PDVSA N° TITULO REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB. APROB. FECHA APROB. FECHA TORRES DE FRACCIONAMIENTO E PDVSA, 1983 MDP–04–CF–04 MODELAJE RIGUROSO/GENERACION BALANCE DE MASA Y ENERGIA APROBADO ENE.97 ENE.97 ENE.97 0 26 MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO ESPECIALISTAS PDVSA
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PDVSA N° TITULO
REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB.
APROB. FECHAAPROB.FECHA
TORRES DE FRACCIONAMIENTO
� PDVSA, 1983
MDP–04–CF–04 MODELAJE RIGUROSO/GENERACION BALANCE DEMASA Y ENERGIA
APROBADO
ENE.97 ENE.97
ENE.970 26
MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO
ESPECIALISTAS
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REVISION FECHA
MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO
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1 OBJETIVOPresentar la metodología generalmente usada para el modelaje y generación delbalance de masa y energía de torres de fraccionamiento.
2 ALCANCEEsta subsección presenta el procedimiento comúnmente utilizado para elmodelaje y generación del balance de masa y energía de unidades defraccionamiento, utilizando paquetes comerciales de simulación de procesos. Sepresentas dos ejemplos prácticos, correspondientes a una separación binariaentre agua y metanol y a una torre de destilación atmosférica.
3 REFERENCIAS� Destillation Design, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1992� Reid, Praunitz, and Sherwood. The Properties of Gases and Liquids . Third
Edition. McGraw Hill� SIMCI, Pro II Keyword Input Manual. Version 4.0. 1994
4 SIMULACION DE TORRES DE FRACCIONAMIENTOPara el diseño, evaluación y optimización de torres de fraccionamiento esnecesario resolver las ecuaciones de balance de masa y energía y representacióndel equilibrio, correspondientes a cada una de las etapas de teóricas de la torre,en estado estacionario. En general, ,se requiere la generación de un estimadoinicial , para identificar las condiciones de operación y la configuración de la torre.Esta información sirve de punto de partida para realizar el cálculo riguroso platoa plato y establecer el diseño definitivo.
En la actualidad se utilizan modernas técnicas computacionales para la resoluciónde las ecuaciones que modelan el comportamiento de la torre, las cuales seencuentran disponibles en diversos paquetes comerciales de simulación deprocesos. Estos permiten lograr una alta precisión en el diseño, la cual solo estalimitada por la exactitud en el modelaje del comportamiento termodinámico delsistema.
En la industria nacional tienen amplia aplicación el paquete de simulación PRO II(SIMCI), para servicios de refinación y paquetes como HYSIM y ASPEN paraservicios petroquímicos, ya que modelan el comportamiento de la mayoría de lostipos de torres existentes
En general pueden simularse torres con múltiples alimentaciones, múltiplesetapas de enfriamiento, múltiples retiros laterales (liquido o vapor),condensadores parciales o totales, etc.
La información suministrada al simulador debe permitir alcanzar una soluciónúnica, tomando en cuenta que se dispone de un total de (N –1 )*2 grados de
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libertad para definir la operación de una torre de fraccionamiento. Siendo N elnúmero de productos de la torre.
En la sección 4.4 se presentan dos ejemplos detallados del diseño riguroso de dostorres de fraccionamiento, utilizando el paquete de simulación comercial PRO II.
4.1 Generación balance detallado de masa y energía
La información requerida por la mayoría de los paquetes comerciales, para lasimulación de una torre de fraccionamiento y generar el balance de masa yenergía se resume a continuación:
El simulador proporcionara la fase, flujos, composición, propiedades ycondiciones de temperatura y presión de todos los productos; la carga calórica delcondensador, rehervidor y/o etapas de enfriamiento intermedias; el perfil deliquido/vapor en la columna y la temperatura y presión de cada etapa teórica. Estorepresenta el balance de masa y energía de la torre en cuestión.
Para el dimensionamiento de torres de fraccionamiento nuevas, se puededeterminar el diámetro de la torre, la presión óptima de operación, la localizaciónmás conveniente del plato de alimentación, se puede analizar el efecto delporcentaje de vaporización en el rehervidor sobre el diseño propuesto,determinación del plato de control de temperatura , etc. En estos casos esnecesario suministrar adicionalmente el tipo de plato, espaciamiento entre platos,el número de pasos, el porcentaje de inundación recomendado para el servicio,entre otros.
Cuando se evalúan torres existentes, el paquete de simulación también permitedeterminar el porcentaje de inundación plato a plato, la eficiencia del equipo yotros parámetros adicionales que dependerán del objetivo de la evaluación.
4.2 Ejemplos prácticos
A continuación algunos ejemplos que ilustran el diseño riguroso de torres dedestilación.
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4.2.1 Diseño riguroso de una torre de recuperación de metanol perteneciente auna unidad de MTBE y TAME
La alimentación a esta unidad es una corriente de agua–metanol de 11487 Kg/h,con una concentración de metanol de 20 % p y trazas de hidrocarburos y alcoholescomo Ter–butyl–alcohol ( TBA ) y Ter–amyl–alcohol (TAA).
En los procesos de producción de MTBE y TAME, el metanol excedente de lareacción es recuperado prácticamente puro en una unidad de fraccionamiento,después de se removido de la corriente de hidrocarburos no reactantes con agua.En la corriente agua–metanol permanecen trazas de hidrocarburos, y otrossubproductos de la reacción como TBA y TAA. Estos alcoholes se remueven enla torre de recuperación e de metanol en un retiro lateral, para evitar suacumulación en el sistema.
El objetivo de este problema es especificar una torre que permita separar lacorriente de agua–metanol, recuperando en el producto de tope como mínimo el94 % del metanol alimentado y removiendo el TBA y el TAA en una extracciónlateral.
A continuación se presentan las características de la alimentación a la torre, el tipoy condición del medio de enfriamiento a utilizar y se establecen lasespecificaciones de los productos:
TABLA 1. ALIMENTACION A LA TORRE DE RECUPERACION DE METANOL
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Componente ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
lb/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
H2OÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20256
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MEOH ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5060
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TBA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TAA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
T–2 ButenoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TotalÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
25328
Se utilizará aire con una temperatura de bulbo seco de 45 °C ( 110 °F) como mediode enfriamiento en el condensador. Las especificaciones de los productos son lassiguientes:
H20 en el metanol recuperado: 500 ppmp máx
MEOH en el agua recuperada: 200 ppmp máx
En el documento MDP–04–CF–03 se genero un estimado inicial para de diseñode esta torre, el cual servirá de punto de partida para el diseño riguroso. Para lageneración del estimado no se considero la presencia de TBA y TAA, dado que esuna fracción marginal.
La simulación se realizó llevando a cabo las siguientes etapas:
1. Determinación del plato de alimentación
Para determinar la ubicación mas conveniente del plato de alimentación sesimuló la operación de la torre, sin extracción lateral, variando el plato dealimentación desde la etapa teórica 21 hasta la 25. Esta ubicación sedetermino en función al comportamiento del factor de separación “S” en cadacaso, ya que no existen diferencias apreciables entre las cargas calóricas delcondensador y rehervidor, entre las diversas alternativas consideradas.
La Tabla 3 resume los resultados obtenidos en cada caso y las figuras 1, 2y 3 presentan el factor “S” correspondiente a los platos evaluados.
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2. Determinación del plato de retiro.
Para determinar la etapa teórica mas conveniente para la ubicación de laextracción lateral de TBA y TAA, se simuló el comportamiento de la unidad,variando la ubicación de dicho retiro, entre la etapa teórica 12 y la 18, El plato18 resulto el mas adecuado, ya que se remueve todo el TBA y TAAalimentado a la columna con el menor porcentaje de pérdida de metanol.Para acelerar la convergencia, en esta etapa, se suministro con los datos deentrada al simulador, el perfil de temperatura y cargas de líquido/vaporcorrespondientes a cada etapa teórica obtenida durante el establecimientodel plato de alimentación. La Tabla 4 resume la comparación de losresultados obtenidos en cada caso.
TABLA 3. DETERMINACIÓN PLATO DE RETIRO LATERAL.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Plato de retiroÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
12ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
14ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
16ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
16ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
18
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Flujo (Lb mol/h) ÁÁÁÁÁÁ
12ÁÁÁÁÁÁ
12ÁÁÁÁÁÁÁÁ
10ÁÁÁÁÁÁ
12ÁÁÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
10ÁÁÁÁÁÁÁÁ
10ÁÁÁÁÁÁ
12ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Lb/h ÁÁÁÁÁÁ
359ÁÁÁÁÁÁ
359ÁÁÁÁÁÁÁÁ
289ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁ
238ÁÁÁÁÁÁ
238ÁÁÁÁÁÁ
294ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁ
354ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Composición (Lb/h)ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁMeOH ÁÁÁ
ÁÁÁ308ÁÁÁÁÁÁ
307ÁÁÁÁÁÁÁÁ
289ÁÁÁÁÁÁ
307ÁÁÁÁÁÁÁÁ
197ÁÁÁÁÁÁ
197ÁÁÁÁÁÁ
243ÁÁÁÁÁÁÁÁ
248ÁÁÁÁÁÁ
298ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
H2O ÁÁÁÁÁÁ
41ÁÁÁÁÁÁ
41ÁÁÁÁÁÁÁÁ
16ÁÁÁÁÁÁ
41ÁÁÁÁÁÁÁÁ
31ÁÁÁÁÁÁ
31ÁÁÁÁÁÁ
42ÁÁÁÁÁÁÁÁ
39ÁÁÁÁÁÁ
47ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TBAÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
TAA ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁ
8ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
% rec MeOH ÁÁÁÁÁÁ
0.94ÁÁÁÁÁÁ
0.94ÁÁÁÁÁÁÁÁ
0.95ÁÁÁÁÁÁ
0.94ÁÁÁÁÁÁÁÁ
0.94ÁÁÁÁÁÁ
0.95ÁÁÁÁÁÁ
0.95ÁÁÁÁÁÁÁÁ
0.94ÁÁÁÁÁÁ
0.94ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
H2O tope (ppmp)ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
151ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
52ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
827ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
20ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
711ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
7ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
7ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
7ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
7
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
MeOH fondo (ppmp)
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
<10ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
<10ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
907ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
<10ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
5390ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2238ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
<10ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2924ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
458
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Q Cond MM BTU/H ÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁ
9.41ÁÁÁÁÁÁ
9.41ÁÁÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁ
9.29ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Q Rehv. MM BTU/H ÁÁÁÁÁÁ10.64ÁÁÁÁÁÁ
10.64ÁÁÁÁÁÁÁÁ
10.63ÁÁÁÁÁÁ
10.64ÁÁÁÁÁÁÁÁ
10.63ÁÁÁÁÁÁ10.75ÁÁÁÁÁÁ
10.76ÁÁÁÁÁÁÁÁ
10.63ÁÁÁÁÁÁ
10.63
La Figura 4 presenta las pérdidas de metanol en la extracción lateral enfunción del plato de retiro.
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Fig 4. PÉRDIDA DE METANOL EN LA EXTRACCIÓN LATERAL.
Etapa Teórica de Retiro
Met
anol
en
la e
xtra
cció
n la
tera
l ( L
b/h
)
0
50
100
150
200
250
300
350
12 16 18
3. Dimensionamiento de la torre
El diámetro de la torre se estableció ejecutando un procedimiento Tsize conel simulador de procesos. La información suministrada en este caso fue lasiguiente:
Porcentaje de inundación recomendado para este servicio
Tipo de plato
Pasos a través de los platos
Espaciamiento entre los platos
1. Simulación para establecer el plato de alimentaciónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTITLE PROJECT=2349,USER=J. MEDINA,DATE=12–96,*ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESC SIMULACION RECUPERACION DE MEOHÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ$ ALIMENTACION A LA TORRE RECUPERADORA DE NMETANOLÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROP STRM=1,TEMP=175,PRESS=36,RATE(W)=25328,*ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
IDENTIFICACION DE LAS CORRIENTESÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
NAME 1,ALIMENT/2,TOPE /3,FONDO/*ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
4,CORTE LAT
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁUNIT OPERATIONS DATAÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ$ SIMULACION PARA ESTABLECER PLATO DE ALIMENTACIONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
4.2.2 Diseño riguroso de una torre de destilación atmosférica
La alimentación a la torre de destilación atmosférica es una corriente de Crudo SurTía Juana Mediano (STJM) de 24.7 API. La torre fraccionará 123000 BPD de crudoen los cortes convencionales de nafta, querosen, gasóleo y residuo atmosféricomaximizando destilados, operará a una temperatura máxima de 400° C de manerade evitar craqueo del crudo y se usará vapor en cada una de las etapas dedespojamiento lateral. Se desea obtener 50% de rendimiento en destilados.
Especificación de los productos
Nafta: punto 95% ASTM–D86 de 160° C.
Gap entre el punto ASTM–D86 95% de la nafta y el 5% del querosen: 20° C.
Gap entre el punto ASTM–D86 95% del querosen y el 5% del diesel: 10° C.
Gap entre el punto ASTM–D86 95% del diesel y el 5% del gasoil: –20° C.
En el documento MDP–04–CF–03 se presentan en las tablas 4 a 7 laspropiedades del crudo, destilación TBP, porcentaje de livianos, y gravedad APIobtenidos de datos experimentales, así como un estimado inicial para el diseño dela torre, el cual servirá de punto de partida para el diseño riguroso.
4.2.3 Simulación de la torre de destilación atmosférica.
Para la simulación rigurosa de la torre se usará el paquete de simulación PRO II.
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Estimado inicial
El estimado inicial del numero mínimo de etapas teóricas y el balance de masapreliminar se presenta en la tabla 5.
La simulación se realizó llevando a cabo las siguientes etapas:
1. Determinación del número de platos teóricos.
La experiencia operacional y la bibliografía reportan de 25 a 30 etapas entrela zona de vaporización y el tope de la torre en la mayoría de las torres dedestilación atmosférica. En el estimado inicial se determinó que el númerode etapas teóricas para realizar la separación 28. Para el diseño de la torrese partió de diseños de torres existentes similares y se tomaron 27 platosteóricos distribuidos de la siguiente forma:
TABLA 4. ESTIMADO INICIAL DE LA TORRE DE DESTILACION ATMOSFERICA
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Kg–mol/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
m3/h
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
AlimentaciónÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
737115 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
2780 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
815ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁNaftaÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ91488
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ943
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ127ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁQuerosenÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ68549
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ419
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ84ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁDieselÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ95915
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ410
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ110ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁGasóleoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ53703
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ179
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ59ÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁResiduo atm.ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ426240
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ799
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ432
8 platos teóricos entre la nafta y la salida lateral del querosen.7 platos teóricos entre el querosen y la salida lateral del diesel.4 platos teóricos entre el diesel y la salida lateral del gasóleo.6 platos teóricos entre el gasóleo y el plato de alimentación.2 platos para la zona de despojamiento.
2. Determinación del balance de masa en los despojadores laterales.
En base a experiencia operacional se asumen las siguientes ratas devaporización de la alimentación que entra a los despojadores laterales:15% en volumen en el despojador de querosen,10% en volumen en el despojador de diesel, y10% en volumen en el despojador de gasóleo,y se considera que no sale vapor con el producto. En la tabla 6 se presentael resultado del balance de masa en los despojadores laterales.
3. Determinación del balance en vapor de agua.
Para el vapor de despojamiento en el fondo de la columna y en los sidestrippers se recomienda una relación de 10 lb. por barril de producto neto de
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fondo (28 Kg de vapor por m3 de producto de fondo). Adicionalmente, paraefectos de diseño, se asume que el contenido de agua en el crudo despuésde la desalación es aproximadamente 0.2% en volumen de crudo, lo queequivale a 1630 Kg/h de agua. En la tabla 7 se presenta el resultado delbalance de masa en vapor de agua.
4. Determinación del perfil de presión.
En el estimado inicial se determinó que la presión de operación en el tamborde destilado es 1.74 bar y en el tope de la columna 2,04 bar. Considerandouna caída de presión por plato de 0.02 bar se determinó que la presión enel fondo de la columna es 2.54 bar y en la zona de vaporización 2.5 bar.
TABLA 5. BALANCE DE MASA EN LOS DESPOJADORES LATERALES.
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Producto defondo, m3/h
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Alimentación,m3/h
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Producto detope, m3/h
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
QuerosenÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
84ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
98.82ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
14.82ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDiesel
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ110
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ122.22
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ12.22ÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁGasoilÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ59
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ65.56
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ6.56
TABLA 6. BALANCE DE MASA EN VAPOR DE AGUA.
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
m3/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Vapor de agua,Kg–mol/h
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
Producto de fondoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁQuerosen
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
84ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
130ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
DieselÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
110ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ
171ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasoil
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ59
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ91ÁÁÁÁÁÁÁÁ
ÁÁÁÁÁÁÁÁResiduoÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ435
ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ680
5. Determinación del perfil de temperatura.
Temperaturas del condensador, tope y retiros laterales.En el estimado inicial se determinó que la temperatura en el condensador es50° C.
La temperatura en el tope de la columna generalmente está muy cercana alpunto 70% de la destilación ASTM–D86 de la fracción de tope. En el estimadoinicial se determinó que la temperatura que corresponde al 70% para la naftaes 130° C.
Para determinar las temperaturas de retiro de las corrientes laterales seusará el punto ASTM–D86–(50%) de cada uno de los cortes y la fig. 4. En latabla 8 se presentan las temperaturas de cada uno de los retiros laterales.
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Temperatura de la zona de vaporización y fondo de la torreEn general se recomienda un porcentaje de sobreparización del crudo en lazona de vaporización entre 2 y 5%. En este diseño se asume 2% en volumendel crudo total de sobrevaporización. Para determinar la presión parcial dellos hidrocarburos que salen de la zona de vaporización se simuló un flash a400° C y 2.5 bar alimentado con el crudo y el vapor de despojamiento y sedeterminó que la cantidad de moles de hidrocarburo vaporizados es 2166Kg–mol/h. Por lo tanto la presión efectiva de los hidrocarburos al salir de lazona de vaporización es:
PHC �
MolHC
MolHC � Molagua* Ptotal � 1.7 bar
En la Fig. 5 se presenta la curva de equilibrio de vaporización del crudo a 1.7bar, obtenida con ayuda del simulador. De la gráfica se tiene que latemperatura de la zona de vaporización es 395° C. La temperatura del fondode la torre es la temperatura de la zona de vaporización menos 10° C: 385°C.
Fig 6. CURVA DE EQUILIBRIO DE VAPORIZACIONDEL CRUDO A 1.7 BAR
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6. Determinación de la carga calórica introducida con la alimentación.
El delta de temperatura entre la alimentación y la zona de vaporización es deaproximadamente 3° C. De acuerdo a esto la temperatura de la alimentaciónes 398 ° C y la entalpía de la corriente 187 millones Kcal/h.
7. Determinación de la carga calórica del condensador.
Este valor se estimó realizando cálculos de equilibrio con HCURVE dePRO–II para las condiciones de operación existentes entre el tambor decondensado y el tope de la columna resultando ser 14 millones de kcal/h.
8. Determinación de la carga calórica de los retiros laterales de calor.
Se estiman dos retiros laterales de calor: uno a nivel del diesel y el otro a niveldel querosen. Para determinar las cargas calóricas se realizó un balance demasa y energía como se ilustra en la figura 6 y para determinar el vapor quesale del plato de retiro se simuló un flash a las condiciones del plato con el50% vaporizado estimado en el punto 5 y los productos conseguidos en elestimado inicial. Se considera que la carga calórica de los retiros lateraleses el 60% de la carga calórica calculada. Los resultados del balance de masay energía se resumen en la tabla 9.
Fig 7. BALANCE DE MASA Y ENERGÍA EN EL PLATO DE RETIRO DE DIESEL.
Para lograr la calidad requerida de los productos se debe ajustar los gapsespecificados de los puntos 5% y 95% ASTM–D86 para las corrientes dequerosen, diesel y gasóleo. Esto se puede alcanzar variando la cargacalórica de los pumparound. Inicialmente se habían considerado dos retiroslaterales de calor, pero fue necesario considerar otro retiro lateral de calor anivel del retiro de gasóleo de manera de conseguir los gaps requeridos
4.2.4 Archivos de la simulación de la torre de destilación atmosférica.
Archivo para el cálculo de las cargas calóricas de la torre.