Mdp 04 cf-03 metodología general de cálculo

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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TORRES DE FRACIONAMIENTO

METODOLOGIA GENERAL DE CALCULONOV.960

PDVSA MDP–04–CF–03

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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. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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

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

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

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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


Kg/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


LB/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Relación de ReflujoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



3ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁVapor de tope ÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁ9190 ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁKg/H ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁ20264ÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁLB/H


Q Cond ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

10.09 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

MM KJ/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

9.56ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

MM BTU/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Qlat H2O ( 235 psi )ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


J/Kg ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


BTU/LB


Flujo de agua ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


Kg/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


LB/H


% de Vap ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ




ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Q reh ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


MM KJ/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


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





ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁClave liviana ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁMetanolÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁClave pesada ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁH2O ÁÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



UnidadesMétricas



UnidadesInglesas


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁAlimentación ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁ11487ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Kg/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

25328ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Lb/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Tope ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ





ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTemperatura ( Cond ) ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁ55ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

° CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


°FÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Presión ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


1.48ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

BarÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


psiÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Flujo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ





Lb/H


Fondo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ




ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTemperatura ÁÁÁÁÁ121ÁÁÁÁÁ° CÁÁÁÁÁÁ249 ÁÁÁÁÁ°FÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁPresiónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.97

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁBar

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ29

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁpsiÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁFlujo ÁÁÁÁÁ





Lb/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Etapas ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ




35 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁReflujo ÁÁÁÁÁ





ÁÁÁÁÁÁQ Cond ÁÁÁÁÁ



MM KJ/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


MM Btu/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Q Reherv ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


MM KJ/HÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


MM Btu/H




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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


INICIAL 1ÁÁÁÁÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESC SIMULACION RECUPERACION DE MEOH ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

DIMENSION ENGLISH ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOLERANCE STREAM=0.001 ÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPRINT RATE= M,W ,PERCENT=W ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁCOMPONENT DATA ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁLIBID 1,MEOH/2,H2O ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁÁ* ÁÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁ


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/*


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


COND TYPE=BUBB

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ EVALUATE MODEL=CONV,*ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

KEYL=1,KEYH=2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ METHOD SET=SET01




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��


Resultados: Los resultados relevantes de la simulación se muestran acontinuación.

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ––––––––––––– TOTAL STREAM RATES ––––––––––––– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


MOLESÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

WEIGHTLIQUID VOL-NORM VAPOR(1)

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

WEIGHTLIQUID VOLNORM VAPOR(1)ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

NUM


STREAM ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

PHASEÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

LB–MOL/HR


LB/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

FT3/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

FT3/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

SECTION TRAYS

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁ

2LÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ





1ÁÁÁÁÁÁÁÁ


ÁÁÁÁÁÁÁÁ

3L ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ





ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ








ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ






ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOTALS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1282.83ÁÁÁÁÁ25328.01ÁÁÁÁÁ427.03ÁÁÁÁÁÁ486814.44ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ8

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ SPECIFICATIONS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁ





PARAMETERÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

COMP.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

SPECIFICATIONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

SPECIFIEDÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

CALCU-LATED


TYPE ÁÁÁÁÁÁÁÁ

NUMÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

TYPE ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

VALUE ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

VALUE


––––––––––––––––– –

ÁÁÁÁÁÁÁÁ

––––––ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

––––––––––––– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

––––––––––


––––––––––


STRM 2 ÁÁÁÁÁÁÁÁ

1ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

MOL FRACTIONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

9.99E–01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.00E+00ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

STRM 3 ÁÁÁÁÁÁÁÁ


MOL RATE ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.13E+03ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.13E+03

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

SUMMARY OF UNDERWOOD CALCULATIONSÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ








ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMINIMUM REFLUX RATIO 2.39902 ÁÁÁÁÁ




ÁÁÁÁÁÁÁÁÁFEED CONDITION Q ÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁ 1.0666 ÁÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFENSKE MINIMUM TRAYS 8.001 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁ





ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ THEORETICAL TRAYS 2.00 * M–MINIMUM ÁÁÁÁÁ









ÁÁÁÁÁÁTOTAL ÁÁÁÁ

ÁÁÁÁFEEDÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

R/R–MIN ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

M/M–MINÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

REFLUXÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

DUTY, MM BTU/HR

ÁÁÁÁÁÁTRAYS ÁÁÁÁTRAYÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ RATIOÁÁÁÁÁÁÁÁCONDENSER ÁÁÁÁREBOILERÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁ






ÁÁÁÁÁÁ12ÁÁÁÁÁÁÁÁ




4.567ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

–1.30E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁ


14ÁÁÁÁÁÁÁÁ







16ÁÁÁÁÁÁÁÁ






1.07E+01


18ÁÁÁÁÁÁÁÁ






1.00E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ20

ÁÁÁÁÁÁÁÁ16

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.092



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


Temp.15/5 (F)/ Porc. Dest.(%vol)


0 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


20ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ







90


100 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.9ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

2.2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


2.9 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ




1.35

4.7

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.4

5.1

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.7

5.9ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

200

300

400


6.4

13.6

20.4


7.0

14.4

21.1


7.8

15.1

21.9

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

8.5

15.7

22.6


9.1

16.4

23.2


9.8

17.1

24.0


10.7

17.8

24.7


11.5

18.5

25.2


12.1

19.1

26.2


12.8

19.9


500

600

700


27.9

37.0

46.9


23.6

38.0

47.8


29.4

39.0

48.8


30.2

40.0

49.7


31.2

41.1

50.5


32.1

42.1

51.3


33.0

43.0

52.2


34.0

44.0

53.0


35.0

45.0

54.0


36.1

46.0


800

900

1000


55.9

63.8

71.3


56.5

64.7

72.2


57.3

65.3

73.0


58.1

66.1

73.9


59.0

66.9

74.6


59.9

67.7

75.2


60.6

68.4


61.4

69.2


62.2

69.9


63.0

70.7

TABLA 7. GRAVEDAD API EN FUNCIÓN DEL POCENTAJE DESTILADOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

MID LV (%)


Gravedad API


MID LV (%)


Gravedad API


2.5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

85 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


23ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5.0

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ68


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ22ÁÁÁÁÁÁÁ





20









16ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ40



ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ12ÁÁÁÁÁÁÁ





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,%


Nafta ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


14ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Querosén ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



DiselÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

355ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

45ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleo


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


Propiedades


Gasolina ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ


Nafta ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁGap nafta–gasolina


Querosén ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁGap querosen–nafta

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDisel

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95%

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGap Disel–querosenÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95%

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGap Gasóleo–diselÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁResiduoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 5%


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.


%LV ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

NAFTA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁQUEROSENÁÁÁÁ

ÁÁÁÁDISEL ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁGASOLEOÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁRESIDUO



– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ170 ÁÁÁÁ

ÁÁÁÁ248 ÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁ285 ÁÁÁÁÁÁ



– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ182 ÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁ370



160 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ250 ÁÁÁÁ





180 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ270 ÁÁÁÁ



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




REVISION FECHA





Página 20

��


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=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



Kg/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Kg–mol/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

m3/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

AlimentaciónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



815ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁNafta ÁÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁÁ91488 ÁÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁÁ943 ÁÁÁÁÁÁ

ÁÁÁÁÁÁ127


Querosen ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ




Diesel ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



110




REVISION FECHA





Página 21

��



m3/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Kg–mol/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Kg/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Gasóleo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ



59ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Residuo atm.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


799ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

432

TABLA 12. CONDICIONES DE OPERACIÓN


ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

Presiónbar


Temperatura °C


Condensador ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

1.74 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ


TopeÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

2.04ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

TABLA 13. CARACTERISTICAS DE LOS PRODUCTOS. CURVA ASTM D86


%LVÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

NAFTAÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

QUEROSENÁÁÁÁÁÁÁÁ

DISELÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

GASOLEOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

RESIDUOÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

5ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ





370




187 ÁÁÁÁÁÁÁÁ












208ÁÁÁÁÁÁÁÁ









602







820







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.




Education

Mdp 04 cf-03 metodología general de cálculo