Mdp 04 cf-03 metodología general de cálculo

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Mdp 04 cf-03 metodología general de cálculo

  1. 1. PDVSA N° TITULO REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB. APROB. FECHAAPROB.FECHA TORRES DE FRACCIONAMIENTO E1994 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 PDVSA
  2. 2. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 1 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Indice 1 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. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
  3. 3. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 2 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 1 OBJETIVO Presentar la metodología generalmente usada para el diseño de torres de destilación en la industria petrolera y petroquímica. 2 ALCANCE Esta subsección da las herramientas para el diseño de torres de fraccionamiento normalmente utilizadas en las instalaciones petroleras y petroquímicas. Se especifican criterios para caracterización de las corrientes, selección del método termodinámico mas apropiado y generación de estimados iniciales, presentando ejemplos operacionales que ilustran dicho procedimiento . El modelaje riguroso, la optimización del diseño y el dimensionamiento de los equipos se presentan en las subsecciones siguientes. 3 REFERENCIAS S Destillation Design, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1992 S Watkins R.N, How to Desing Crude Distillation. Hydrocarbon Processing. 1969. S 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 un requerimiento o grado de separación entre los componentes de una mezcla que se desea obtener. Como resultado se obtiene el dimensionamiento de la torre, internos y equipos asociados ( condensador, rehervidor, bombas, etc ) necesarios para satisfacer el servicio en cuestión. La metodología utilizada para el diseño de una torre de fraccionamiento involucra las siguientes etapas: 1. Definición del requerimiento de diseño 2. Caracterización de las corrientes de proceso 3. Selección de métodos termodinámicos 4. Generación de estimados iniciales 5. Modelaje riguroso/Generación del balance de masa y energía 6. Optimización 7. Dimensionamiento de los equipos. La definición clara del requerimiento de diseño es de vital importancia para su satisfacción. En este capitulo se presentaran lineamientos para la generación de un estimado , que sirva de punto de partida para el modelaje riguroso de la torre de fraccionamiento objeto de estudio. El modelaje riguroso, la optimización a la configuración obtenida y el dimensionamiento de los equipos se presenta en las subsecciones posteriores.
  4. 4. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 3 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.1 Caracterización de las corrientes La resolución de cualquier problema de destilación involucra el cálculo de las propiedades termodinámicas de las corrientes de proceso. En la mayoría de las aplicaciones petroquímicas, la composición de dichas corrientes esta definida por componentes específicos y sus propiedades pueden ser estimadas, en un mayor o menor grado, aplicando el método termodinámico mas adecuado, el cual depende de la naturaleza de las especies químicas involucradas y de las condiciones 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 cantidad presente. En su lugar, para los crudos se utiliza la curva de destilación TBP, la cual permite 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 en asociar a los ensayos de laboratorio una serie de componentes hipotéticos discretos ( seudocomponentes ). A partir de esta información y correlaciones, se pueden predecir las propiedades termodinámicas y de transporte necesarias para modelar los fluidos o corrientes de proceso. Si no se dispone de data de destilación, los simuladores pueden generar una TBP promedio basados en las propiedades globales del hidrocarburo: peso molecular, densidad y el factor K(UOP). Sin embargo, mientras más información se suministre, 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 físicas globales del hidrocarburo, se obtendrá una mejor predicción de las propiedades de los seudocomponentes y por ende de las corrientes de proceso. Lo ideal es disponer 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 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. 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.
  5. 5. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 4 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S Por encima de 1200 ºF (650 ºC) usar un mínimo de cortes ya que este rango normalmente no es fraccionado. En caso de crudos pesados y/o la simulación de una unidad de vacío se deberá usar mayor número de seudocomponentes en este rango. La Tabla 1 presenta una recomendación para determinar el número de seudocomponentes dependiendo del intervalo de punto de ebullición. Sin embargo, la experiencia indica que dependiendo de la naturaleza del crudo pueden lograrse buenos resultados a partir de dicha recomendación. TABLA 1. 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, verifique que el modelo construido en el simulador reproduce las características del crudo en estudio, determinando el porcentaje de desviación entre las propiedades calculadas y los datos de laboratorio. Normalmente se puede aceptar un porcentaje de desviación en las curvas de destilación del orden del margen de error del ensayo. Sin embargo en el caso de crudos pesados puede requerirse 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 de ebullición donde se observan mayores desviaciones. El compromiso entre la precisión requerida , los costos de computación y la facilidad en el manejo de la información, 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 dos procedimientos: S Se usa los datos del crudo para generar los seudocomponentes. S 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 prefiere mezclar volumétricamente los productos y caracterizar la mezcla, antes que caracterizar independientemente los productos y luego mezclarlos, por las siguientes razones: S Se evitan duplicación de seudocomponentes por el solapamiento que existe entre las curvas TBP de las fracciones.
  6. 6. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 5 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S La curva TBP resultante suaviza los extremos de las curvas de las fracciones individuales, extremos que normalmente son imprecisos. Este procedimiento no se recomienda para fracciones con curvas TBP solapadas y curvas de propiedades físicas muy diferentes (por ejemplo crudos y corrientes hidrocraqueadas); en este caso se deberá caracterizar cada corriente por separado. 4.2 Métodos Termodinámicos El diseño de torres de fraccionamiento requiere de la predicción del comportamiento en el equilibrio de una mezcla líquido–vapor, 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. Los métodos o modelos termodinámicos predicen el comportamiento en el equilibrio de una mezcla líquido vapor, sin embargo, en las unidades de crudo, la exactitud de los resultados depende mucho mas de la caracterización de la corriente 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 de temperatura, desde – 460 °F hasta 1200 °F. Sin embargo, 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 %. No se recomiendan para sistemas muy alejados de la idealidad Las aplicaciones típicas en las cuales estos métodos reportan mejores resultados corresponden 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 de hidrocarburos livianos (C5 y menores) con N2, H2 y H2S. 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. Aplicaciones típicas son separaciones criogénicas de He y N2 de gas natural y procesamiento a baja temperatura de nafta liviana. En la región supercrítica debe utilizarse con precaución.
  7. 7. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 6 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Modelos basados en coeficientes de actividad de líquidos. Los modelos de predicción de propiedades termodinámicas basados en coeficientes de actividad de líquido, se utilizan para predecir el equilibrio líquido vapor de mezclas no– ideales. Los de mas amplio uso son el de NRTL, Uniquac,Van Laar, Wilson Y Scatchard–Hildebrand. 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, los cuales se asume que tienen la misma contribución en todas las moléculas. Permite predecir el comportamiento de sistemas de los cuales no se dispone de datos experimentales. UNIFAC solo puede ser usado para mezclas condensables de no electrólitos, con un número de grupos funcionales menor de 10, 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 ), la cual permite extender la validez de esta última hasta temperaturas de 800 ° F y presiones de 3000 psi. 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, hidrotratadoras y reformadoras. No es recomendable utilizar CS y GS para modelar la separación componentes con poca diferencia de volatilidad, ya que generalmente sobre estima esta variable y predice una separación mejor a la real. Braun K10 Este método se aplica generalmente a temperaturas superior a 100 ° F y presiones menores a 100 psia. Ha demostrado ser efectivo en la simulación de unidades de vacío y es el mas recomendado para predecir el comportamiento de crudos pesados. Sour–Water–System Esta correlación fue desarrollada para sistemas se aguas agrias. Esta tiene validez para un porcentaje de gases disueltos en el agua ( H2S, NH3 y CO2 ) inferior al 30 %, temperaturas entre 30 y 300 ° F y presiones inferiores a 100 psia. Se utiliza para el dimensionamiento de despojadores de aguas agrias. En la actualidad los paquetes de simulación de procesos poseen considerables avances o modificaciones a las metodologías originales de sistema como SRK Y PR, para mejorar sus predicciones del comportamiento de sistema no–ideales. Se recomienda consultar el manual del simulador de procesos, para verificar las condiciones y los sistemas a los que son aplicables.
  8. 8. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 7 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.3 Generación de Estimados Para el diseño de una unidad de fraccionamiento se requiere de un punto de partida, un estimado inicial, a partir del cual se pueden establecer, después de un análisis riguroso, los parámetros de diseño de la unidad. Este puede establecerse en base a experiencia previa, por conocimiento del servicio en cuestión, 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, 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. 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 una cromatografía o de un ensayo estándar de laboratorio como TBP, ASTM D86 o D1160. Seleccione el método termodinámico mas apropiado, de acuerdo con la naturaleza de las corrientes de proceso y condiciones de operación de la columna, para predecir las propiedades termodinámicas y de transporte de la mezcla lo mas exacto 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 va a realizar. Clave liviana Es el componente mas pesado presente en el destilado, cuyo porcentaje de recuperación 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 es mayor en el fondo que en el destilado. Cuando se requiere producir un producto de alta pureza, dos componentes cercanos en términos de volatilidad son seleccionados como componentes claves. En caso de requerirse menor grado de separación, 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. 4.3.3 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, basado en el grado de separación o calidad requerida. Para este fin, normalmente se asume que los componentes de volatilidad superior al componente clave liviano están presente solamente en el destilado, mientras que los mas pesados estarán en el fondo.
  9. 9. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 8 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 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 temperatura del medio de enfriamiento disponible. En el caso de productos gaseosos, la presión en esta zona corresponde a la presión de rocío , mientras que para productos líquidos corresponde a la presión de punto de burbuja. La temperatura en el tope es la sumatoria de la presión en el tambor de reflujo, las pérdidas en la linea 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 través de 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 determinada previamente. La temperatura de fondo puede estimarse calculando el punto de burbuja 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 presión intermedia 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 calor latente de vaporización de dichas corrientes. A partir de estos estime la carga calórica del condensador y rehervidor. 4.3.9 Determinación de parámetros operacionales Establezca el número de etapas teóricas y la relación de reflujo requerida para la separación, bien sea en base a experiencia previa o ejecutando un procedimiento aproximado de cálculo “Shorcut” en un paquete de simulación de procesos. Este le suministrara el número mínimo de platos teóricos, reflujo mínimo y un análisis del diseño en función del número de platos, definiendo el plato de alimentación. 4.4 Ejemplos prácticos Para ilustrar el procedimiento de generación de estimados, a continuación algunos ejemplos de cálculo.
  10. 10. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 9 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.4.1 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,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 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, 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. Determinación de componentes claves Si no se conoce la volatilidad relativa de los componentes a separar, determine estas, 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 establece como la clave liviana. 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 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
  11. 11. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 10 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen 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). En general al usar aire en estas condiciones, la mínima temperatura de salida del producto de tope del condensador es 55 °C (130°F). Por lo tanto, 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 0.36 bar de caída de presión para el condensador, las lineas y accesorios, 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 del calor latente de cada uno de los productos, a las condiciones de operación en el tope y fondo de la columna. Ejecutando un ” Shortcut ” en un paquete de simulación de procesos también se obtiene esta información. La Tabla 2 resume los requerimientos calóricos de la columna, estimados a partir del calor latente de los productos. TABLA 2. ESTIMACIÓN CARGA CALORICA CONDENSADOR Y REHERVIDOR ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁUnidades ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁUnidades ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Unidades Métricas ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Unidades InglesasÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁQ lat MEOH ( 15 psi )ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ1098002 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁJ/Kg ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ472 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁBTU/LB ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁFlujo MEOH ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ2298 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁKg/H ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ5066 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁLB/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁRelación de Reflujo ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ3 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ3 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁVapor de tope ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ9190 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁKg/H ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ20264 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁLB/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Q Cond ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 10.09 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ MM KJ/H ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 9.56 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ MM BTU/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Qlat H2O ( 235 psi ) ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 2221593 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ J/Kg ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 947 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ BTU/LB ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Flujo de agua ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 9189 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Kg/H ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 20261 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ LB/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ % de Vap ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 60 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 60 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Q reh ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 12.17 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ MM KJ/H ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 11.54 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ MM BTU/H
  12. 12. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 11 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Estimación del número de etapas teóricas y reflujo Por experiencia previa se tiene que para este servicio, se requieren aproximadamente 35 etapas teóricas en la columna para realizar la separación. La relación de reflujo esta comprendida entre 1 y 3. Sin embargo, esta información puede determinarse ejecutando un “Shortcut” con el simulador de procesos Pro II. El simulador resuelve la ecuación de Fenske para determinar el número de etapas mínimas requerida para la separación. y la metodología de Gilliland para establecer la relación R/Rmin que minimiza el número de platos requerido. Es necesario aplicar el índice de Fenske a estos resultados, (2), para establecer el número de etapas teóricas requeridas por el servicio. La ejecución de este procedimiento se presenta al finalizar el desarrollo de esta metodología. En este caso el número de etapas de Fenske óptimas es 16, utilizando un índice de Fenske de 2.2 se tienen 35 etapas teóricas. La Tabla 3 resume toda la información obtenida, la cual se utiliza como estimado inicial para el diseño riguroso de la columna. TABLA 3. ESTIMADO INICIAL COLUMNA DE RECUPERACIÓN DE METANOL ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁClave liviana ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMetanol ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Clave pesada ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ H2O ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Unidades Métricas ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Unidades Inglesas ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁAlimentación ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ11487 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁKg/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ25328 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁLb/H ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁTope ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTemperatura ( Cond ) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ55ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ° CÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ130 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ°F ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁPresión ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1.48ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁBarÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ22 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁpsi ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Flujo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 2298ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Kg/HÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 5066 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ Lb/H ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Fondo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTemperatura ÁÁÁÁÁ121ÁÁÁÁÁ° CÁÁÁÁÁÁ249 ÁÁÁÁÁ°FÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁPresión ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1.97 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁBar ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ29 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁpsi ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁFlujo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ9189 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁKg/H ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ20262 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁLb/H ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁEtapas ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ35ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ35 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁReflujo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ3ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ3 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁQ Cond ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ10.09ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁMM KJ/HÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ9.56 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁMM Btu/H ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Q Reherv ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 12.17ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ MM KJ/HÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 11.54 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ MM Btu/H
  13. 13. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 12 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Ejecución del “Short cut”, utilizando el simulador Pro II. El problema esta realizado en unidades inglesas. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ TITLE PROJECT=2349,USER=J. MEDINA,DATE=8–11–96,* ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROBLEM=ESTIMADO ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁINICIAL 1 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESC SIMULACION RECUPERACION DE MEOH ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDIMENSION ENGLISH ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ TOLERANCE STREAM=0.001 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPRINT RATE= M,W ,PERCENT=W ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁCOMPONENT DATA ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁLIBID 1,MEOH/2,H2O ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ * ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTHERMODYNAMIC DATA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMETHOD KVALUE(VLE)=NRTL,ENTH(V)=IDEA,ENTH(L ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDENS(V)=IDEA,DENS(L)=IDEA,COND(V)=PURE, * ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁCOND(L)=PURE,SURF=PURE,VISC(V)=PURE, * ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ VISC(L)=PURE,PHI=IDEA,SET=SET01 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ KVALUE(VLE) POYNTING=NO,FILL=UNIF,BANK=ALCOHOL,AZEOTROPR=SIMSC ÁÁÁÁÁÁÁSTREAM DATA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFORMAT IDNO = 1, TOTAL, RVP, TEMP, PRES ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ$ AGUA/METANOL A RECUPERADORA DE METANOL ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROP STRM=1,TEMP=175,PRESS=36,RATE(W)=25328,* ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ COMPOSITION(W)=1,5066/2,20262 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROP STRM=5,TEMP=100,PRESS=30,RATE=100,* ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁCOMPOSITION(W)=1,100 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁNAME 1,ALIMENT/2,TOPE /3,FONDO/* ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 4,CORTE LAT ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁUNIT OPERATIONS DATA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFLASH UID=1,NAME=TBUB ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFEED 5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROD V=6,L=7 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ BUBB TEMP=130,PEST=15 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁSHORTCUT UID=2,NAME=RECMEOHÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFEED 1 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROD STRM=2,PHASE=L,RATE=158.3,PRESS=30 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁPROD STRM=3,PHASE=L,PRESS=35 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ SPEC STREAM=3,RATE,VALUE=1126 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ COND TYPE=BUBB ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁEVALUATE MODEL=CONV,* ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁKEYL=1,KEYH=2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMETHOD SET=SET01
  14. 14. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 13 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Resultados: Los resultados relevantes de la simulación se muestran a continuación. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ––––––––––––– TOTAL STREAM RATES ––––––––––––– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ MOLES ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ WEIGHTLIQUID VOL- NORM VAPOR(1) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ WEIGHTLIQUID VOLNORM VAPOR(1) ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ NUM ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ STREAM ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ PHASEÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ LB– MOL/HR ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ LB/HR ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ FT3/HR ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ FT3/HR ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ SECTION TRAYS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2L ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ156.83 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5024.51 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ101.16 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ59516.07 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1 ÁÁÁÁÁÁÁÁ8 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ3L ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1126ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ20303.5 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ325.87ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ427298.4ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOTALS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1282.83ÁÁÁÁÁ25328.01 ÁÁÁÁÁ427.03ÁÁÁÁÁÁ486814.44ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ8 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁSPECIFICATIONS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ PARAMETERÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ COMP.ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ SPECIFICATIONÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ SPECIFIEDÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ CALCU- LATED ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ TYPE ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ NUMÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ TYPE ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ VALUE ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ VALUE ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ––––––––––––– –––– – ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ –––––– ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ––––––––––––– ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ––––––––– – ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ –––––––––– ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁSTRM 2 ÁÁÁÁÁÁÁÁ1ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMOL FRACTIONÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ9.99E–01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.00E+00 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁSTRM 3 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁMOL RATE ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1.13E+03ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1.13E+03 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁSUMMARY OF UNDERWOOD CALCULATIONS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMINIMUM REFLUX RATIO 2.39902 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ FEED CONDITION Q ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 1.0666 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFENSKE MINIMUM TRAYS 8.001 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTHEORETICAL TRAYS 2.00 * M–MINIMUM ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ TOTAL ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ FEEDÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ R/R–MIN ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ M/M–MINÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ REFLUX ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ DUTY, MM BTU/HR ÁÁÁÁÁÁTRAYS ÁÁÁÁTRAYÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁRATIOÁÁÁÁÁÁÁÁCONDENSER ÁÁÁÁREBOILERÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ12ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ9ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ2.009ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1.5ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ4.567ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ–1.30E+01 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ1.44E+01 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ14ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ11ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ1.481ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ1.75ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ3.368ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ–1.02E+01 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ1.16E+01 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 16ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 13ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 1.299ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 2ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 2.953ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ –9.20E+00 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 1.07E+01 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 18ÁÁÁÁÁÁÁÁ 14ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1.178ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 2.25ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 2.678ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ –8.56E+00 ÁÁÁÁÁÁÁÁ 1.00E+01ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ20 ÁÁÁÁÁÁÁÁ16 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.092 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2.5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2.482 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ–8.11E+00 ÁÁÁÁÁÁÁÁ9.57E+00
  15. 15. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 14 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.4.2 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, 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 con Crudo Sur Tía Juana Mediano (STJM) de 24.7 API. La columna deberá fraccionar 123000 BPD de crudo en los cortes convencionales de nafta, querosén, gasoleo y residuo atmosférico maximizando destilados. La torre operará a una temperatura 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 disponer como mínimo del ensayo del crudo y de la gravedad API promedio. De manera de lograr la reproducción de la curva del ensayo experimental es recomendable disponer de información adicional tal como: porcentaje de livianos, curva de gravedad API, peso molecular, viscosidad cinemática, punto de fluidez y contenido de 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 MEDIANO ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGravedad API ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ24.7 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁContenido Azufre, % peso ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.61 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Viscosidad Cinemática, cS @ 70 F @ 100 F ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 75.5 34.2 TABLA 5. COMPONENTES LIVIANOS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁComponentes ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ% vol ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Metano Etano Propano ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ – 0.17 0.45 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Iso butano Normal butano ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 0.27 0.66 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Iso pentano Normal pentano ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 0.53 0.57ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTOTAL ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ2.66
  16. 16. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 15 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma TABLA 6. ENSAYO TBP (F) @ 760 MMHG PARA EL CRUDO SUR TÍA JUANA MEDIANO ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ Temp.15/5 (F) / Porc. Dest. (%vol) ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 0 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 10 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 20 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 30 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 40 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 50 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 60 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 70 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 80 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 90 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 100 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 1.9 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 2.2 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 2.6ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ 2.9 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 3.2 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 3.7 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 4.2 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 1.35 4.7 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 1.4 5.1 ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 1.7 5.9 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 200 300 400 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 6.4 13.6 20.4 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 7.0 14.4 21.1 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 7.8 15.1 21.9 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 8.5 15.7 22.6 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 9.1 16.4 23.2 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 9.8 17.1 24.0 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 10.7 17.8 24.7 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 11.5 18.5 25.2 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 12.1 19.1 26.2 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 12.8 19.9 27.0 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 500 600 700 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 27.9 37.0 46.9 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 23.6 38.0 47.8 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 29.4 39.0 48.8 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 30.2 40.0 49.7 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 31.2 41.1 50.5 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 32.1 42.1 51.3 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 33.0 43.0 52.2 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 34.0 44.0 53.0 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 35.0 45.0 54.0 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 36.1 46.0 54.9 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 800 900 1000 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 55.9 63.8 71.3 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 56.5 64.7 72.2 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 57.3 65.3 73.0 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 58.1 66.1 73.9 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 59.0 66.9 74.6 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 59.9 67.7 75.2 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 60.6 68.4 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 61.4 69.2 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 62.2 69.9 ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ 63.0 70.7 TABLA 7. GRAVEDAD API EN FUNCIÓN DEL POCENTAJE DESTILADO ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ MID LV (%) ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Gravedad API ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ MID LV (%) ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Gravedad API ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ2.5 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ85 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ50 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ23 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ5.0 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ68 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ55 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ22 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 10 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 54 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 60 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 20 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ20 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ42 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ70 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ18 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ30 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ34 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ73 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ16 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ40 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ27 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ76 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ12 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 45 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 24 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Con esta información el sistema define una serie de pseudocomponentes por defecto; el cual es posible modificar de acuerdo a los requerimientos. Como aproximación inicial se permitió que el simulador estableciera los cortes.
  17. 17. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 16 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma El simulador ajusta automáticamente los datos de la destilación TBP y el análisis de livianos, 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, hay que tener presente el punto inicial de la destilación TBP, ya que el sistema toma 1% por defecto. Método termodinámico: El método termodinámico adecuado para hidrocarburos pesados y crudos a bajas presiones es el Braun K10 (BK10). Para rangos de aplicación ver sección 4.2.5 de este documento. Caracterización del crudo: La Fig. 1 presenta la comparación entre la curva TBP experimental y la obtenida por simulación, observandose que estas prácticamente se superponen. De este análisis se concluye que el método de caracterización utilizado reproduce la característica del crudo original. Fig 1. CURVA TBP EXPERIMENTAL VERSUS TBP REPRODUCIDA PORCENTAJE EN VOLUMEN TEMPERATURA(C) 0.00 100.00 200.00 300.00 400.00 500.00 600.00 700.00 800.00 900.00 1000.00 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 se estableció a partir de la curva TBP del crudo y el rango de ebullición de cada uno de los ellos. TABLA 8. RENDIMIENTO DE LOS PRODUCTOS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Fracción ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Punto final ebullición, C ASTM–D–86 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ Porcentaje volumétrico,% ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁNafta ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ180 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ14 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁQuerosén ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ285 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ32 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDisel ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ355 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ45 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleo ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ425 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ55
  18. 18. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 17 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Balance de masa en agua. Para el vapor de despojamiento en el fondo de la columna 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 de vapor. Adicionalmente, para efectos de diseño, se asume que el contenido de agua en el crudo después de la desalación es aproximadamente 0.2% en volumen de crudo, lo que equivale a 1630 Kg/h de agua. En la Fig. 2 se muestra la curva de destilación TBP y su correspondiente conversión en ASTM D–86 , la cual fue utilizada para el cálculo de estos rendimientos. Fig 2. CURVAS ASTM D–86 Y TBP A 760 MMHG Porcentaje volumétrico, % Temperatura,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 es agua 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. Considerando 0.3 bar la caída de presión en el condensador, líneas y accesorios, la presión en el tope de la columna es 2.04 bar. Especificaciones de los productos: Los parámetros de calidad recomendados para obtener los cortes deseados se muestran en la tabla 9.
  19. 19. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 18 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma TABLA 9. ESPECIFICACIONES RECOMENDADAS PARA TORRES ATMOSFÉRICAS ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ Corte ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Temperatura ASTM D–86 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ Propiedades ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasolina ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ95% ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁNafta ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁGap nafta–gasolina ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁQuerosén ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁGap querosen–nafta ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁDisel ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁGap Disel–querosen ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ5% y 95% ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGap Gasóleo–disel ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁResiduo ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ5% ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ 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. Esta información se resume en la Tabla 10. TABLA 10. DESTILACIÓN ASTM D–86 EN C DE CADA UNO DE LOS CORTES. ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ %LV ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ NAFTA ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ QUEROSEN ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ DISEL ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ GASOLEOÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ RESIDUO ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ0 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ– ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ170 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ248 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ285 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ5 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ– ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ182 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ260 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ315 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ370 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ95 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ160 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ250 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ340 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ420 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ100 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ180 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ270 ÁÁÁÁÁÁÁÁ360 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ455 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDe 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. Gap Querosén–Disel= 10 C y Gap Disel– Gasóleo= – 25 C. Simulación: Los datos de simulación deben ser introducidos de la siguiente manera: 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
  20. 20. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 19 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 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
  21. 21. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 20 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma OPER PRES=3.3 SHORTCUT NAME = TORRE ATM FEED 1,STM PROD STREAM=2,PHASE=M,CUTP(V)=14,PRES=2.04 PROD STREAM=6,CUTP(V)=32,PRES=2.38 PROD STREAM=7,CUTP(V)=45,PRES=2.46 PROD STREAM=8,CUTP(V)=55,PRES=2.52 PROD STREAM=9,PRES=2.56 CONDENS TYPE=MIX, TEMPERATURE=50 WATER= 3 EC STREAM=2,D86(95),VALUE=160 SPEC STREAM=6,D86(5),MINUS,STREAM=2,D86(95),VALUE=22 SPEC STREAM=6,D86(95),VALUE=250 SPEC STREAM=7,D86(5),MINUS,STREAM=6,D86(95),VALUE=10 SPEC STREAM=7,D86(95),VALUE=340 SPEC STREAM=8,D86(5),MINUS,STREAM=7,D86(95),VALUE=–25 SPEC STREAM=8,TBP(95),VALUE=440 SPEC STREAM=9,TBP(5),VALUE=360 EVALUA MODEL=REFINE FLASH NAME=CONDENSADOR FEED 2 PRODU L=4, V=5 ISOTH TEMP=50,PRES=1.8 Resultados: Los resultados relevantes de la simulación se muestran en las tablas 11, 12 y 13. TABLA 11. ESTIMADO INICIAL DEL BALANCE DE MASA DE LA TORRE DE DESTILACIÓN ATMOSFÉRICA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁKg/h ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁKg–mol/h ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁm3/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁAlimentación ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ737115 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ2780 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ815 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Nafta ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ 91488 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 943 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 127 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁQuerosen ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ68549 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ419 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ84 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDiesel ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ95915 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ410 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ110
  22. 22. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TORRES DE FRACIONAMIENTO METODOLOGIA GENERAL DE CALCULO NOV.960 PDVSA MDP–04–CF–03 Página 21 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁm3/hÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁKg–mol/hÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁKg/hÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁGasóleo ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ53703 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ179 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ59 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Residuo atm. ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 426240 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ 799 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 432 TABLA 12. CONDICIONES DE OPERACIÓN ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Presión bar ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Temperatura °C ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁCondensador ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1.74 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ50 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Tope ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 2.04 ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁTABLA 13. CARACTERISTICAS DE LOS PRODUCTOS. CURVA ASTM D86 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ%LV ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁNAFTA ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁQUEROSEN ÁÁÁÁ ÁÁÁÁDISEL ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁGASOLEO ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁRESIDUO ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 5 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 12 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 182 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 260 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 315 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 370 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 10 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 47 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 187 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 264 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 323 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 393 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ30 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ87 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ196 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ280 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ345 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ468 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ50 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ107 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ208 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ292 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ360 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ541 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 70 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 127 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 220 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 306 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 373 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 602 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 90 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 147 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 239 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ 329 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ 402 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ 820 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ95 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ160 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ250 ÁÁÁÁ ÁÁÁÁ340 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ418 ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ859 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 S Manual del Ingeniero Químico, John H. Perry. Mc. Graw Hill, Book Company, N.Y. (1967) S Distillation. Principles and Design Procedures, R.J. Hengstebeck. Robert E. Krieger Publishing Company, Huntington, N.Y. 1976 S Petroleum Refinery Distillation, 2th edition, R.N. Watkins. Gulf Publishing Company, Houston London 1980 S Destillation Design, Henry Z. Kister. Mc. Graw Hill, N.Y. 1992 S Getting Started with PRO II, Simsci Latinoamericana C.A. 1996 S Curso de Entrenamiento Process, Simsci Simulation Sciences INC. 1987.

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