PDVSAMANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACCIONAMIENTO PDVSA N° TITULO MDP–04–CF–03 0 NOV.96 REV. FECHA APROB. E PDVSA, 1983 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO APROBADA 21 DESCRIPCION FECHA NOV.96 Y.M. PAG. REV. APROB. F.R. APROB. APROB. FECHA NOV.96 ESPECIALISTAS MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.96 Página 1 Indice norma Indice 1 OBJETIVO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 2 ALCANCE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 3 REFERENCIAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 4 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 4.1 4.2 4.3 4.4 Caracterización de las corrientes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Métodos Termodinámicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Generación de Estimados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Ejemplos prácticos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 5 7 8 Mc. Dimensionamiento de los equipos. Graw Hill. Modelaje riguroso/Generación del balance de masa y energía 6. 2 ALCANCE Esta subsección da las herramientas para el diseño de torres de fraccionamiento normalmente utilizadas en las instalaciones petroleras y petroquímicas. bombas. Hydrocarbon Processing. S Wilcox R. El modelaje riguroso. Octubre 1986. Generación de estimados iniciales 5. Simulate Vapor–Liquid Equilibrium. Henry Z. la optimización a la configuración obtenida y el dimensionamiento de los equipos se presenta en las subsecciones posteriores. Chemical Engineering. Como resultado se obtiene el dimensionamiento de la torre. Optimización 7. Definición del requerimiento de diseño 2. presentando ejemplos operacionales que ilustran dicho procedimiento .MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . La definición clara del requerimiento de diseño es de vital importancia para su satisfacción. Kister.N. rehervidor. La metodología utilizada para el diseño de una torre de fraccionamiento involucra las siguientes etapas: 1. How to Desing Crude Distillation. En este capitulo se presentaran lineamientos para la generación de un estimado .Menú Principal 1 Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. internos y equipos asociados ( condensador.Y. Selección de métodos termodinámicos 4. la optimización del diseño y el dimensionamiento de los equipos se presentan en las subsecciones siguientes. Caracterización de las corrientes de proceso 3.96 Página 2 Indice norma OBJETIVO Presentar la metodología generalmente usada para el diseño de torres de destilación en la industria petrolera y petroquímica. que sirva de punto de partida para el modelaje riguroso de la torre de fraccionamiento objeto de estudio. Steven W. selección del método termodinámico mas apropiado y generación de estimados iniciales. 3 REFERENCIAS S Destillation Design. N. El modelaje riguroso. . 1992 S Watkins R. Se especifican criterios para caracterización de las corrientes. 1969. etc ) necesarios para satisfacer el servicio en cuestión. 4 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO El procedimiento de diseño de una torre de fraccionamiento comienza con un requerimiento o grado de separación entre los componentes de una mezcla que se desea obtener. para fracciones de crudo se utilizan los ensayos estándar ASTM D86. más exactas serán las propiedades predichas por el simulador. densidad y viscosidad. En la industria de la Refinación. en un mayor o menor grado. se obtendrá una mejor predicción de las propiedades de los seudocomponentes y por ende de las corrientes de proceso. para los crudos se utiliza la curva de destilación TBP.96 Página 3 Indice norma Caracterización de las corrientes La resolución de cualquier problema de destilación involucra el cálculo de las propiedades termodinámicas de las corrientes de proceso. S Limitar el rango más alto de punto de ebullición a 1650 ºF (900 ºC) ya que las correlaciones de propiedades críticas fallan por encima de esta temperatura. Sin embargo. Si no se dispone de data de destilación. un análisis completo componente por componente no es practico dada la cantidad presente. la composición de dichas corrientes esta definida por componentes específicos y sus propiedades pueden ser estimadas. En su lugar.Menú Principal 4. se pueden predecir las propiedades termodinámicas y de transporte necesarias para modelar los fluidos o corrientes de proceso. los simuladores pueden generar una TBP promedio basados en las propiedades globales del hidrocarburo: peso molecular.1 Generación de seudocomponentes A partir del ensayo del crudo o fracción de crudo.1. 4. Lo ideal es disponer de curvas de laboratorio para el peso molecular. consiste en asociar a los ensayos de laboratorio una serie de componentes hipotéticos discretos ( seudocomponentes ). D1160 y EFV (vaporización instantánea en equilibrio).1 Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. . el cual depende de la naturaleza de las especies químicas involucradas y de las condiciones de operación del proceso. La caracterización de una corriente de crudo o de sus fracciones. especialmente cuando se trabaja con crudos pesados.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . lo cual aumenta la exactitud en la predicción de propiedades. se puede caracterizar dicha corriente con la ayuda de un simulador de procesos. para ello determine el número de cortes para cada rango de punto de ebullición siguiendo los siguientes criterios: S Mayor número de cortes en los rangos de punto de ebullición donde se requiere un fraccionamiento más detallado. A partir de esta información y correlaciones. En la mayoría de las aplicaciones petroquímicas. en lo que se refiere a los crudos y sus fracciones. mientras más información se suministre. la cual permite determinar el punto de ebullición real de las distintas fracciones presentes. densidad y el factor K(UOP). aplicando el método termodinámico mas adecuado. Si se dispone de la curva de destilación y se suministran las propiedades físicas globales del hidrocarburo. antes que caracterizar independientemente los productos y luego mezclarlos. Normalmente se lograr mejorar la reproducción de los datos experimentales. todo dependerá de la precisión requerida.2 Caracterización de la alimentación y/o mezcla de productos Para caracterizar la alimentación (crudo) a un proceso de destilación. por las siguientes razones: S Se evitan duplicación de seudocomponentes por el solapamiento que existe entre las curvas TBP de las fracciones.96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . Normalmente se puede aceptar un porcentaje de desviación en las curvas de destilación del orden del margen de error del ensayo. 4. Sin embargo.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA PDVSA MDP–04–CF–03 TORRES DE FRACIONAMIENTO REVISION FECHA 0 NOV. Sin embargo en el caso de crudos pesados puede requerirse relajar esta especificación. En caso de crudos pesados y/o la simulación de una unidad de vacío se deberá usar mayor número de seudocomponentes en este rango. ESTIMACIÓN DE SEUDOCOMPONENTES Intervalo de Ebullición Número de Seudocomponentes IBP – 425°C 28 425 – 650°C 8 650 – 900°C 2 En general para establecer el número definitivo de seudocomponentes en una corriente. se mezclan y la mezcla resultante se utiliza para generar los seudocomponentes. verifique que el modelo construido en el simulador reproduce las características del crudo en estudio. El compromiso entre la precisión requerida . la experiencia indica que dependiendo de la naturaleza del crudo pueden lograrse buenos resultados a partir de dicha recomendación. determinando el porcentaje de desviación entre las propiedades calculadas y los datos de laboratorio. incrementando el número de seudocomponentes en el intervalo de punto de ebullición donde se observan mayores desviaciones. S Se usa los datos de los productos. los costos de computación y la facilidad en el manejo de la información. Normalmente se prefiere el segundo procedimiento. existen dos procedimientos: S Se usa los datos del crudo para generar los seudocomponentes. La Tabla 1 presenta una recomendación para determinar el número de seudocomponentes dependiendo del intervalo de punto de ebullición.Menú Principal Indice manual Indice volumen Página 4 Indice norma S Por encima de 1200 ºF (650 ºC) usar un mínimo de cortes ya que este rango normalmente no es fraccionado.1. En este caso se prefiere mezclar volumétricamente los productos y caracterizar la mezcla. TABLA 1. . determinaran el número definitivo a utilizar. en este caso se deberá caracterizar cada corriente por separado. separadores etano–etileno. debutanizadores. la exactitud de los resultados depende mucho mas de la caracterización de la corriente que del método termodinámico seleccionado. En la región supercrítica debe utilizarse con precaución.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . No se recomiendan para sistemas muy alejados de la idealidad Las aplicaciones típicas en las cuales estos métodos reportan mejores resultados corresponden a demetanizadores.96 Página 5 Indice norma S La curva TBP resultante suaviza los extremos de las curvas de las fracciones individuales. extremos que normalmente son imprecisos. Es muy adecuado para temperaturas inferiores a 200 ° F y presiones menores a 2000 psi. Es excelente para predecir el equilibrio liquido vapor de corrientes de gas natural. desde – 460 °F hasta 1200 °F. Los métodos o modelos termodinámicos predicen el comportamiento en el equilibrio de una mezcla líquido vapor. Aplicaciones típicas son separaciones criogénicas de He y N2 de gas natural y procesamiento a baja temperatura de nafta liviana. .2 Métodos Termodinámicos El diseño de torres de fraccionamiento requiere de la predicción del comportamiento en el equilibrio de una mezcla líquido–vapor. propano–propileno y absorvedores de la cola liviana Benedict–Webb–Rubin (BWR) Este método fue diseñado para predecir la propiedades de mezclas de hidrocarburos livianos (C5 y menores) con N2. Este procedimiento no se recomienda para fracciones con curvas TBP solapadas y curvas de propiedades físicas muy diferentes (por ejemplo crudos y corrientes hidrocraqueadas). sin embargo. en las unidades de crudo. Sin embargo. el cual depende principalmente de la naturaleza de las especies químicas que constituyen la mezcla y de las condiciones de operación de la unidad en estudio. en la región critica SRK predice el equilibrio líquido–vapor con poca aproximación mientras que PR da mejores resultados en esta región Las densidades estimadas pueden alcanzar desviaciones del 10 al 20 %. 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 de temperatura.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. H2 y H2S. 4. hidrotratadoras y reformadoras.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. temperaturas inferiores a 300 ° F y presiones bajas ( tipicamente por debajo de 50 psi ) Grayson–Streed ( GS ) La correlación de Grayson Streed es una extensión de la metodología de Chao Seader ( CS ). Braun K10 Este método se aplica generalmente a temperaturas superior a 100 ° F y presiones menores a 100 psia. Esta tiene validez para un porcentaje de gases disueltos en el agua ( H2S. Los modelos de predicción de propiedades termodinámicas basados en coeficientes de actividad de líquido. Se recomienda consultar el manual del simulador de procesos. Uniquac. ya que generalmente sobre estima esta variable y predice una separación mejor a la real. Todos estos modelos requieren los parámetros de interacción para cada par de componentes UNIFAC Este modelo predice el equilibrio líquido–vapor en base a la contribución de grupos funcionales. NH3 y CO2 ) inferior al 30 %. Sour–Water–System Esta correlación fue desarrollada para sistemas se aguas agrias. Los de mas amplio uso son el de NRTL. temperaturas entre 30 y 300 ° F y presiones inferiores a 100 psia.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .96 Página 6 Indice norma Modelos basados en coeficientes de actividad de líquidos. para verificar las condiciones y los sistemas a los que son aplicables. con un número de grupos funcionales menor de 10. UNIFAC solo puede ser usado para mezclas condensables de no electrólitos. Ha demostrado ser efectivo en la simulación de unidades de vacío y es el mas recomendado para predecir el comportamiento de crudos pesados. Se utiliza para el dimensionamiento de despojadores de aguas agrias. El rango de aplicabilidad de esta correlación comprende temperaturas entre 0 y 800 ° F y presiones inferiores a 3000 psi. La correlación se utiliza generalmente para la simulación de unidades atmosféricas de crudo. para mejorar sus predicciones del comportamiento de sistema no–ideales. Wilson Y Scatchard–Hildebrand. Permite predecir el comportamiento de sistemas de los cuales no se dispone de datos experimentales. En la actualidad los paquetes de simulación de procesos poseen considerables avances o modificaciones a las metodologías originales de sistema como SRK Y PR. la cual permite extender la validez de esta última hasta temperaturas de 800 ° F y presiones de 3000 psi. los cuales se asume que tienen la misma contribución en todas las moléculas.Van Laar. se utilizan para predecir el equilibrio líquido vapor de mezclas no– ideales. No es recomendable utilizar CS y GS para modelar la separación componentes con poca diferencia de volatilidad. . Para este fin. cuyo porcentaje de recuperación es mayor en el destilado que en el producto de fondo. y/o utilizando una metodología simplificada de cálculo “Shortcut” El procedimiento de cálculo simplificado generalmente utiliza las ecuaciones de Fenske para determinar el número de platos mínimo requerido para la separación. bien sea a partir de una cromatografía o de un ensayo estándar de laboratorio como TBP.96 Página 7 Indice norma Generación de Estimados Para el diseño de una unidad de fraccionamiento se requiere de un punto de partida. Clave Pesada Es el componente mas liviano en el fondo. Seleccione el método termodinámico mas apropiado. Los pasos requeridos para la generación de un estimado inicial son los siguientes: 4. normalmente se asume que los componentes de volatilidad superior al componente clave liviano están presente solamente en el destilado. a partir del cual se pueden establecer.Menú Principal 4.2 ) 4.3. dos componentes cercanos en términos de volatilidad son seleccionados como componentes claves. Cuando se requiere producir un producto de alta pureza. . Clave liviana Es el componente mas pesado presente en el destilado.1 y 3. un estimado inicial.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .3.3. Este puede establecerse en base a experiencia previa.3 Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.3 Establecimiento del balance de masa aproximado A partir del flujo y composición de la alimentación estime una distribución de componentes en el destilado y en el producto de tope.1 Caracterización de Corrientes Determine la composición de las corrientes de proceso. cuyo porcentaje de recuperación es mayor en el fondo que en el destilado. para predecir las propiedades termodinámicas y de transporte de la mezcla lo mas exacto posible. basado en el grado de separación o calidad requerida. 4. ( Subsecciones 3. la ecuación de Underwood para el reflujo mínimo y la ecuación de Gilliland para establecer la relación entre el número de etapas teóricas y el reflujo. la diferencia de volatilidad de los componentes claves no tiene que ser tan estrecha y pueden estar separados por un componentes de punto de ebullición intermedio. mientras que los mas pesados estarán en el fondo. En caso de requerirse menor grado de separación. de acuerdo con la naturaleza de las corrientes de proceso y condiciones de operación de la columna. ASTM D86 o D1160. después de un análisis riguroso. por conocimiento del servicio en cuestión.2 Definición de componentes claves Establezca el componente clave liviana y clave pesada de la separación que va a realizar. los parámetros de diseño de la unidad. definiendo el plato de alimentación.6 Temperatura y presión de fondo La presión de fondo es la presión de tope menos la caída de presión determinada previamente. En el caso de productos gaseosos.3.8 Carga calórica condensador y rehervidor Estime en función de la composición de los productos de tope y fondo el calor latente de vaporización de dichas corrientes. basado en 7mbar ( 0. 4.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . reflujo mínimo y un análisis del diseño en función del número de platos. las pérdidas en la linea y en el condensador.3.3.2 psi ) de caída de presión por plato.3. La temperatura en el tope es la sumatoria de la presión en el tambor de reflujo.3.96 Página 8 Indice norma Establecimiento de condiciones de operación Presión y temperatura de tope.4 Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. 4. .4 Ejemplos prácticos Para ilustrar el procedimiento de generación de estimados. Este le suministrara el número mínimo de platos teóricos. 4.9 Determinación de parámetros operacionales Establezca el número de etapas teóricas y la relación de reflujo requerida para la separación.Menú Principal 4. 4. la presión en esta zona corresponde a la presión de rocío . A partir de estos estime la carga calórica del condensador y rehervidor.7 Temperatura de la alimentación Esta se determina basado en el grado de vaporización requerida a una presión intermedia entre las condiciones de tope y fondo de la columna. a continuación algunos ejemplos de cálculo. mientras que para productos líquidos corresponde a la presión de punto de burbuja. 4.3. La temperatura en el tambor de reflujo se establece en función a la temperatura del medio de enfriamiento disponible. 4.5 Caída de presión Normalmente se permite una caída de presión de 0.7 bar (4 a 10 psi) a través de la columna. bien sea en base a experiencia previa o ejecutando un procedimiento aproximado de cálculo “Shorcut” en un paquete de simulación de procesos.3 a 0. La temperatura de fondo puede estimarse calculando el punto de burbuja del producto de fondo a la presión de fondo estimada. por lo que se establece como la clave liviana.4. (Temperatura de bulbo seco 45 °C (110 °F)). En este caso el componente más volátil es el metanol. Las especificaciones de los productos son 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 de equilibrio con NRTL. Balance de masa preliminar En esta separación se quiere recuperar prácticamente todo el metanol por el tope de la columna por lo tanto un balance de masa preliminar es el siguiente: Sistema Métrico Alimentación 11487 Kg/h Tope Fondo 2298 Kg/h 9189 Kg/h 71.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA PDVSA MDP–04–CF–03 TORRES DE FRACIONAMIENTO REVISION FECHA 0 NOV.Menú Principal 4. determine estas.3 Lmol/h 1126 Lmol/h .con una concentración de metanol de 20 % p. a un a temperatura de 79 °C (175 °F) y una presión de 1. Determinación de componentes claves Si no se conoce la volatilidad relativa de los componentes a separar.96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .5 bar (36 psia). bien sea con ayuda de un simulador de procesos o a partir de data tabulada. El medio de enfriamiento es aire.1 Indice manual Página 9 Indice volumen Indice norma Generación del estimado inicial para el diseño de una columna de recuperación de metanol La alimentación a esta unidad es una corriente de agua–metanol de 11487 Kg/h.8 Kmol/h 510 Kmol/h Sistema Inglés Alimentación 25328 Lb/h Tope Fondo 5066 Lb/h 20261 Lb/h 158. las entalpias de vapor y líquido considerando el sistema ideal y las propiedades de transporte a a partir del banco de datos del simulador para componentes puros. 56 947 20261 60 11.09 2221593 9189 60 12.5 psig. Por lo tanto.5 bar (22. TABLA 2. Caída de presión en la columna 35 etapas x 0. La Tabla 2 resume los requerimientos calóricos de la columna.Menú Principal Indice manual Indice volumen Página 10 Indice norma 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).17 J/Kg Kg/H Kg/H MM KJ/H J/Kg Kg/H MM KJ/H Unidades Inglesas 472 5066 3 20264 9. las lineas y accesorios. Obtenido a partir de las tablas de vapor de agua. la mínima temperatura de salida del producto de tope del condensador es 55 °C (130°F). la presión en el tope de la columna es de 1 bar (15 psia).5 psi ) Temperatura de fondo: Temperatura de burbuja del agua a 22. ESTIMACIÓN CARGA CALORICA CONDENSADOR Y REHERVIDOR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Q lat MEOH ( 15 psi ) Flujo MEOH Relación de Reflujo Vapor de tope Q Cond Qlat H2O ( 235 psi ) Flujo de agua % de Vap Q reh Unidades Métricas 1098002 2298 3 9190 10.5 bar = 1. Ejecutando un ” Shortcut ” en un paquete de simulación de procesos también se obtiene esta información. Estimación de la carga calórica del condensador y rehervidor En este caso por tratarse de sustancias puras estos pueden estimarse a partir del calor latente de cada uno de los productos.2 psi/etapa = 7 psi Presión en el fondo 1 bar + 0. la presión en el 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. Tfondo= 130 ° C ( 235 ° F ). a las condiciones de operación en el tope y fondo de la columna.36 bar de caída de presión para el condensador. estimados a partir del calor latente de los productos.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.54 BTU/LB LB/H LB/H MM BTU/H BTU/LB LB/H MM BTU/H .96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . En general al usar aire en estas condiciones. Menú Principal Indice manual Página 11 Indice volumen Indice norma Estimación del número de etapas teóricas y reflujo Por experiencia previa se tiene que para este servicio. La Tabla 3 resume toda la información obtenida. Es necesario aplicar el índice de Fenske a estos resultados. se requieren aproximadamente 35 etapas teóricas en la columna para realizar la separación.56 11. la cual se utiliza como estimado inicial para el diseño riguroso de la columna.97 9189 35 3 10. La ejecución de este procedimiento se presenta al finalizar el desarrollo de esta metodología.17 °C Bar Kg/H 249 29 20262 35 3 9. esta información puede determinarse ejecutando un “Shortcut” con el simulador de procesos Pro II. Sin embargo.48 2298 °C Bar Kg/H 130 22 5066 °F psi Lb/H 121 1.54 °F psi Lb/H MM KJ/H MM KJ/H MM Btu/H MM Btu/H .09 12. En este caso el número de etapas de Fenske óptimas es 16. La relación de reflujo esta comprendida entre 1 y 3. El simulador resuelve la ecuación de Fenske para determinar el número de etapas mínimas requerida para la separación. para establecer el número de etapas teóricas requeridas por el servicio.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA PDVSA MDP–04–CF–03 TORRES DE FRACIONAMIENTO REVISION FECHA 0 NOV. (2). TABLA 3.96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . utilizando un índice de Fenske de 2. ESTIMADO INICIAL COLUMNA DE RECUPERACIÓN DE METANOL ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Clave liviana Clave pesada Alimentación Tope Temperatura ( Cond ) Presión Flujo Fondo Temperatura Presión Flujo Etapas Reflujo Q Cond Q Reherv Metanol H2O Unidades Métricas 11487 Kg/H Unidades Inglesas 25328 Lb/H 55 1. y la metodología de Gilliland para establecer la relación R/Rmin que minimiza el número de platos requerido.2 se tienen 35 etapas teóricas. TOTAL. * VISC(L)=PURE.* COMPOSITION(W)=1.RATE.96 Página 12 Indice norma Ejecución del “Short cut”.PERCENT=W COMPONENT DATA LIBID 1.KEYH=2 METHOD SET=SET01 .FILL=UNIF.5066/2.NAME=RECMEOH FEED 1 PROD STRM=2. PRES $ AGUA/METANOL A RECUPERADORA DE METANOL PROP STRM=1.3.SURF=PURE.USER=J.RATE=158. utilizando el simulador Pro II.PRESS=35 SPEC STREAM=3.* PROBLEM=ESTIMADO INICIAL 1 DESC SIMULACION RECUPERACION DE MEOH DIMENSION ENGLISH TOLERANCE STREAM=0.TEMP=100.BANK=ALCOHOL. * COND(L)=PURE.VALUE=1126 COND TYPE=BUBB EVALUATE MODEL=CONV.CORTE LAT UNIT OPERATIONS DATA FLASH UID=1. RVP.TEMP=175. TEMP. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ TITLE PROJECT=2349.RATE(W)=25328.COND(V)=PURE.ALIMENT/2.VISC(V)=PURE. MEDINA.PRESS=30 PROD STRM=3.PRESS=30.20262 PROP STRM=5.W .100 NAME 1.ENTH(L DENS(V)=IDEA.* COMPOSITION(W)=1.001 PRINT RATE= M.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.NAME=TBUB FEED 5 PROD V=6.DATE=8–11–96.PRESS=36.PHI=IDEA.* KEYL=1.MEOH/2.RATE=100.AZEOTROPR=SIMSC STREAM DATA FORMAT IDNO = 1. El problema esta realizado en unidades inglesas.L=7 BUBB TEMP=130.H2O * THERMODYNAMIC DATA METHOD KVALUE(VLE)=NRTL.PHASE=L.PHASE=L.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .FONDO/* 4.DENS(L)=IDEA.SET=SET01 KVALUE(VLE) POYNTING=NO.ENTH(V)=IDEA.TOPE /3.PEST=15 SHORTCUT UID=2. 25 2.678 2.481 1.44E+01 1.092 M/M–MIN 1.5 101.83 25328.16 325.44 1 8 8 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ SPECIFICATIONS PARAMETER COMP.009 1.56E+00 –8.39902 FEED CONDITION Q 1.20E+00 –8.87 59516.13E+03 SUMMARY OF UNDERWOOD CALCULATIONS MINIMUM REFLUX RATIO 2.001 THEORETICAL TRAYS TOTAL TRAYS FEED TRAY 12 14 16 18 20 9 11 13 14 16 2.07 427298. SPECIFICATION SPECIFIED TYPE NUM TYPE ––––––––––––– –––––– ––––––––––––– –––– – STRM 2 1 MOL FRACTION STRM 3 MOL RATE VALUE ––––––––– – 9.02E+01 –9.368 2.482 DUTY.13E+03 CALCULATED VALUE –––––––––– 1.953 2.83 1126 5024.96 Página 13 Indice norma Resultados : Los resultados relevantes de la simulación se muestran a continuación.4 1282.0666 FENSKE MINIMUM TRAYS 8.00 * M–MINIMUM R/R–MIN 2.11E+00 1.00E+00 1.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .299 1.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.03 486814.01 427.00E+01 9.51 20303.07E+01 1. ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ Á ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ––––––––––––– TOTAL STREAM RATES ––––––––––––– MOLES WEIGHTLIQUID VOLWEIGHTLIQUID VOLNORM VAPOR(1) NUM NORM VAPOR(1) PHASE LB– LB/HR FT3/HR FT3/HR SECTION TRAYS MOL/HR STREAM 2L 3L TOTALS 156.99E–01 1.5 REFLUX RATIO 4.30E+01 –1.16E+01 1.57E+00 . MM BTU/HR CONDENSER REBOILER –1.5 1.75 2 2.178 1.567 3. 66 . y la gravedad API obtenidos de datos experimentales. La columna deberá fraccionar 123000 BPD de crudo en los cortes convencionales de nafta.7 API. gasoleo y residuo atmosférico maximizando destilados.2 Indice manual Indice volumen Página 14 Indice norma Diseño de una torre de destilación atmosférica Para obtener un balance de masa aproximado con las características y propiedades de cada una de las corrientes que se obtendrán en la torre atmosférica.66 0.17 0. se aplicará una metodología aproximada de cálculo o “shortcut”. peso molecular.53 0.45 0.Menú Principal 4.57 2. querosén.5 @ 70 F @ 100 F 34. punto de fluidez y contenido de azufre en función del porcentaje de destilado. Se presenta el diseño de una torre de destilación atmosférica alimentada con Crudo Sur Tía Juana Mediano (STJM) de 24. La torre operará a una temperatura máxima de 400° C de manera de evitar craqueo del crudo. viscosidad cinemática.2 TABLA 5.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. utilizando el simulador de PRO II. curva de gravedad API. % peso 1. COMPONENTES LIVIANOS Componentes Metano Etano Propano Iso butano Normal butano Iso pentano Normal pentano TOTAL % vol – 0. PROPIEDADES DEL CRUDO SUR TÍA JUANA MEDIANO Gravedad API 24. De manera de lograr la reproducción de la curva del ensayo experimental es recomendable disponer de información adicional tal como: porcentaje de livianos. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ TABLA 4. En las Tablas 4 a 7 se presentan las propiedades del crudo. cS 75. la destilación TBP (F).27 0.7 Contenido Azufre.61 Viscosidad Cinemática. porcentaje de livianos.4.96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . A continuación se muestran los pasos para la generación del estimado inicial: Datos de Entrada: Para realizar la caracterización del crudo se debe disponer como mínimo del ensayo del crudo y de la gravedad API promedio. 0 51. (%vol) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1.8 64.3 59.7 1000 71.9 70.0 62.7 200 6. GRAVEDAD API EN FUNCIÓN DEL POCENTAJE DESTILADO MID LV (%) Gravedad API MID LV (%) Gravedad API 2.5 48.4 69.0 46.0 24.9 63.2 54.1 43.6 14.0 34.2 73.9 22.0 700 800 46.4 21. Como aproximación inicial se permitió que el simulador estableciera los cortes.7 25.2 32. .1 12.0 61.0 36.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA PDVSA MDP–04–CF–03 TORRES DE FRACIONAMIENTO REVISION FECHA 0 NOV.7 4.2 24.1 17.9 52.7 58.4 7.7 16.4 54.Menú Principal Indice manual Página 15 Indice volumen Indice norma TABLA 6.5 59.9 74.2 26.8 57.1 600 37.7 65.2 60.8 8.0 39.0 41.9 67.5 9.2 2.8 18.2 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ TABLA 7.1 33.1 21.1 19.6 29.1 9.5 85 50 23 5. ENSAYO TBP (F) @ 760 MMHG PARA EL CRUDO SUR TÍA JUANA MEDIANO ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Temp.9 3.96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .4 15.5 19.7 4.6 23.1 42.4 17.9 400 20.2 69.1 66.7 68.9 55.9 2.9 47.3 49.2 31.3 66.0 44.1 50.0 7.0 38. Dest.4 30.0 45.4 1.0 40.35 1.5 5.0 500 27.0 900 63.7 11.1 5. el cual es posible modificar de acuerdo a los requerimientos.8 10.0 73.8 56.2 27.3 72.15/5 (F) / Porc.9 23.1 15.9 12.6 53.8 300 13.2 1.6 75.6 2.0 35.0 68 55 22 10 54 60 20 20 42 70 18 30 34 73 16 40 27 76 12 45 24 Con esta información el sistema define una serie de pseudocomponentes por defecto.2 3. 00 400.00 300. CURVA TBP EXPERIMENTAL VERSUS TBP REPRODUCIDA TEMPERATURA (C) TBP EXPERIM. Fig 1.00 800.96 METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .00 100.00 0. Método termodinámico: El método termodinámico adecuado para hidrocarburos pesados y crudos a bajas presiones es el Braun K10 (BK10).00 200. C ASTM–D–86 180 285 355 425 Porcentaje volumétrico.00 500.00 900. 1000.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA PDVSA MDP–04–CF–03 TORRES DE FRACIONAMIENTO REVISION FECHA 0 NOV. Caracterización del crudo: La Fig.00 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 PORCENTAJE EN VOLUMEN Balance de masa preliminar: El rendimiento de cada uno de los productos se estableció a partir de la curva TBP del crudo y el rango de ebullición de cada uno de los ellos.00 700. De este análisis se concluye que el método de caracterización utilizado reproduce la característica del crudo original. ya que el sistema toma 1% por defecto. 1 presenta la comparación entre la curva TBP experimental y la obtenida por simulación. TBP.% 14 32 45 55 .5 de este documento. Para rangos de aplicación ver sección 4. observandose que estas prácticamente se superponen.2.00 600. REPROD. RENDIMIENTO DE LOS PRODUCTOS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ Fracción Nafta Querosén Disel Gasóleo Punto final ebullición. tomando el punto de ebullición del último componente más pesado en la corriente de livianos y lo intercepta con la curva TBP. Por otro lado. TABLA 8. hay que tener presente el punto inicial de la destilación TBP.Menú Principal Indice manual Página 16 Indice volumen Indice norma El simulador ajusta automáticamente los datos de la destilación TBP y el análisis de livianos. 74 bar. la presión en el tope de la columna es 2. lo que equivale a 12349 Kg/h de vapor. para efectos de diseño. CURVAS ASTM D–86 Y TBP A 760 MMHG ASTM D–86 TBP 1000 900 800 700 Temperatura. se asume que el contenido de agua en el crudo después de la desalación es aproximadamente 0.. líneas y accesorios. Especificaciones de los productos: Los parámetros de calidad recomendados para obtener los cortes deseados se muestran en la tabla 9.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA PDVSA MDP–04–CF–03 TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .Menú Principal Indice manual REVISION FECHA 0 NOV. A esta temperatura la presión en el punto de burbuja es 1. por barril de producto neto de fondo (28 Kg de vapor por m3 de producto de fondo).96 Página 17 Indice volumen Indice norma Balance de masa en agua. 2 se muestra la curva de destilación TBP y su correspondiente conversión en ASTM D–86 . lo que equivale a 1630 Kg/h de agua. C 600 500 400 300 200 100 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Porcentaje volumétrico. .2% en volumen de crudo. Fig 2.3 bar la caída de presión en el condensador. En la Fig. Adicionalmente.04 bar. % Temperatura y presión de operación: El medio de enfriamiento disponible es agua a 35° C y la temperatura de salida del producto de tope se establece en 50° C. Para el vapor de despojamiento en el fondo de la columna se recomienda una relación de 10 lb. Considerando 0. la cual fue utilizada para el cálculo de estos rendimientos. Simulación: Los datos de simulación deben ser introducidos de la siguiente manera: TITLE PROJECT=2349.WORK=KW.XDEN=SPGR CALC TRIAL=20 PRINT FRACTION=W.STREAM=ALL * * . ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ %LV NAFTA QUEROSEN DISEL GASOLEO RESIDUO 0 – 170 248 285 5 – 182 260 315 370 95 160 250 340 420 100 180 270 360 455 De manera que las especificaciones por rango para el ejemplo dado son: Gap Nafta–Querosén= 5 % ASTM D–86 querosén – 95% ASTM D–86 nafta = 182 C – 160 C = 22 C.PROBLEM=TORRE ATMOSF. ESPECIFICACIONES RECOMENDADAS PARA TORRES ATMOSFÉRICAS Corte Gasolina Nafta Querosén Disel Gasóleo Residuo Temperatura ASTM D–86 95% 5% y 95% 5% y 95% 5% y 95% 5% y 95% 5% Propiedades Gap nafta–gasolina Gap querosen–nafta Gap Disel–querosen Gap Gasóleo–disel La calidad de los productos se estableció de acuerdo especificaciones típicas para cada corte y el rango de separación entre ellos recomendados por la literatura.LIQV=M3.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. ENER=KCAL.RATE=M.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . Esta información se resume en la Tabla 10.WT=KG. Gap Querosén–Disel= 10 C y Gap Disel– Gasóleo= – 25 C.VISC=CP. COND=KCH.W.& USER= YP.TIME=HR. DESTILACIÓN ASTM D–86 EN C DE CADA UNO DE LOS CORTES.96 Página 18 Indice norma ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ TABLA 9.VAPV=M3.LV.TBP.TEMP=C. TABLA 10.PRES=BAR.DATE=06/11/96.SURF=DYNE. DESC SIMULACION DE UN SHORT CUT EN UNA TORRE ATMOSFERICA DESC USANDO CRUDO TIA JUANA MEDIANO DIMEN METRIC. DENS(V)=IDEA.199/21.RATE(V)=814.C3/4.PRES=6.260/30.9.CRUDO/4.66.ENTHALPY.154/ * 16.2.377/50.7.6.304/ * 38. * SURF=PETRO.2.46/4.293/35.5.9 FORMAT ID=1.2.99/7.2.H2O/2.210/22.8/2.RESIDUO OUTPUT FORMAT=1.232/26. NORMALIZE PROP STREAM=STM.8.NAME=MEZCLA FEED CRU.ASSA Y=LV TBP STREAM=CRU.66/4.TEMP=180.54/20.GASOIL/9.60/3.54/3.IC4/5.2.PHASE=M.21.24/50.188/19.PERCENT(V)=2.3.ENTH(V)=JG.PRES=3.49/ * * 2.TEMP=370.22/60.0.1/1.27/45.42/30.277/33. COND(L)=PETRO.COND(V)=PETRO.0.2.393/54. DATA=1.37.53/7.9.WCRU PROD M=1 * * .4.7.ENTR(L)=CP.1.510/72.8.QUEROSEN/7.9.IC5/7.12 LIGHT STREAM=CRU.543/75.1.RATE.PRES(MMHG)=760.1.2.449/62.7.66/6.360/47.471/64.7.5.COMP(M)=1.71/5.9.26.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .7.VISC(V)=PETRO.566 API STREAM=CRU.NC5 THERMODYNAMIC DATA $––––––––––––––––– METHOD KVALUE(VLE)=BK10.RATE(M)=90.121/1 1.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.143/14.API.NSTREAM=4.93/ * 7.35.338/45.5.104/9.8.1 NAME 1.88/6.ENTH(L)=JG.0.SPGR UNIT OPERATIONS $–––––––––––––– MIXER UID = MIX1.34/40.9.STREAM=1.18/73.2.2/1.4.PRES=6.488/67.7.17/3.5.32.2.1 PROP STREAM=WCRU. COMP(V)=2.6.1. * ENTR(V)=CP.321/41.TEMP=180.PHASE=M.VISC(L)=SIMSCI STREAM DATA $–––––––––– PROP STREAM=CRU.5.C2/3.27/5.7/1.NC4/6.49.5.68/10.DISEL/8.171/17.23/ * 55.PHASE=M.43/2.8.57.AVERAGE=24.4.96 Página 19 Indice norma COMPONENT DATA $–––––––––––––– LIBID 1.0.85/5.5.4.421/ * 59. * DATA=2.82/5.COMP(M)=1.221 * 24.249/27.NAFTA/6.16/76.0.20/70.177/18.6.132/12. * DENS(L)=API.TEMP=C.9.8.0.4.RATE(M)=685. STREAM=6.MINUS.D86(95).PRES=2.56 CONDENS TYPE=MIX.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV.CUTP(V)=14.STREAM=2.VALUE=360 EVALUA MODEL=REFINE FLASH NAME=CONDENSADOR FEED 2 PRODU L=4.STREAM=7.PRES=2.PHASE=M.PRES=2.TBP(5).VALUE=–25 SPEC STREAM=8.46 PROD STREAM=8.CUTP(V)=55.D86(5).PRES=1.VALUE=22 SPEC STREAM=6.MINUS.D86(5).D86(95). TEMPERATURE=50 WATER= 3 EC STREAM=2. TABLA 11. ESTIMADO INICIAL DEL BALANCE DE MASA DE LA TORRE DE DESTILACIÓN ATMOSFÉRICA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Kg/h Kg–mol/h m3/h Alimentación 737115 2780 815 Nafta 91488 943 127 Querosen 68549 419 84 Diesel 95915 410 110 .CUTP(V)=32.8 Resultados: Los resultados relevantes de la simulación se muestran en las tablas 11.3 SHORTCUT NAME = TORRE ATM FEED 1. V=5 ISOTH TEMP=50.CUTP(V)=45.VALUE=340 SPEC STREAM=8.52 PROD STREAM=9.04 PROD STREAM=6.STM PROD STREAM=2.D86(95).38 PROD STREAM=7.D86(95).VALUE=10 SPEC STREAM=7.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO .TBP(95).D86(5). 12 y 13.PRES=2.PRES=2.D86(95).VALUE=250 SPEC STREAM=7.96 Página 20 Indice norma OPER PRES=3.VALUE=440 SPEC STREAM=9.VALUE=160 SPEC STREAM=6.MINUS.D86(95). 1996 S Curso de Entrenamiento Process.96 Página 21 Indice norma ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Kg/h Kg–mol/h m3/h Gasóleo 53703 179 59 Residuo atm. N. (1967) S Distillation. Hengstebeck. Mc. CARACTERISTICAS DE LOS PRODUCTOS.A. CONDICIONES DE OPERACIÓN Presión bar Temperatura °C Condensador 1. John H. CURVA ASTM D86 %LV NAFTA QUEROSEN DISEL GASOLEO RESIDUO 5 12 182 260 315 370 10 47 187 264 323 393 30 87 196 280 345 468 50 107 208 292 360 541 70 127 220 306 373 602 90 147 239 329 402 820 95 160 250 340 418 859 Los resultados muestran 13 etapas teóricas mínimas para realizar la separación. N.0 se tiene 26 etapas teóricas.MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO PDVSA TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO . Watkins. Mc. R. Huntington.Y.74 50 Tope 2. Simsci Latinoamericana C. 2th edition.Y. 5 REFERENCIAS Otras Referencias S Manual del Ingeniero Químico. 1976 S Petroleum Refinery Distillation. Gulf Publishing Company.Menú Principal Indice manual Indice volumen PDVSA MDP–04–CF–03 REVISION FECHA 0 NOV. Perry. 1987. Graw Hill. .N. R. N. Robert E. Graw Hill. Henry Z.J. Principles and Design Procedures. Book Company. Kister. Krieger Publishing Company. Simsci Simulation Sciences INC. 426240 799 432 TABLA 12.04 TABLA 13. Houston London 1980 S Destillation Design.Y. utilizando un índice de Fenske de 2. 1992 S Getting Started with PRO II.
Report "Metodologia General Del Cálculo para Torres de Destilación"