado ser efectivo en la simulación de unidades devacío y es el mas recomendado para predecir el comportamiento de crudospesados.
Sour–Water–SystemEsta correlación fue desarrollada para sistemas se aguas agrias. Esta tienevalidez para un porcentaje de gases disueltos en el agua ( H2S, NH3 y CO2 ) inferioral 30 %, temperaturas entre 30 y 300 ° F y presiones inferiores a 100 psia. Se utilizapara el dimensionamiento de despojadores de aguas agrias.
En la actualidad los paquetes de simulación de procesos poseen considerablesavances o modificaciones a las metodologías originales de sistema como SRK YPR, para mejorar sus predicciones del comportamiento de sistema no–ideales. Serecomienda consultar el manual del simulador de procesos, para verificar lascondiciones y los sistemas a los que son aplicables.
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4.3 Generación de EstimadosPara el diseño de una unidad de fraccionamiento se requiere de un punto departida, un estimado inicial, a partir del cual se pueden establecer, después de unanálisis riguroso, los parámetros de diseño de la unidad. Este puede establecerseen base a experiencia previa, por conocimiento del servicio en cuestión, y/outilizando una metodología simplificada de cálculo “Shortcut”
El procedimiento de cálculo simplificado generalmente utiliza las ecuaciones deFenske para determinar el número de platos mínimo requerido para laseparación, la ecuación de Underwood para el reflujo mínimo y la ecuación deGilliland para establecer la relación entre el número de etapas teóricas y el reflujo.
Los pasos requeridos para la generación de un estimado inicial son los siguientes:
4.3.1 Caracterización de Corrientes
Determine la composición de las corrientes de proceso, bien sea a partir de unacromatografía o de un ensayo estándar de laboratorio como TBP, ASTM D86 oD1160. Seleccione el método termodinámico mas apropiado, de acuerdo con lanaturaleza de las corrientes de proceso y condiciones de operación de la columna,para predecir las propiedades termodinámicas y de transporte de la mezcla lo masexacto posible. ( Subsecciones 3.1 y 3.2 )
4.3.2 Definición de componentes claves
Establezca el componente clave liviana y clave pesada de la separación que vaa realizar.
Clave liviana
Es el componente mas pesado presente en el destilado, cuyo porcentaje derecuperación es mayor en el destilado que en el producto de fondo.
Clave Pesada
Es el componente mas liviano en el fondo, cuyo porcentaje de recuperación esmayor en el fondo que en el destilado.
Cuando se requiere producir un producto de alta pureza, dos componentescercanos en términos de volatilidad son seleccionados como componentesclaves. En caso de requerirse menor grado de separación, la diferencia devolatilidad de los componentes claves no tiene que ser tan estrecha y puedenestar separados por un componentes de punto de ebullición intermedio.
4.3.3 Establecimiento del balance de masa aproximado
A partir del flujo y composición de la alimentación estime una distribución decomponentes en el destilado y en el producto de tope, basado en el grado deseparación o calidad requerida. Para este fin, normalmente se asume que loscomponentes de volatilidad superior al componente clave liviano están presentesolamente en el destilado, mientras que los mas pesados estarán en el fondo.
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4.3.4 Establecimiento de condiciones de operación
Presión y temperatura de tope.
La temperatura en el tambor de reflujo se establece en función a la temperaturadel medio de enfriamiento disponible. En el caso de productos gaseosos, lapresión en esta zona corresponde a la presión de rocío , mientras que paraproductos líquidos corresponde a la presión de punto de burbuja. La temperaturaen el tope es la sumatoria de la presión en el tambor de reflujo, las pérdidas en lalinea y en el condensador.
4.3.5 Caída de presión
Normalmente se permite una caída de presión de 0.3 a 0.7 bar (4 a 10 psi) a travésde la columna, basado en 7mbar ( 0.2 psi ) de caída de presión por plato.
4.3.6 Temperatura y presión de fondo
La presión de fondo es la presión de tope menos la caída de presión determinadapreviamente. La temperatura de fondo puede estimarse calculando el punto deburbuja del producto de fondo a la presión de fondo estimada.
4.3.7 Temperatura de la alimentación
Esta se determina basado en el grado de vaporización requerida a una presiónintermedia entre las condiciones de tope y fondo de la columna.
4.3.8 Carga calórica condensador y rehervidor
Estime en función de la composición de los productos de tope y fondo el calorlatente de vaporización de dichas corrientes. A partir de estos estime la cargacalórica del condensador y rehervidor.
4.3.9 Determinación de parámetros operacionales
Establezca el número de etapas teóricas y la relación de reflujo requerida para laseparación, bien sea en base a experiencia previa o ejecutando un procedimientoaproximado de cálculo “Shorcut” en un paquete de simulación de procesos. Estele suministrara el número mínimo de platos teóricos, reflujo mínimo y un análisisdel diseño en función del número de platos, definiendo el plato de alimentación.
4.4 Ejemplos prácticosPara ilustrar el procedimiento de generación de estimados, a continuación algunosejemplos de cálculo.
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4.4.1 Generación del estimado inicial para el diseño de una columna derecuperación de metanol
La alimentación a esta unidad es una corriente de agua–metanol de 11487Kg/h,con una concentración de metanol de 20 % p, a un a temperatura de 79 °C(175 °F) y una presión de 1.5 bar (36 psia). El medio de enfriamiento es aire.(Temperatura de bulbo seco 45 °C (110 °F)). Las especificaciones de los productosson las siguientes:
H2O en el metanol recuperado: 500 ppmp máx
MEOH en el agua recuperada: 200 ppmp máx
A continuación los pasos para generación del estimado inicial:
Método termodinámico
En este caso dada la naturaleza del sistema se calcularan las constantes deequilibrio con NRTL, las entalpias de vapor y líquido considerando el sistema idealy las propiedades de transporte a a partir del banco de datos del simulador paracomponentes puros.
Determinación de componentes claves
Si no se conoce la volatilidad relativa de los componentes a separar, determineestas, bien sea con ayuda de un simulador de procesos o a partir de data tabulada.
En este caso el componente más volátil es el metanol, por lo que se establececomo la clave liviana.
Balance de masa preliminar
En esta separación se quiere recuperar prácticamente todo el metanol por el topede la columna por lo tanto un balance de masa preliminar es el siguiente:
Sistema Métrico
Alimentación Tope Fondo
11487 Kg/h 2298 Kg/h 9189 Kg/h
71.8 Kmol/h 510 Kmol/h
Sistema Inglés
Alimentación Tope Fondo
25328 Lb/h 5066 Lb/h 20261 Lb/h
158.3 Lmol/h 1126 Lmol/h
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Establecimiento condiciones de operación
Temperatura y presión de tope
El medio de enfriamiento es aire con una temperatura de bulbo seco de 45°C (110°F). En general al usar aire en estas condiciones, la mínima temperatura de salidadel producto de tope del condensador es 55 °C (130°F). Por lo tanto, la presión enel tambor de reflujo se estima como la temperatura de burbuja del metanol a 55°C Esta fue determinada utilizando proII y resulto ser 0.7 bar (10 psia).Considerando 0.36 bar de caída de presión para el condensador, las lineas yaccesorios, la presión en el tope de la columna es de 1 bar (15 psia).
Caída de presión en la columna
35 etapas x 0.2 psi/etapa = 7 psi
Presión en el fondo 1 bar + 0.5 bar = 1.5 bar (22.5 psi )
Temperatura de fondo: Temperatura de burbuja del agua a 22.5 psig.
Tfondo= 130 ° C ( 235 ° F ). Obtenido a partir de las tablas de vapor de agua.
Estimación de la carga calórica del condensador y rehervidor
En este caso por tratarse de sustancias puras estos pueden estimarse a partir delcalor latente de cada uno de los productos, a las condiciones de operación en eltope y fondo de la columna. Ejecutando un ” Shortcut ” en un paquete de simulaciónde procesos también se obtiene esta información. La Tabla 2 resume losrequerimientos calóricos de la columna, estimados a partir del calor latente de losproductos.
TABLA 2. ESTIMACIÓN CARGA CALORICA CONDENSADOR Y REHERVIDOR
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
UnidadesÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
UnidadesÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
UnidadesMétricas ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
UnidadesInglesasÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Q lat MEOH ( 15 psi )ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1098002 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
J/Kg ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
472ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
BTU/LBÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Flujo MEOH ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2298 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5066ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
LB/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Relación de ReflujoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁVapor de tope ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ9190 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁKg/H ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ20264ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁLB/H
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Q Cond ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
10.09 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM KJ/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.56ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM BTU/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Qlat H2O ( 235 psi )ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2221593 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
J/Kg ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
947ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
BTU/LB
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Flujo de agua ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9189 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20261ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
LB/H
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
% de Vap ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
60 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
60ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Q reh ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
12.17 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM KJ/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
11.54ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM BTU/H
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Estimación del número de etapas teóricas y reflujo
Por experiencia previa se tiene que para este servicio, se requierenaproximadamente 35 etapas teóricas en la columna para realizar la separación.La relación de reflujo esta comprendida entre 1 y 3. Sin embargo, esta informaciónpuede determinarse ejecutando un “Shortcut” con el simulador de procesos ProII.
El simulador resuelve la ecuación de Fenske para determinar el número de etapasmínimas requerida para la separación. y la metodología de Gilliland paraestablecer la relación R/Rmin que minimiza el número de platos requerido. Esnecesario aplicar el índice de Fenske a estos resultados, (2), para establecer elnúmero de etapas teóricas requeridas por el servicio. La ejecución de esteprocedimiento se presenta al finalizar el desarrollo de esta metodología.
En este caso el número de etapas de Fenske óptimas es 16, utilizando un índicede Fenske de 2.2 se tienen 35 etapas teóricas.
La Tabla 3 resume toda la información obtenida, la cual se utiliza como estimadoinicial para el diseño riguroso de la columna.
TABLA 3. ESTIMADO INICIAL COLUMNA DE RECUPERACIÓN DE METANOL
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁClave liviana ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁMetanolÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁClave pesada ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁH2O ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
UnidadesMétricas
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
UnidadesInglesas
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁAlimentación ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ11487ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
25328ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Lb/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Tope ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTemperatura ( Cond ) ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ55ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
° CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
130 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
°FÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Presión ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.48ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
BarÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
22 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
psiÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Flujo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2298ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5066 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Lb/H
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Fondo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTemperatura ÁÁÁÁÁ121ÁÁÁÁÁ° CÁÁÁÁÁÁ249 ÁÁÁÁÁ°FÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁPresiónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.97
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁBar
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ29
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁpsiÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁFlujo ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9189ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20262ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Lb/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Etapas ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
35ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
35 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁReflujo ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁQ Cond ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
10.09ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM KJ/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.56 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM Btu/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Q Reherv ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
12.17ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM KJ/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
11.54 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MM Btu/H
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MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO
TORRES DE FRACIONAMIENTO
METODOLOGIA GENERAL DE CALCULONOV.960
PDVSA MDP–04–CF–03
Página 12
�����
.Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
Ejecución del “Short cut”, utilizando el simulador Pro II.
El problema esta realizado en unidades inglesas.
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TITLE PROJECT=2349,USER=J. MEDINA,DATE=8–11–96,* ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROBLEM=ESTIMADO
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
INICIAL 1ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESC SIMULACION RECUPERACION DE MEOH ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
DIMENSION ENGLISH ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOLERANCE STREAM=0.001 ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPRINT RATE= M,W ,PERCENT=W ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁCOMPONENT DATA ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁLIBID 1,MEOH/2,H2O ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁ* ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTHERMODYNAMIC DATA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMETHOD KVALUE(VLE)=NRTL,ENTH(V)=IDEA,ENTH(LÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDENS(V)=IDEA,DENS(L)=IDEA,COND(V)=PURE, * ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
COND(L)=PURE,SURF=PURE,VISC(V)=PURE, * ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVISC(L)=PURE,PHI=IDEA,SET=SET01 ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁKVALUE(VLE) POYNTING=NO,FILL=UNIF,BANK=ALCOHOL,AZEOTROPR=SIMSC
ÁÁÁÁÁÁÁSTREAM DATA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
FORMAT IDNO = 1, TOTAL, RVP, TEMP, PRESÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
$ AGUA/METANOL A RECUPERADORA DE METANOLÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PROP STRM=1,TEMP=175,PRESS=36,RATE(W)=25328,*
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
COMPOSITION(W)=1,5066/2,20262
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PROP STRM=5,TEMP=100,PRESS=30,RATE=100,*
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
COMPOSITION(W)=1,100ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
NAME 1,ALIMENT/2,TOPE /3,FONDO/*
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
4,CORTE LAT
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ UNIT OPERATIONS DATAÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
FLASH UID=1,NAME=TBUBÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
FEED 5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PROD V=6,L=7ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
BUBB TEMP=130,PEST=15
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ SHORTCUT UID=2,NAME=RECMEOHÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ FEED 1ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PROD STRM=2,PHASE=L,RATE=158.3,PRESS=30ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PROD STRM=3,PHASE=L,PRESS=35ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
SPEC STREAM=3,RATE,VALUE=1126
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
COND TYPE=BUBB
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ EVALUATE MODEL=CONV,*ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
KEYL=1,KEYH=2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ METHOD SET=SET01
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.Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma
Resultados: Los resultados relevantes de la simulación se muestran acontinuación.
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ––––––––––––– TOTAL STREAM RATES ––––––––––––– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MOLESÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
WEIGHTLIQUID VOL-NORM VAPOR(1)
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
WEIGHTLIQUID VOLNORM VAPOR(1)ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
NUM
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
STREAM ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PHASEÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
LB–MOL/HR
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
LB/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
FT3/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
FT3/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
SECTION TRAYS
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
2LÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
156.83ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5024.51ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
101.16ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
59516.07ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1ÁÁÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
3L ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1126ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20303.5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
325.87ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
427298.4ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOTALS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1282.83ÁÁÁÁÁ25328.01ÁÁÁÁÁ427.03ÁÁÁÁÁÁ486814.44ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ8
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ SPECIFICATIONS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
PARAMETERÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
COMP.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
SPECIFICATIONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
SPECIFIEDÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
CALCU-LATED
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TYPE ÁÁÁÁÁÁÁÁ
NUMÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TYPE ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
VALUE ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
VALUE
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
––––––––––––––––– –
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
––––––ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
––––––––––––– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
––––––––––
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
––––––––––
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
STRM 2 ÁÁÁÁÁÁÁÁ
1ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MOL FRACTIONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.99E–01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.00E+00ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
STRM 3 ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MOL RATE ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.13E+03ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.13E+03
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
SUMMARY OF UNDERWOOD CALCULATIONSÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMINIMUM REFLUX RATIO 2.39902 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁFEED CONDITION Q ÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁ 1.0666 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFENSKE MINIMUM TRAYS 8.001 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ THEORETICAL TRAYS 2.00 * M–MINIMUM ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁTOTAL ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁFEEDÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
R/R–MIN ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
M/M–MINÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
REFLUXÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
DUTY, MM BTU/HR
ÁÁÁÁÁÁTRAYS ÁÁÁÁTRAYÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ RATIOÁÁÁÁÁÁÁÁCONDENSER ÁÁÁÁREBOILERÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ12ÁÁÁÁÁÁÁÁ
9ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.009ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
4.567ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
–1.30E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.44E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
14ÁÁÁÁÁÁÁÁ
11ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.481ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.75ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3.368ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
–1.02E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.16E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
16ÁÁÁÁÁÁÁÁ
13ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.299ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.953ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
–9.20E+00ÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.07E+01
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18ÁÁÁÁÁÁÁÁ
14ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.178ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.25ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.678ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
–8.56E+00ÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.00E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ20
ÁÁÁÁÁÁÁÁ16
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.092
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2.5
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2.482
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ–8.11E+00
ÁÁÁÁÁÁÁÁ9.57E+00
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4.4.2 Diseño de una torre de destilación atmosférica
Para obtener un balance de masa aproximado con las características ypropiedades de cada una de las corrientes que se obtendrán en la torreatmosférica, se aplicará una metodología aproximada de cálculo o “shortcut”,utilizando el simulador de PRO II.
Se presenta el diseño de una torre de destilación atmosférica alimentada conCrudo Sur Tía Juana Mediano (STJM) de 24.7 API. La columna deberá fraccionar123000 BPD de crudo en los cortes convencionales de nafta, querosén, gasoleoy residuo atmosférico maximizando destilados. La torre operará a unatemperatura máxima de 400° C de manera de evitar craqueo del crudo.
A continuación se muestran los pasos para la generación del estimado inicial:
Datos de Entrada: Para realizar la caracterización del crudo se debe disponercomo mínimo del ensayo del crudo y de la gravedad API promedio. De manera delograr la reproducción de la curva del ensayo experimental es recomendabledisponer de información adicional tal como: porcentaje de livianos, curva degravedad API, peso molecular, viscosidad cinemática, punto de fluidez y contenidode azufre en función del porcentaje de destilado.
En las Tablas 4 a 7 se presentan las propiedades del crudo, la destilación TBP (F),porcentaje de livianos, y la gravedad API obtenidos de datos experimentales.
TABLA 4. PROPIEDADES DEL CRUDO SUR TÍA JUANA MEDIANOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGravedad API
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ24.7ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁContenido Azufre, % peso
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.61ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Viscosidad Cinemática, cS
@ 70 F@ 100 F
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
75.5
34.2
TABLA 5. COMPONENTES LIVIANOSÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Componentes ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
% volÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Metano
EtanoPropano
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
–
0.17
0.45ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Iso butano
Normal butanoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
0.27
0.66ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Iso pentano
Normal pentano
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
0.53
0.57ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOTAL
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2.66
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TABLA 6. ENSAYO TBP (F) @ 760 MMHG PARA EL CRUDO SUR TÍA JUANAMEDIANO
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Temp.15/5 (F)/ Porc. Dest.(%vol)
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
0 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
10 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
30 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
40 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
50 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
60 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
70 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
80 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
90
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
100 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.9ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.6ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.9 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3.2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
3.7 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
4.2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.35
4.7
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.4
5.1
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.7
5.9ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
200
300
400
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
6.4
13.6
20.4
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
7.0
14.4
21.1
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
7.8
15.1
21.9
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
8.5
15.7
22.6
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.1
16.4
23.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.8
17.1
24.0
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
10.7
17.8
24.7
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
11.5
18.5
25.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
12.1
19.1
26.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
12.8
19.9
27.0ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
500
600
700
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
27.9
37.0
46.9
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
23.6
38.0
47.8
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
29.4
39.0
48.8
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
30.2
40.0
49.7
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
31.2
41.1
50.5
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
32.1
42.1
51.3
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
33.0
43.0
52.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
34.0
44.0
53.0
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
35.0
45.0
54.0
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
36.1
46.0
54.9ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
800
900
1000
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
55.9
63.8
71.3
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
56.5
64.7
72.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
57.3
65.3
73.0
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
58.1
66.1
73.9
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
59.0
66.9
74.6
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
59.9
67.7
75.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
60.6
68.4
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
61.4
69.2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
62.2
69.9
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
63.0
70.7
TABLA 7. GRAVEDAD API EN FUNCIÓN DEL POCENTAJE DESTILADOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MID LV (%)
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Gravedad API
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MID LV (%)
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Gravedad API
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
85 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
50 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
23ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5.0
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ68
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ55
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ22ÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
10ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
54ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
60ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
42 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
70 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
30 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
34 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
73 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
16ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ40
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ27
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ76
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ12ÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
45ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
24ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Con esta información el sistema define una serie de pseudocomponentes pordefecto; el cual es posible modificar de acuerdo a los requerimientos. Comoaproximación inicial se permitió que el simulador estableciera los cortes.
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El simulador ajusta automáticamente los datos de la destilación TBP y el análisisde livianos, tomando el punto de ebullición del último componente más pesado enla corriente de livianos y lo intercepta con la curva TBP. Por otro lado, hay que tenerpresente el punto inicial de la destilación TBP, ya que el sistema toma 1% pordefecto.
Método termodinámico: El método termodinámico adecuado parahidrocarburos pesados y crudos a bajas presiones es el Braun K10 (BK10). Pararangos de aplicación ver sección 4.2.5 de este documento.
Caracterización del crudo: La Fig. 1 presenta la comparación entre la curva TBPexperimental y la obtenida por simulación, observandose que estasprácticamente se superponen. De este análisis se concluye que el método decaracterización utilizado reproduce la característica del crudo original.
Fig 1. CURVA TBP EXPERIMENTAL VERSUS TBP REPRODUCIDA
PORCENTAJE EN VOLUMEN
TE
MP
ER
AT
UR
A (
C)
0.00100.00
200.00300.00
400.00500.00
600.00
700.00800.00
900.001000.00
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
TBP EXPERIM. TBP. REPROD.
Balance de masa preliminar: El rendimiento de cada uno de los productos seestableció a partir de la curva TBP del crudo y el rango de ebullición de cada unode los ellos.
TABLA 8. RENDIMIENTO DE LOS PRODUCTOS
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Fracción ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Punto finalebullición, CASTM–D–86
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Porcentajevolumétrico,%
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Nafta ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
180 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
14ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Querosén ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
285 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
32ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
DiselÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
355ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
45ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleo
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ425
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ55
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Balance de masa en agua. Para el vapor de despojamiento en el fondo de lacolumna se recomienda una relación de 10 lb. por barril de producto neto de fondo(28 Kg de vapor por m3 de producto de fondo)., lo que equivale a 12349 Kg/h devapor. Adicionalmente, para efectos de diseño, se asume que el contenido deagua en el crudo después de la desalación es aproximadamente 0.2% en volumende crudo, lo que equivale a 1630 Kg/h de agua.
En la Fig. 2 se muestra la curva de destilación TBP y su correspondienteconversión en ASTM D–86 , la cual fue utilizada para el cálculo de estosrendimientos.
Fig 2. CURVAS ASTM D–86 Y TBP A 760 MMHG
Porcentaje volumétrico, %
Tem
pera
tura
, C
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
ASTM D–86 TBP
Temperatura y presión de operación: El medio de enfriamiento disponible esagua a 35° C y la temperatura de salida del producto de tope se establece en 50°C. A esta temperatura la presión en el punto de burbuja es 1.74 bar. Considerando0.3 bar la caída de presión en el condensador, líneas y accesorios, la presión enel tope de la columna es 2.04 bar.
Especificaciones de los productos: Los parámetros de calidad recomendadospara obtener los cortes deseados se muestran en la tabla 9.
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TABLA 9. ESPECIFICACIONES RECOMENDADAS PARA TORRES ATMOSFÉRICASÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Corte ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TemperaturaASTM D–86
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Propiedades
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Gasolina ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Nafta ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁGap nafta–gasolina
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Querosén ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁGap querosen–nafta
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDisel
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95%
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGap Disel–querosenÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95%
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGap Gasóleo–diselÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁResiduoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 5%
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
La calidad de los productos se estableció de acuerdo especificaciones típicas paracada corte y el rango de separación entre ellos recomendados por la literatura.Esta información se resume en la Tabla 10.
TABLA 10. DESTILACIÓN ASTM D–86 EN C DE CADA UNO DE LOS CORTES.
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
%LV ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
NAFTA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁQUEROSENÁÁÁÁ
ÁÁÁÁDISEL ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁGASOLEOÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁRESIDUO
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
0 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ170 ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁ248 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ285 ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ182 ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁ260 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ315 ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ370
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
95 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
160 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ250 ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁ340 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ420 ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
100 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
180 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ270 ÁÁÁÁ
ÁÁÁÁ360 ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁ455 ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁDe manera que las especificaciones por rango para el ejemplo dado son:
Gap Nafta–Querosén= 5 % ASTM D–86 querosén – 95% ASTM D–86 nafta = 182C – 160 C = 22 C.
Gap Querosén–Disel= 10 C y
Gap Disel– Gasóleo= – 25 C.
Simulación: Los datos de simulación deben ser introducidos de la siguientemanera:
TITLE PROJECT=2349,PROBLEM=TORRE ATMOSF,&
USER= YP,DATE=06/11/96,
DESC SIMULACION DE UN SHORT CUT EN UNA TORRE ATMOSFERICA
DESC USANDO CRUDO TIA JUANA MEDIANO
DIMEN METRIC,TIME=HR,WT=KG,TEMP=C,PRES=BAR, *
ENER=KCAL,WORK=KW,LIQV=M3,VAPV=M3,VISC=CP, *
COND=KCH,SURF=DYNE,XDEN=SPGR
CALC TRIAL=20
PRINT FRACTION=W,RATE=M,LV,W,TBP,STREAM=ALL
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COMPONENT DATA
$––––––––––––––
LIBID 1,H2O/2,C2/3,C3/4,IC4/5,NC4/6,IC5/7,NC5
THERMODYNAMIC DATA
$–––––––––––––––––
METHOD KVALUE(VLE)=BK10,ENTH(V)=JG,ENTH(L)=JG, *
ENTR(V)=CP,ENTR(L)=CP,DENS(V)=IDEA, *
DENS(L)=API,COND(V)=PETRO, COND(L)=PETRO, *
SURF=PETRO,VISC(V)=PETRO,VISC(L)=SIMSCI
STREAM DATA
$––––––––––
PROP STREAM=CRU,RATE(V)=814.49,TEMP=370,PRES=3.3,PHASE=M,ASSAY=LV
TBP STREAM=CRU,PRES(MMHG)=760,TEMP=C, *
DATA=1.35,21.1/1.4,26.7/1.7,32.2/1.9,37.8/2.2,43/2.6,49/ *
2.9,54/3.2,60/3.7,66/4.2,71/5.1,82/5.9,88/6.4,93/ *
7,99/7.8,104/9.8,121/11.5,132/12.8,143/14.4,154/ *
16.4,171/17.1,177/18.5,188/19.9,199/21.1,210/22.6,221 *
24,232/26.2,249/27.9,260/30.2,277/33,293/35,304/ *
38,321/41.1,338/45,360/47.8,377/50.5,393/54.9,421/ *
59,449/62.2,471/64.7,488/67.7,510/72.2,543/75.2,566
API STREAM=CRU,AVERAGE=24.7, *
DATA=2.5,85/5,68/10,54/20,42/30,34/40,27/45,24/50,23/ *
55,22/60,20/70,18/73,16/76,12
LIGHT STREAM=CRU,PERCENT(V)=2.66, *
COMP(V)=2,0.17/3,0.46/4,0.27/5,0.66/6,0.53/7,0.57, *
NORMALIZE
PROP STREAM=STM,TEMP=180,PRES=6,PHASE=M,RATE(M)=685.5,COMP(M)=1,1
PROP STREAM=WCRU,TEMP=180,PRES=6,PHASE=M,RATE(M)=90.5,COMP(M)=1,1
NAME 1,CRUDO/4,NAFTA/6,QUEROSEN/7,DISEL/8,GASOIL/9,RESIDUO
OUTPUT FORMAT=1,NSTREAM=4,STREAM=1,2,4,5,6,7,8,9
FORMAT ID=1,RATE,ENTHALPY,API,SPGR
UNIT OPERATIONS
$––––––––––––––
MIXER UID = MIX1,NAME=MEZCLA
FEED CRU,WCRU
PROD M=1
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OPER PRES=3.3
SHORTCUT NAME = TORRE ATM
FEED 1,STM
PROD STREAM=2,PHASE=M,CUTP(V)=14,PRES=2.04
PROD STREAM=6,CUTP(V)=32,PRES=2.38
PROD STREAM=7,CUTP(V)=45,PRES=2.46
PROD STREAM=8,CUTP(V)=55,PRES=2.52
PROD STREAM=9,PRES=2.56
CONDENS TYPE=MIX, TEMPERATURE=50
WATER= 3
EC STREAM=2,D86(95),VALUE=160
SPEC STREAM=6,D86(5),MINUS,STREAM=2,D86(95),VALUE=22
SPEC STREAM=6,D86(95),VALUE=250
SPEC STREAM=7,D86(5),MINUS,STREAM=6,D86(95),VALUE=10
SPEC STREAM=7,D86(95),VALUE=340
SPEC STREAM=8,D86(5),MINUS,STREAM=7,D86(95),VALUE=–25
SPEC STREAM=8,TBP(95),VALUE=440
SPEC STREAM=9,TBP(5),VALUE=360
EVALUA MODEL=REFINE
FLASH NAME=CONDENSADOR
FEED 2
PRODU L=4, V=5
ISOTH TEMP=50,PRES=1.8
Resultados: Los resultados relevantes de la simulación se muestran en las tablas11, 12 y 13.
TABLA 11. ESTIMADO INICIAL DEL BALANCE DE MASA DE LA TORRE DEDESTILACIÓN ATMOSFÉRICA
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg–mol/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
m3/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
AlimentaciónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
737115ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2780ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
815ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁNafta ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ91488 ÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁ943 ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ127
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Querosen ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
68549 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
419 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
84ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Diesel ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
95915 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
410 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
110
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ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
m3/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg–mol/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Gasóleo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
53703 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
179 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
59ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Residuo atm.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
426240ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
799ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
432
TABLA 12. CONDICIONES DE OPERACIÓN
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Presiónbar
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Temperatura °C
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Condensador ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
1.74 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
50ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TopeÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2.04ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TABLA 13. CARACTERISTICAS DE LOS PRODUCTOS. CURVA ASTM D86
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
%LVÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
NAFTAÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
QUEROSENÁÁÁÁÁÁÁÁ
DISELÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
GASOLEOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
RESIDUOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
12ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
182ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
260ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
315ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
370
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
10 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
47 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
187 ÁÁÁÁÁÁÁÁ
264 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
323 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
393ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
30 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
87 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
196 ÁÁÁÁÁÁÁÁ
280 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
345 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
468ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
50ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
107ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
208ÁÁÁÁÁÁÁÁ
292ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
360ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
541ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
70ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
127ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
220ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
306ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
373ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
602
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
90 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
147 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
239 ÁÁÁÁÁÁÁÁ
329 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
402 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
820
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
95 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
160 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
250 ÁÁÁÁÁÁÁÁ
340 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
418 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
859
Los resultados muestran 13 etapas teóricas mínimas para realizar la separación,utilizando un índice de Fenske de 2.0 se tiene 26 etapas teóricas.
5 REFERENCIAS
Otras Referencias
� Manual del Ingeniero Químico, John H. Perry. Mc. Graw Hill, Book Company,N.Y. (1967)
� Distillation. Principles and Design Procedures, R.J. Hengstebeck. Robert E.Krieger Publishing Company, Huntington, N.Y. 1976
� Petroleum Refinery Distillation, 2th edition, R.N. Watkins. Gulf PublishingCompany, Houston London 1980
� Destillation Design, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1992
� Getting Started with PRO II, Simsci Latinoamericana C.A. 1996
� Curso de Entrenamiento Process, Simsci Simulation Sciences INC. 1987.
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