UNIVERSIDAD PRIVADA BOLIVIANA Facultad de Ingeniería Ingeniería de Petróleo y Gas Natural
Estudio Técnico de la Unidad de Isopentano para su utilización en el Blending de Gasolina Especial Práctica Profesional
Presentado por: María Lourdes Oropeza Eterovic Como requisito parcial para optar al título de: Licenciatura en Ingeniería de Petróleo y Gas Natural Tutor: MSc. Marco Antonio Calle Cochabamba, Septiembre 2011
RESUMEN EJECUTIVO El objetivo del presente estudio es evaluar y analizar de forma técnica la unidad de isopentano perteneciente a la Refinería Gualberto Villarroel. Específicamente, la torre desisopentanizadora 1T-1501, junto al condensador de cabeza y el rehervidor de fondo han sido evaluados para determinar la factibilidad técnica de un incremento en la cantidad de isopentano producido, con el propósito de aumentar la producción de gasolina especial en la refinería. La torre desisopentanizadora, su rehervidor y condensador, al igual que muchos de los otros equipos de la unidad de gasolina de aviación (Avigas), no cuentan con hojas de datos y no se conocen sus condiciones operativas reales debido a la falta de esta información y la mala calibración de instrumentos de medición en la planta. Para la evaluación de la torre se realizó la simulación del proceso en el Software Hysys y se procedió a elaborar las memorias de cálculo de la columna hidráulica y la eficiencia de la misma con los datos operativos tomados en planta. De la misma forma, se evaluó la eficiencia del condensador y el rehervidor con la utilización del Software HTRI. Debido a la mala calibración de las placas de orificio se recalcularon sus factores de flujo con el software FE-Sizer y se revisaron las líneas para descubrir limitaciones operativas. Con la cromatografía del producto de cabeza (mayormente isopentano) obtenido en la torre 1T-1501 se calculó el Octanaje (RON) y la Tensión de Vapor Reid (TVR) para evaluar la cantidad que puede ser usada en la preparación de la gasolina especial. Con el conocimiento de las condiciones operativas de la torre, el condensador y rehervidor, se determinaron las nuevas condiciones de operación con las que se puede trabajar en la planta, antes de llegar al límite en la capacidad de enfriamiento instalada, lo cual corresponde a un incremento del 49% en la producción de isopentano obtenido en la torre 1T-1501. Lo que a su vez, corresponde a un incremento del 2,2% en la producción de Gasolina Especial.
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CONTENIDO RESUMEN EJECUTIVO ......................................................................................................................ii LISTA DE TABLAS ............................................................................................................................. vi I.
INTRODUCCIÓN....................................................................................................................... 1
1.1. Antecedentes ............................................................................................................................... 1 1.2. Descripción de las necesidades ................................................................................................2 1.3. Justificación ................................................................................................................................... 3 1.4. Delimitación .................................................................................................................................. 4 1.5. Objetivo General .......................................................................................................................... 4 1.6. Objetivos Específicos ................................................................................................................... 5 1.7. Metodología ................................................................................................................................. 6 II.
DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA ............................................................................................... 7
2.1 Historia ............................................................................................................................................ 7 2.2 Misión .............................................................................................................................................. 8 2.3 Visión ............................................................................................................................................... 8 2.4 Política de Gestión ....................................................................................................................... 8 2.5 Descripción del área Carburantes ............................................................................................ 9 III.
MARCO TEÓRICO .................................................................................................................. 13
3.1. Destilación ...................................................................................................................................13 3.2. Columna de destilación ............................................................................................................13 3.3. Tipos de columnas de destilación ...........................................................................................14 3.4. Torre de platos perforados........................................................................................................16 3.5. Dinámica de flujo en el plato ...................................................................................................16 3.6. Columna hidráulica ...................................................................................................................18 3.7. Parámetros de la hidráulica del plato ....................................................................................18 3.8. Componentes clave ..................................................................................................................19
iii
3.9. Eficiencia de una columna de destilación ............................................................................19 3.10.
Eficacia de Murphee.........................................................................................................19
3.11.
Intercambiadores de Calor ..............................................................................................20
3.12.
Condensadores ..................................................................................................................20
3.13.
Re-hervidores ......................................................................................................................21
Re-hervidor tipo termosifón horizontal ....................................................................................21 3.14.
Transferencia de calor ......................................................................................................22
3.15.
Preparación de la Gasolina .............................................................................................23
IV. ESTUDIO TÉCNICO DE LA UNIDAD DE ISOPENTANO ............................................................ 24 4.1. Estudio de diagnóstico ..............................................................................................................24 4.2. Ingeniería del proyecto .............................................................................................................26 4.2.1.Descripción del proceso ..................................................................................................26 4.2.2. Variables operativas ........................................................................................................30 V.
SIMULACIÓN DEL PROCESO.................................................................................................. 35
5.1. Relevamiento de datos .............................................................................................................35 5.2. Uso del simulador Hysys .............................................................................................................39 5.2.1. Condiciones Operativas de la Torre 1T-1501 ...............................................................42 5.3. Determinación de la eficiencia de la torre y de la columna hidráulica. .........................45 5.4. Evaluación del Condensador E-1501 A-B ...............................................................................48 5.5. Evaluación del Re-hervidor I-1501 ...........................................................................................50 5.6. Aspectos críticos .........................................................................................................................52 5.6.1.
Placas de orificio ........................................................................................................52
5.6.2.
Tuberías ........................................................................................................................54
5.7. Producción de gasolina especial ............................................................................................56 VI. RESULTADOS DEL ESTUDIO ..................................................................................................... 63 6.1. Identificación de limitaciones operativas ..............................................................................63 6.2 Condiciones de operación propuestas por el estudio ........................................................65
iv
6.3 Evaluación Costo-Beneficio .....................................................................................................67 VII. CONCLUSIONES .................................................................................................................... 70 VIII. RECOMENDACIONES ............................................................................................................ 72 BIBLIOGRAFIA ................................................................................................................................ 73 ANEXOS ......................................................................................................................................... 74 1
Cromatografías...........................................................................................................................74
2
Determinación de la tensión de vapor Reid y del Octanaje de una muestra de gasolina en base a su cromatografía.....................................................................................80
3
Eficiencia de platos de la torre de-isopentanizadora 1T-1501 ...........................................84
4
Columna Hidráulica de la Torre De-isopentanizadora 1T-1501 ........................................108
5
Evaluación del Condensador E-1501A-B y del Rehervidor I-1501 pertenecientes a la torre De-isopentanizadora ..............................................................................................139
6
Hojas de datos ..........................................................................................................................151 Dimensionamiento de una nueva torre De-isopentanizadora .........................................151
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LISTA DE TABLAS Tabla IV.1Descripción de los equipos de la Unidad de Isopentano .........................................29 Tabla IV.2 Descripción de los intercambiadores de calor de Unidad de Isopentano ...........30 Tabla IV.3 Intervalos de Temperaturas para el control operacional de la Unidad de Isopentano ........................................................................................................................32 Tabla IV.4 Presiones para el Control Operacional de la Unidad de Isopentano ...................33 Tabla IV.5 Rango de flujos para el control operacional de la Unidad de Isopentano ..........33 Tabla IV.6 Control operacional del producto Isopentano ..........................................................34 Tabla V.7 Flujos y Presiones de operación .....................................................................................36 Tabla V.8 Temperaturas de operación ...........................................................................................36 Tabla V.9 Presión y Temperatura de Acumuladores ....................................................................37 Tabla V.10 Presión de Descarga de Bombas ................................................................................37 Tabla V.11 Temperaturas en los Enfriadores ..................................................................................38 Tabla V.12 Temperaturas en los Intercambiadores ......................................................................39 Tabla V.13 Cromatografía de la carga de LSR que alimenta la torre 1T-1501 ........................40 Tabla V.14 Diferencia entre las principales variables operativas de la 1T-1501 ......................41 Tabla V.15 Resultados de la simulación en el Software Hysys ....................................................44 Tabla V.16 Resultados de los cálculos de la columna hidráulica de la torre. .........................47 Tabla V.17 Factores de Flujo .............................................................................................................53 Tabla V.18 Diferencia entre caudal registrado en planta y del simulador ..............................54 Tabla V.19 Características de las tuberías donde están instaladas las placas de orificio ....55 Tabla V.20 Especificaciones de la Gasolina Especial ..................................................................57 Tabla V.21 Octanaje y TVR ...............................................................................................................58 Tabla V.22 Proporción de la gasolina y de isopentano usados para preparar Gasolina Especial..............................................................................................................................59 Tabla V.23 Cromatografía de la nueva carga de LSR que alimenta la torre 1T-1501 ............60
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Tabla V.24 Porcentaje de isopentano con mayor pureza usado en la preparación de gasolina................................................................................................................................................61 Tabla VI.25 Condiciones de operación de la 1T-1501 para una producción de 541 bbl/d de i-C5 ...........................................................................................................64 Tabla VI.26 Condiciones operativas para la torre 1T-1501 ..........................................................65 Tabla VI.27 Indicadores Financieros de la Producción de Isopentano para incrementar el volumen de Gasolina Especial. ..............................................................................68 Tabla VI.28 Precios para la compra de Gasolina Especial que paga YPFB estatalizada.....69
Tabla A. 2.1 Octanaje y TVR de las muestras de laboratorio.....................................................83 Tabla A. 3.2 Dimensiones de la torre 1T-1501 ................................................................................85 Tabla A. 3.3 . Fracciones molares del líquido y vapor de los componentes clave liviano y pesado ..........................................................................................................86 Tabla A. 3.4 Propiedades del líquido y vapor en el plato 11 .....................................................88 Tabla A. 3.5 Fracciones molares del plato 35 al 44 .....................................................................89 Tabla A. 3.6 Propiedades del líquido y vapor en el plato 39 .....................................................90 Tabla A. 3.7 . Resultados en la evaluación del plato 39 .............................................................98 Tabla A. 4.8 Propiedades de la gasolina liviana en el plato 11 ..............................................109 Tabla A. 4.9 Dimensiones de la torre 1T-1501 ..............................................................................110 Tabla A. 4.10 Resultados del cálculo de la hidráulica de la columna en el plato 39 .........128 Tabla A. 5.11 Características de Diseño del Enfriador E-1501A ...............................................139 Tabla A. 5.12 Características de diseño del Enfriador E-1501B ................................................140 Tabla A. 5.13 Temperaturas obtenidas con termómetro laser. ...............................................141 Tabla A. 5.14 Volumen de agua de enfriamiento requerido en para condiciones actuales......................................................................................................................142 Tabla A. 5.15 Características de diseño del Intercambiador I-1501 .......................................143 Tabla A. 5.16 Temperaturas obtenidas con termómetro laser ................................................143 Tabla A. 5.17 Requerimiento de volumen de vapor .................................................................144
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LISTA DE FIGURAS Figura N° 1 Diagrama de la Unidad de Crudo (1) ........................................................................10 Figura N° 2 Diagrama de flujo de la Unidad de Crudo (2). ........................................................11 Figura N° 3 Esquema de una torre de destilación. .......................................................................15 Figura N° 4 Esquema de un plato de destilación. ........................................................................17 Figura N° 5 Termosifón Horizontal de circulación natural. ...........................................................22 Figura N° 6 Diagrama de flujo de la Unidad de Isopentano ......................................................28 Figura N° 7 Diferencia entre resultados en la composición del isopentano de la 1T-1501. ...42 Figura N° 8. Diferencia entre resultados de la composición del producto de fondo de la1T-1501. ..................................................................................................................42 Figura N° 9 Diagrama de condensación. Temperatura Vs. Entalpia. .......................................49 Figura N° 10 Condensación de la gasolina. Temperatura Vs. Calor cedido ...........................50 Figura N° 11 Flujo de calor vs. Temperatura...................................................................................51 Figura N° 12 Curva de ebullición .....................................................................................................51 Figura N° 13 Indicadores de producción de Gasolina Especial del 2011.................................61
Figura A. 3.1 Pendientes de equilibrio de los componentes clave pesado y liviano en la sección de despojamiento .............................................................................88 Figura A. 3.2 . Pendientes de equilibrio de los componentes clave pesado y liviano en la sección de ......................................................................................................90 Figura A. 3.3 Parámetro de energía del vapor ..........................................................................101 Figura A. 3.4 Factor KW...................................................................................................................101 Figura A. 3.5 Densidad de la espuma ..........................................................................................102 Figura A. 3.6 Caudal de vapor mínimo para la aplicabilidad de la correlación para el área interfacial ............................................................................................103 Figura A. 3.7 . Eficiencia puntual...................................................................................................104 Figura A. 3.8 Efecto del mezclado del líquido sobre la eficiencia del plato ........................105
viii
Figura A. 3.9 . Efecto del mezclado de vapor sobre la eficiencia del plato ........................106 Figura A. 3.10 Eficiencia Global ....................................................................................................107 Figura A. 4.11 Correlación de Fair para arrastre fraccional .....................................................134 Figura A. 4.12 Factor del sistema o Factor de espuma del sistema........................................135 Figura A. 4.13 Coeficiente de descarga para flujo de vapor .................................................136 Figura A. 4.14 Factor de Aireación ...............................................................................................136 Figura A. 4.15 Factor de Corrección del vertedero...................................................................137 Figura A. 4.16 Determinación del goteo .....................................................................................137 Figura A. 5.17Curva de condensación del Enfriador E-1501A-B ..............................................142 Figura A. 5.18 Diagrama del Intercambiador I-1501 .................................................................144 Figura A. 5.19 Curva de Ebullición de la gasolina de fondo. ...................................................145 Figura A. 5.20 Fracción de vapor en peso vs. Flujo de calor ganado. ..................................145
ix
I.
INTRODUCCIÓN
1.1.
Antecedentes
La industria del petróleo está constituida por una serie de procesos globales como la exploración de reservorios, perforación de pozos, producción de los yacimientos, transporte y almacenaje de hidrocarburos, refinación, procesamiento y comercialización de los derivados del petróleo. El petróleo es la mayor fuente de energía en el mundo y no solo permite abastecer de combustibles, grasas, aceites y lubricantes al medio en general; sino que también representa la materia prima para la elaboración de una variedad de productos químicos, farmacéuticos, agropecuarios, textiles, etc. en la industria petroquímica. En Bolivia, los hidrocarburos representan un factor estratégico en el desarrollo económico, industrial y social. Ante una demanda cada vez mayor de combustibles, la necesidad de optimizar procesos y ampliar la capacidad productiva es un tema de mucha importancia que requiere de mayor atención e inversión por parte del Estado, al ser este el encargado de regular, mediante YPFB, distintas sectores de la cadena productiva de los hidrocarburos. La principal solución a corto plazo para aumentar la producción de combustibles es la optimización de procesos y el aumento de la producción aprovechando la capacidad instalada con la que se cuenta. La Refinería Gualberto Villarroel es un eslabón de la cadena productiva de los hidrocarburos, dedicada a la refinación del petróleo para la obtención de combustibles y lubricantes terminados. Esta Refinería está compuesta por cinco áreas de procesos diferentes que son: 1.
Carburantes
2.
Lubricantes
3.
Lubricantes terminados
4.
Servicios Técnicos
5.
Laboratorio
1
Carburantes es el área principal en el proceso de refinación, ya que es en este sector donde se destila el petróleo crudo que llega a través de ductos desde los diversos campos productores. Es en carburantes donde se obtienen y preparan los combustibles como ser gasolina especial, Kerosene, Diesel Oil, Gas Licuado de Petróleo, Jet Fuel y Gasolina de Aviación y también suministra la carga con la que posteriormente se alimenta al sector de lubricantes. El área de Carburantes se divide en las siguientes unidades 1.
Área de tanques
2.
Unidad de Crudo
3.
Unidad de Recuperación de Gases
4.
Unidad de Hydrobom - Platforming
5.
Unidad de Avigas
1.2.
Descripción de las necesidades
La unidad de Avigas, perteneciente al área de Carburantes de la Refinería “Gualberto Villarroel” fue puesta en servicio en 1979, está compuesta por la planta de ispoentano, alquilatos y redestilado de platformado, que son los tres componentes de la gasolina de aviación. A consecuencia de todos los años de servicio, los diferentes equipos que componen dicha unidad requieren de mantenimiento preventivo y reparaciones constantes; además, debido a la carencia de las hojas de datos y planos originales de los equipos no es posible realizar una mejor evaluación de sus parámetros operativos. Esta unidad tampoco contaba con un buen sistema de control y manejo operativo, dificultándose la obtención de los productos con las especificaciones adecuadas. La falta de una instrumentación apropiada y la mala calibración de los instrumentos existentes, como las placas de orificio y termómetros, dificultan la determinación exacta de las variables de operación. Actualmente se puede realizar una mejor evaluación de la planta de redestilado de platformado, gracias a la implementación de un nuevo sistema de control digital en algunos equipos; mientras, que para la planta de isopentano y alquilatos se mantiene un sistema de control neumático que presenta muchas fallas por los años de uso y la falta de un mantenimiento profundo.
2
La planta de isopentano tiene como objetivo la obtención de este producto para la preparación de gasolina de aviación. El isopentano se obtiene en la torre 1T-1501 que emplea como carga la gasolina liviana LSR y alcanza un mayor grado de pureza una vez que pasa por la torre 1T-1502 donde se eliminan los gases livianos. Del departamento de Ingeniería de la refinería surge la propuesta de conocer las condiciones hidráulicas de la torre de-isopentanizadora, puesto que la unidad de Avigas no fue diseñada para el trabajo que cumple actualmente, las torres y equipos en general, fueron adaptados para la obtención de isopentano y alquilatos, habiendo sido diseñados originalmente para destilación de petróleo crudo. El principal interés por conocer las condiciones de operación de esta torre, se debe a que el isopentano tiene una capacidad antidetonante elevada, lo que lo hace atractivo para su uso en la preparación de gasolina especial, elevando su octanaje y el volumen de producción.
1.3.
Justificación
Considerando que Bolivia es un país rico en hidrocarburos livianos, los líquidos producidos resultan insuficientes para cubrir la demanda del mercado interno, además de que la declinación en la producción de los yacimientos del petróleo condensable y la falta de inversión en este ámbito, son la causa por la que el país debe importar cada vez mayores cantidades de Diesel Oil, Gasolina Especial y Gas licuado de Petróleo. Por otro lado, la creciente demanda en la producción de gasolina especial elaborada en la Refinería Gualberto Villarroel, para cubrir las necesidades del mercado interno, hace necesario evaluar diferentes formas de aumentar los volúmenes de producción. De esta necesidad, surge la idea de aprovechar la gasolina liviana de destilación directa (LSR), para la obtención de isopentano que sería usado en una determinada proporción mediante un análisis de laboratorio en el pool de la gasolina especial, lográndose de esta manera incrementar el volumen producido sin afectar las especificaciones que la gasolina debe cumplir para su venta. Por lo expuesto anteriormente, el presente documento tiene como meta determinar la cantidad que es posible utilizar de isopentano, producido en la unidad de Avigas, para incrementar los volúmenes de gasolina especial sin caer fuera de las especificaciones que debe cumplir como ser el TVR y Octanaje.
3
La gasolina liviana o LSR está compuesta principalmente por cadenas de hidrocarburos de 5 y 6 carbonos, esta gasolina es empleada como carga en la unidad de Avigas para la recuperación de isopentano y alquilatos, que junto al redestilado de platformado son comercializados como gasolina de aviación. Otra parte del LSR producido se emplea en el blending junto a la gasolina platformada en la elaboración de gasolina especial y el restante de la producción de LSR se mezcla con el crudo reducido para ser vendido como un crudo reconstituido (Recon), el cual es una mezcla de petróleo crudo junto a los residuos pesados que no pueden ser procesados en planta y se venden a otros países que si tienen la capacidad de fraccionarlos y obtener productos derivados con valor agregado. Teniendo en cuenta este antecedente, y puesto que se cuenta con cierta capacidad instalada en planta, se vuelve atractivo un proyecto para procesar el LSR obtenido en refinería que se vende como parte del crudo reconstituido (Recon), dándole mayor utilidad, beneficios y valor agregado. Finalmente, existe el proyecto de la planta de isomerización de LSR, para ser implementada a mediano plazo, cuyo propósito es el mismo: incrementar la cantidad producida de gasolina especial. Para este proyecto también se evalúa la factiblidad de recuperar el i-C5 por motivos operativos, puesto que sin este elemento en la carga se aprovecharía mejor el volumen de procesamiento, debido a que el isopentano no sufre ninguna modificación en los catalizadores de la nueva unidad.
1.4. El
Delimitación
estudio
comprende
la
unidad
de
Avigas
con
la
evaluación
de
la
torre
deisopentanizadora 1T-1501, el condensador de cabeza E-1501-A-B y el rehervidor de fondo I-1501. Se efectuará la evaluación técnica de ingeniería; de modo, que el presente trabajo no contempla las pruebas de integridad y test run de los equipos.
1.5.
Objetivo General
Evaluar y analizar de forma técnica la torre de isopentano (i-C5) para determinar la factibilidad técnica de cambios y mejoras en el proceso para la utilización de este producto en el blending de la gasolina especial.
4
1.6. •
Objetivos Específicos Relevamiento de datos de las siguientes variables de operación en las unidades de isopentano: 9 Presión 9 Temperatura 9 Flujos 9 Nivel de operación de los equipos 9 Características de diseño de los equipos
•
Realizar la simulación del proceso en Hysys en función a las variables operativas obtenidas en planta.
•
Realizar el estudio de la columna hidráulica de la torre de-isopentanizadora 1T1501.
•
Efectuar el cálculo de la eficiencia de la torre de-isopentanizadora 1T-1501
•
Evaluar la capacidad térmica del condensador E-1501A-B y rehervidor I-1501 pertenecientes a la torre 1T-1501
•
Identificar los cuellos de botella y la capacidad máxima de producción de la planta.
•
Determinar el volumen de isopentano obtenido en la torre 1T-1501 que puede ser empleado en la preparación de la gasolina especial.
•
Efectuar el procesamiento de datos y el diagnostico de factibilidad técnica
•
Proponer alternativas de solución a los cuellos de botella identificados y evaluar un posible aumento en la capacidad.
5
1.7.
Metodología
El proyecto estará dividido en las siguientes etapas 1. Relevamiento y análisis de parámetros operativos y de laboratorio de la unidad de Avigas (Recolectar planos, PI&D, diagramas, información, muestras de laboratorio, medición de temperaturas, presiones, etc). Organización de la información. 2. Simulación del proceso en el Software de Procesos Hysys y cálculo de la hidráulica de la torre 1T-1501en el simulador (Revisar trabajos anteriores y realizar la simulación de acuerdo a las variables recopiladas en el relevamiento de campo). 3. Revisión de líneas y placas de orificio 4. Calculo de la columna hidráulica y eficiencia de la torre 1T-1501 (Realización de las memorias de cálculo para cada uno) 5. Calculo de la capacidad térmica del condensador E-1501A-B y rehervidor I-1501 (Realización de la simulación en el HTRI y de la memoria de cálculo) 6. Obtención, verificación y comparación de resultados 7. Elaboración del informe final.
6
II.
DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA
2.1
Historia
Yacimientos Petrolíferos Fiscales Bolivianos Refinación S.A. es la empresa petrolera dedicada a la refinación del petróleo que opera las dos refinerías más grandes del país, la Refinería Guillermo Elder Bell en Santa Cruz y la Gualberto Villarroel en Cochabamba, representando entre ambas más del 90% de la capacidad de procesamiento a nivel nacional. La Refinería “Gualberto Villarroel” de la ciudad de Cochabamba, está ubicada en el km. 6 de la Avenida Petrolera, carretera antigua a Santa Cruz. Esta refinería fue fundada en la década de 1940, entrando en servicio el año 1949 con la unidad de topping que procesaba 6.500 barriles por día, entre los años 1967 y 1976 se ampliaron las instalaciones debido a la creciente demanda de hidrocarburos de la época. Finalmente, en 1979 se adquirió una nueva unidad de crudo, con licencia U.O.P, que permite procesar 27.500 barriles por día de petróleo crudo. El 1 de mayo del 2006 se dictó el Decreto Supremo 28701 “Héroes del Chaco” con el cual el gobierno nacionaliza los recursos hidrocarburíferos de Bolivia y por el cual YPFB pasa a controlar el cincuenta por ciento más uno de las acciones de cinco empresas del ámbito petrolero, entre ellas Petrobras Bolivia Refinación S.A propietaria hasta ese momento de la Refinería Gualberto Villarroel. En negociaciones posteriores durante el año 2007, el gobierno mediante un decreto supremo adquirió el cien por ciento de las acciones de Petrobras dando origen a YPFB Refinación S.A. En la actualidad, la Refinería Gualberto Villarroel cuenta con un procesamiento promedio de 25.300 barriles por día, constituyéndose en el eje de la producción de combustibles para el mercado nacional, debiendo abastecer de combustibles a los departamentos de La Paz, Cochabamba, Oruro, Beni y Pando Entre la diversidad de productos que se elaboran en la refinería se cuenta con gasolina especial, gasolina Premium, Diesel Oil, Gasolina de Aviación, Kerosene, Grasas, Butano, Propano, Gas Licuado de Petróleo, Alquilatos, Jet Fuel, Aceite Automotriz, Aceite Industrial, Cemento Asfaltico, Solventes y otros lubricantes.
7
2.2
Misión
“Contribuir al desarrollo Sostenible de Bolivia, optimizando el suministro de productos refinados de petróleo, agregando valor para los accionistas y clientes, liderando el desarrollo industrial del sector y operando en armonía con el entorno”
2.3
Visión
“Ser una empresa boliviana con actuación internacional modelo de excelencia para la refinación, abastecimiento y desarrollo energético, con responsabilidad social y ambiental, enfocada hacia los resultados.”
2.4
Política de Gestión
“YPFB Refinación S.A. actuando en el rubro de la refinación de petróleo, almacenamiento transporte y comercialización de sus derivados, trabaja para alcanzar la excelencia operacional y la satisfacción de sus clientes y de todas las partes interesadas, responsabilizándose y comprometiéndose con la seguridad de sus operaciones, protección del medio ambiente y la valoración del ser humano” Para ello trabajamos con el compromiso de: •
“Comunicar e informar a las partes interesadas sobre la Política y el desempeño en calidad, seguridad, medio ambiente, salud ocupacional y responsabilidad social de nuestra organización”
•
“Trabajar de manera preventiva junto a las partes interesadas, en constante evaluación de riesgos, aspectos e impactos de nuestra actividades, actuando con responsabilidad social, protegiendo el medio ambiente, la seguridad y la salud ocupacional a fin de identificar, atender y satisfacer las necesidades de nuestros clientes internos y externos, a través de la calidad de nuestros productos y servicios”
•
“Incentivar y responsabilizar a todos los niveles de la organización por proveer infraestructura
y
ambientes
de
trabajo
seguros
por
medio
de
equipos,
procedimientos y programas adecuados para el personal bajo su cargo y de la empresa”
8
•
“Cumplir con la legislación, acuerdos, normas y requisitos suscritos por la empresa para minimizar los impactos y riesgos generados por nuestras actividades referentes
a
calidad,
seguridad,
medio
ambiente,
salud
ocupacional
y
responsabilidad social” •
“Optimizar el sistema de gestión a través de la permanente planificación, ejecución, evaluación y control de nuestros procesos, la confiabilidad de nuestras instalaciones, la capacitación, valorización y reconocimiento del personal de acuerdo a nuestros objetivos y metas establecidas que serán revisados periódicamente en busca de una mejora continua”
•
“Disponer de información integra y confiable que permita; la ejecución de nuestras actividades, uso y manejo de productos con seguridad protección del medio ambiente, de la salud y las instalaciones”
•
“Estar preparado para una pronta y efectiva respuesta en el control de emergencias y la mitigación de los impactos por ellos generados”
2.5
Descripción del área Carburantes
El área donde se desarrollo la práctica corresponde a la de Carburantes por lo que su descripción general es la de principal interés. En la unidad de crudo, como su nombre lo indica, se realiza la destilación del petróleo crudo que llega a la Refinería mediante ductos desde los campos de producción y es almacenado en los tanques TK-2901, TK-2902 y TK-2903. De estos tanques se bombea el crudo a través de un tren de precalentamiento al horno 1H-1001 para alimentar a la torre de destilación atmosférica 1T-1001, donde se obtienen los diversos cortes del petróleo con la ayuda de una corriente de vapor inyectada por el fondo de la torre y con la cual se produce el despojamiento. En las Figuras N° 1 y 2, presentadas a continuación, se observa el diagrama de proceso de la unidad de crudo. Por la cabeza de la 1T-1001 se obtiene la gasolina o nafta no estabilizada; en los cortes laterales se obtiene como destilado liviano la nafta para jet fuel; como destilado medio se destila el corte base para el kerosene (el cual también se emplea para el preparado de jet fuel); como destilado pesado se saca diesel oil y finalmente como producto de fondo se produce el crudo reducido que es base para aceites lubricantes.
9
Figura N° 1 Diagrama de la Unidad de Crudo (1) Fuente: Gerencia de Carburantes
10
Figura N° 2 Diagrama de flujo de la Unidad de Crudo (2). Fuente: Gerencia de Carburantes
11
La
gasolina no estabilizada de la cabeza de la torre T-1001, es la base para la
elaboración de la nafta de destilación liviana y nafta de destilación media, más conocidas como LSR y MSR, respectivamente. El producto de cabeza de la 1T-1001 se enfría para ingresar al acumulador D-1001 donde se separa una fase gaseosa y otra líquida de hidrocarburos; además, de una fase acuosa, producto de la inyección de vapor. Una parte de la fase de hidrocarburos del acumulador D-1001 se emplea como reflujo a la 1T-1001 para control de temperatura en la cabeza y el excedente se dirige al acumulador D-1003 en el cual se estabiliza el flujo y se inyecta vapor de cabeza de la torre para de-metanizar la carga, por lo que este equipo opera a presión. En el acumulador D-1003 la fase gaseosa va a Fuel gas, el agua se purga y la fase liquida de hidrocarburos es enviada a través de un tren de precalentamiento para ingresar a la de-butanizadora 1T-1005. El producto de fondo de la 1T-1005 cede calor a su carga antes de entrar como alimentación del splitter, la torre 1T-1006, donde se separan el LSR por la cabeza y el MSR como producto de fondo. El MSR obtenido es enfriado para ser enviado a los tanques TK-2912 y TK-2913 o como carga a Hydrobon - Platforming El LSR es enfriado para ser estabilizado en el acumulador D-1005 de donde una parte es empleada como reflujo para controlar temperatura de cabeza en la torre 1T-1006; y la otra parte es enfriada para ser enviada a los tanques TK-2908 y TK-2909. Este producto se usa en el preparado de la gasolina especial y es la carga con la que se alimenta a las unidades de isopentano y alquilatos.
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III. MARCO TEÓRICO Para la realización y entendimiento del estudio, es necesario el conocimiento de ciertos conceptos que se presentan en el siguiente capítulo.
3.1. Destilación La destilación es el proceso en el cual, por efecto de la temperatura, los diferentes componentes de una sustancia se van separando debido a las diferencias entre sus volatilidades, la cual depende de la distribución de estos componentes entre una fase vapor y una líquida, estando ambos componentes presentes en ambas fases. El grado de separación de estos compuestos está directamente relacionado con sus puntos de ebullición ya que la fase vapor se origina de la fase líquida por vaporización en dicho punto. El requisito básico para separar los componentes por destilación, consiste en que la composición del vapor sea diferente de la composición del líquido con el cual está en equilibrio en el punto de ebullición La destilación del petróleo se produce en columnas de platos o empacadas, donde los diferentes compuestos se desplazan a través de la torre, de modo que los componentes ligeros se mueven hacia el tope de la torre; mientras que los más pesados salen por el fondo.
3.2. Columna de destilación Una columna de destilación simple es una unidad compuesta por un conjunto de etapas de equilibrio con un alimento y dos productos que son el destilado y fondo. Las torres de destilación cuentan con sistemas de condensación en la cabeza, lo cual permite mandar un reflujo de los componentes más pesados hacia la torre para el control de temperatura y presión en la misma. En el fondo de la torre existe un dispositivo denominado re-hervidor, cuyo propósito es transferir calor al líquido de fondo para vaporizarlo parcialmente, de tal manera que la fracción que es vaporizada se recircula al fondo de la columna y se mantiene un flujo ascendente a través de la columna. La fracción no vaporizada se remueve como producto de fondo.
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En la sección superior de la columna se cuenta con un condensador, el líquido condensado en este recipiente se divide en dos fracciones. Una fracción se remueve como el producto de tope o destilado y la otra fracción, denominada reflujo, se recircula a la parte superior de la columna produciendo el contacto requerido con la fase vapor ascendente para la transferencia de masa deseada en cada una de las etapas de equilibrio líquido - vapor.
3.3. Tipos de columnas de destilación Las columnas de destilación se pueden clasificar según sus dispositivos internos con las que fueron diseñadas a fin de promover una mejor transferencia de masa y calor entre las fases líquida y vapor existentes. Los dispositivos incluyen las torres empacadas, distribuidores, redistribuidores, deflectores, etc. estos dispositivos promueven un contacto íntimo entre ambas fases. El tipo de internos seleccionados va a determinar la altura y el diámetro de la torre para un flujo de calor específico ya que diferentes diseños tienen diferentes capacidades y eficiencias. Existen dos tipos de columnas: •
Columnas de platos
•
Columnas empaquetadas
También existen diferentes tipos de platos de acuerdo al dispositivo de separación que utilizan, individualmente, cada tipo de plato puede o no tener bajantes y diferentes configuraciones del padrón de flujo. Los tipos de platos existentes son: •
Perforados
•
Con casquetes de burbujeo
•
De doble flujo (plato perforado sin bajante)
•
Valvulados
•
Deflectores
Por su parte, las torres de lecho empacado se clasifican por el lecho que puede ser: •
Estructurado
•
Aleatorio
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La Figura N° 3 muestra un diagrama esquematizado de una torre de destilación o fraccionamiento. La carga que alimenta la torre ingresa en estado líquido, vapor o una mezcla de ambos. La fase vapor que se mueve hacia arriba entra en contacto con la fase líquida que fluye hacia abajo de la torre. Las columnas de destilación se dividen en dos secciones, una de rectificación y la otra de despojamiento.
Figura N° 3 Esquema de una torre de destilación. Fuente: Distillation Column ENGINEERING DESIGN GUIDELINES
•
Los platos de la sección de rectificación se encuentran sobre el plato de alimentación de la columna, donde la fase vapor se enriquece continuamente con los componentes livianos que van a formar parte del producto de cabeza. Una recirculación líquida va condensando los componentes menos volátiles que se encuentran en el vapor. Para generar esta recirculación líquida se debe enfriar una porción del vapor de la cabeza, esto se lleva a cabo en el condensador y la recirculación es el reflujo.
•
Los platos de despojamiento, se encuentras por debajo del plato de alimentación, en este sector los componentes más pesados están siendo despojados de la fase vapor y concentrados en la fase líquida del producto de fondo. En cada plato, el vapor ingresa desde el plato inferior a una temperatura mayor, mientras que el líquido que entra del plato superior ingresa a una temperatura menor. La transferencia de masa y calor se da ya que las corrientes están en equilibrio una con la otra (punto de burbuja del líquido con punto de rocío del vapor están a la misma temperatura y presión)
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El condensador en la cabeza de la columna puede ser total o parcial. En un condensador total, todo el vapor que deja el tope de la columna es condensado de modo que el reflujo y el producto de cabeza tienen la misma composición. En un condensador parcial solo una parte del vapor de cabeza es condensado. En la mayoría de los casos la parte líquida que se condensa es enviada como reflujo a la torre y el vapor representa el producto de cabeza. Existen algunos casos donde solo una parte del líquido condensado es enviado como reflujo, en estas circunstancias existen dos productos de cabeza, uno líquido con la misma composición que el reflujo y otro gaseoso que está en equilibrio con el reflujo líquido.
3.4. Torre de platos perforados Este tipo de torre se caracteriza por tener platos con agujeros cuyo diámetro varía ente 3/16 pulgadas a 1 pulgada de diámetro, el diámetro estándar es de 0.5 pulgadas con la perforación hecha hacia abajo. En este tipo de platos el vapor sube por los agujeros para crear un efecto múltiple en los orificios. La velocidad del vapor alcanza al líquido que fluye hacia abajo a través de los orificios, el flujo de vapor que contacta al líquido a través del plato es controlado por el número y tamaño de las perforaciones. La dirección en la que está hecha la perforación afecta la caída de presión en seco, un agujero pequeño representa una mayor caída de presión para una misma área perforada, esto se debe a la relación del diámetro del agujero con el espesor del plato. El número de perforaciones y su diámetro se basan en el flujo de vapor hacia el tope de la torre. El flujo de líquido es transportado hacia abajo por los bajantes (downcomers) ubicados a los costados del plato. Los platos perforados presentan mayor arrastre que los platos valvulados, esto se debe a que el líquido se atomiza directamente en contacto con el vapor hacia el plato superior. Para una operación eficiente, la velocidad en las perforaciones debe ser suficiente para balancear la altura del líquido a la salida del plato y evitar que el líquido atraviese directamente las perforaciones hacia abajo
3.5. Dinámica de flujo en el plato Las columnas de destilación con platos utilizan una diferencial de presión y temperatura para separar los productos, el vertedero permite mantener un nivel de líquido en cada
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plato. La Figura N° 4 muestra cómo trabaja cada plato. El líquido entra por el bajante del plato superior, el vapor debe sobrepasar el cabezal líquido para llegar al tope de la columna. En el plato, el vapor y líquido están en contacto dando origen a la formación de espuma o burbujas donde se lleva a cabo la transferencia de masa, inmediatamente sobre el plato estos se separan.
Figura N° 4 Esquema de un plato de destilación. Fuente: Distillation Column ENGINEERING DESIGN GUIDELINES.
Para llevar a cabo el diseño o evaluación de una columna de destilación es imprescindible entender la hidrodinámica del vapor y líquido en el plato, por lo que se debe describir la hidráulica en el plato y las condiciones limitantes de operabilidad. Para analizar la dinámica del flujo sobre un plato perforado con mayor detalle, se debe considerar que dicho análisis se hace bajo condiciones estacionales ideales. Bajo condiciones normales, el vapor fluye a través de las perforaciones y se expande dentro del líquido que atraviesa el plato formando una mezcla turbulenta que se convierte en espuma; mientras la espuma se mueve hacia el vertedero de salida se produce la transferencia de masa líquido-vapor y la separación culmina cuando la espuma junto al líquido caen por el bajante. La espuma formada sobre el área de burbujeo produce una altura de masa aireada, a medida que la altura de la espuma aumenta su densidad disminuye. Cuando esta masa de líquido aireado se mueve hacia el vertedero de salida, por efecto del pequeño gradiente de líquido formado, comienza a deshacerse la espuma al llegar a la zona de calma, quedando el líquido claro con una altura que sobrepasa al vertedero. El líquido al
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descender por el bajante se encuentra nuevamente en condiciones turbulentas y forma una segunda zona de espuma, en donde el líquido con una mayor densidad llega el plato inferior y nuevamente el vapor asciende, y se repite el proceso en el plato inferior (ver Figura Nª4).
3.6. Columna hidráulica El cálculo de la hidráulica de la columna tiene como objetivo evitar la inundación del plato, lo cual reduce la eficiencia global de trabajo de la torre, este cálculo considera como principales factores de evaluación el tiempo de residencia del líquido en dos secciones, que son el plato y el bajante; también debe considerar la altura del líquido claro y espuma en ambas secciones, determina las velocidades máximas del líquido en el área de burbujeo y del gas que atraviesa las perforaciones y finalmente los porcentajes de inundación correspondientes. Todas estas consideraciones, además de otros factores calculados simultáneamente, permiten evaluar la cantidad de platos o etapas requeridas para obtener el producto con las especificaciones deseadas y la eficiencia con la cual se logra dicho objetivo.
3.7. Parámetros de la hidráulica del plato La estructura de los platos debe estar diseñada para soportar las cargas hidráulicas durante la operación y las cargas impuestas en la construcción y mantenimiento. Los requerimientos básicos para un plato deben ser 1. Proveer buen contacto vapor-líquido. 2. Proveer buena retención del líquido para garantizar una buena transferencia de masa. 3. Tener suficiente área y espacio para permitir el arrastre de líquido y caída de presión dentro de los límites aceptables. 4. Tener el área suficiente en el bajante para que el líquido fluya libremente de plato a plato. El rango de operación de los platos instalados gobierna las cargas mínimas y máximas de vapor y líquido. Las cargas máximas posibles de vapor y líquido son importantes para
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determinar el diámetro de la columna y parámetros de hidráulica como la caída de presión. Para las cargas máximas y mínimas de vapor y líquido existen mecanismos hidráulicos que controlan estos límites.
3.8. Componentes clave A los componentes volátiles de una mezcla se los denomina “ligeros”, mientras que a los menos volátiles se los denomina “pesados”. Cuando se destila una mezcla, se encontrará en el residuo un componente que es el más volátil de todos, al cual se denomina el componente “clave liviano”; de igual manera, en el destilado habrá un determinado componente menos volátil que es el “clave pesado” además de componentes de menor volatilidad que se encuentran en menor proporción. La cantidad de cada uno de estos componentes tanto en el destilado como en el residuo son los que ayudan a determinar la eficiencia de separación en cada uno de los platos.
3.9. Eficiencia de una columna de destilación El método de cálculo general, se basa en la predicción de eficiencias puntuales que luego son llevadas a eficiencias de platos generando eficiencias globales de torres. A fin de predecir las eficiencias puntuales en cualquier lugar de la torre, se debe contar con la información de la composición de plato a plato, lo cual se logra rápidamente con el uso de un simulador, el cual además proporciona información sobre propiedades físicas que agilizan los cálculos. El método para la predicción de eficiencias utilizado en la evaluación, se basa en la teoría de las dos resistencias o la transferencia de masa, que postula mecanismos en base a proporciones, a través de dos pequeñas películas, una a cada lado de la interfase vapor–líquido.
3.10. Eficacia de Murphee Es una medida de la efectividad del contacto, expresa la separación real que se tiene en todo el plato en comparación con la que se puede obtener teóricamente en estado de equilibrio.
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3.11. Intercambiadores de Calor Estos equipos son usados ampliamente en la industria de la refinación del petróleo, la función que cumplen es la transferencia de energía térmica entre dos fluidos a diferente temperatura. El calor fluye, debido al gradiente de temperatura, desde el fluido caliente hacia el frío a través de una pared de separación, que corresponde a la superficie o área de transferencia de calor. En resumen, las funciones típicas de un intercambiador de calor en los procesos industriales son las siguientes: 1. Recuperación de calor: la corriente fría recupera parte del calor contenido en la corriente caliente. Es decir, calentamiento y enfriamiento de las corrientes involucradas. 2. Evaporación: una de las corrientes involucradas en el intercambio de calor cambia de fase líquida a vapor. 3. Condensación: una de las corrientes involucradas en el intercambio de calor cambia de fase vapor a fase líquida. Existen diferentes tipos de intercambiadores, como ser los de tubo y coraza, doble tubo, etc. el más frecuentemente usado en la industria de la refinación es el tipo tubo y coraza, debido a su bajo costo, porque es fácil de limpiar y fácil de construir en diferentes tamaños y puede ser diseñado para presiones que van de moderadas a altas, sin variar sustancialmente su precio. Por otro lado, es mecánicamente resistente para soportar las tensiones a la cual es sometido durante la etapa de fabricación, el envío, montaje e instalación, además de los esfuerzos externos e internos en las condiciones normales de operación. Es fácil de mantener, reparar y reemplazar partes. Existen diversos tipos de configuración de estos intercambiadores (TEMA) que permiten un mejor diseño para la transferencia de calor ajustándose al requerimiento del proceso.
3.12. Condensadores Los condensadores son intercambiadores de calor ubicados en la cabeza o tope de las torres de destilación, tienen por función remover el calor del fluido destilado produciendo un cambio de fase de este producto que se encuentra en estado gaseoso al líquido.
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También cabe la posibilidad de seguir enfriando este fluido, obteniéndose líquido subenfriado. La función principal del condensador es ser el foco frío o sumidero de calor dentro de un proceso térmico.
3.13. Re-hervidores Los re-hervidores son intercambiadores de calor que conectados a la base de una columna de destilación suministran energía en forma de calor, la cual es necesaria para devolver el vapor al fondo de la columna y permitir así que se lleve a cabo la destilación. Estos equipos pueden tomar diferentes formas, así por ejemplo, los fraccionadores pequeños utilizados en el trabajo de plantas piloto tal vez requieran simplemente de una olla con chaqueta, pero necesariamente será pequeña la superficie de transferencia de calor y la capacidad correspondiente de generación de vapor. Existen varios tipos de rehervidores como ser: •
Re-hervidor tipo Kettle (tipo paila o marmita)
•
Re-hervidor tipo termosifón horizontal
•
Re-hervidor tipo termosifón vertical
•
Re-hervidor de circulación forzada.
Re-hervidor tipo termosifón horizontal El fluido de calentamiento circula por el interior de los tubos, mientras que la ebullición ocurre por la coraza, sin embargo, no posee espacio extra para la separación por lo que retorna a la torre una mezcla de líquido-vapor y es en el espacio en el fondo de la columna, por debajo del último plato, donde se produce la separación. Generalmente son intercambiadores 1-2 de flujo dividido. El sistema de termosifón mueve el fluido usando, como fuerza impulsora, una diferencia de densidades creada por una entrada de calor a ese sistema. Esta entrada de calor reduce la densidad del fluido a la salida del intercambiador y suministra calor al sistema. La diferencia de densidades entre la entrada y salida del Intercambiador hace que el sistema fluya. Este tipo de equipo se esquematiza en la Figura N° 5.
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Figura N° 5 Termosifón horizontal de circulación natural. Fuente: Distillation Column ENGINEERING DESIGN GUIDELINES.
Las ventajas del termosifón horizontal con circulación natural se resumen en: 1. Fácil mantenimiento. 2. Menos caída de presión que el vertical. 3. Más barato que el Kettle. 4. Posibilidad de tubos más largos. Sus desventajas son: 1. No es un plato teórico. 2. Más espacio ocupado y más tubos necesarios en comparación con el vertical. 3. Se ensucia más fácil que el vertical. 4. Acumulación de componentes con altos puntos de ebullición en la línea de alimentación.
3.14. Transferencia de calor La velocidad de transferencia de calor de un fluido a otro, a través de una pared de metal es proporcional al coeficiente global de transferencia de calor, el área de contacto y a la diferencia de temperatura entre los fluidos. Cuando se evalúa un intercambiador de calor, casi siempre se conoce o se puede calcular el flujo de calor junto a los diferenciales de temperatura para las condiciones de proceso dadas. Es así, que con el área de transferencia de calor disponible, se necesita evaluar el coeficiente de
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transferencia global (U) para conocer las condiciones operativas con las cuales trabaja el equipo.
3.15. Preparación de la Gasolina El blending de la gasolina es la preparación de este combustible, es un proceso en el cual se mezclan diferentes proporciones de productos obtenidos de la destilación del petróleo, además de ciertos aditivos, con el objetivo de lograr una gasolina que cumpla con las especificaciones para su venta a nivel comercial. En el caso de la preparación de gasolina especial se suele emplear un 35% de gasolina liviana de destilación directa (LSR) con un 65% de gasolina platformada; a esta mezcla se suele añadir un aditivo denominado MMT (Tricarbonilo de metil-ciclopentadi-enil manganeso) para elevar el octanaje.
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IV. ESTUDIO TÉCNICO DE LA UNIDAD DE ISOPENTANO La necesidad de aumentar la producción de gasolina especial para cubrir la demanda del mercado nacional requiere de una mayor capacidad de procesamiento utilizando la torre 1T-1501 para destilar isopentano y usarlo en la preparación de dicha gasolina. Para poder incrementar la producción es necesario conocer las condiciones operativas de la torre y así, determinar la máxima capacidad de trabajo, por lo que también se requiere conocer la eficiencia con la cual ha estado trabajando. Además, es necesario evaluar los principales equipos involucrados en la operación normal de la torre que son el condensador de cabeza y el re-hervidor de fondo, los cuales cumplen una función imprescindible en el control de las variables operativas como son las temperaturas y presiones de cabeza y fondo. Las limitaciones operativas que puedan tener estos equipos representan “cuellos de botella” para la máxima capacidad de trabajo de la torre 1T-1501. Estos intercambiadores de calor al igual que la torre fueron readecuados para la operación en la obtención de isopentano y no cuentan con hojas de datos por lo que es importante generar estos documentos.
4.1. Estudio de diagnóstico La unidad de isopentano comparte con la unidad de alquilatos el uso de la torre 1T-1501, de modo que la producción de estos hidrocarburos no puede llevarse a cabo de forma simultánea. Ambas plantas trabajan de acuerdo al requerimiento en la programación de carburantes, para la preparación de gasolina de aviación; esta producción no es continua, por lo que existen periodos de tiempo en que ambas unidades se encuentran fuera de servicio. Se conoce entre varias propiedades del isopentano, que este posee una capacidad antidetonante (RON) superior a 90, convirtiéndose en un compuesto ideal para la preparación de gasolina especial; pero, también se sabe que su Tensión de Vapor Reid (TVR) oscila entre los 19-19.5 psig. valores que limitan su uso en la preparación de gasolina, por exceder el rango establecido como aceptable en la normativa de certificación del producto para su venta. Considerando que el isopentano podría emplearse en el “blending” de la gasolina especial y que la unidad que lo produce se encuentra parada durante diferentes lapsos de tiempo, surge la propuesta, por parte del departamento ingeniería, del estudio que
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determine cuanto isopentano puede ser mezclado junto a la gasolina especial, antes de que esta quede fuera de especificaciones y cuál es la máxima capacidad de producción de la planta. La unidad de isopentano cuanta con dos torres de destilación, la 1T-1501 y la 1T-1502, la segunda torre no se considera en el estudio debido a su reducido tamaño, el cual no permite la producción de un volumen considerable a nivel comercial. La torre 1T-1501, fue reacondiciona para su operación en la recuperación de isopentano y alquilatos, por lo que las variables operativas con las que trabaja no corresponden necesariamente a las de diseño. Tampoco se realizó el estudio de la columna hidráulica, de modo que no se conocen los volúmenes de flujo líquido y vapor que la torre puede procesar antes de producirse la inundación en algún sector de la misma. La eficiencia de trabajo de la torre no fue determinada con anterioridad, por lo que la simulación del proceso, sin conocer esta característica, no puede realizarse de forma confiable debido a que los simuladores consideran por defecto casos ideales, otorgando una eficiencia del cien por ciento, alejando los resultados de la verdad. Como se mencionó previamente, los intercambiadores de calor empleados como el condensador y re-hervidor de la torre 1T-1501, no poseen hojas de datos. Al igual que la torre, son
equipos
reacondicionados
que
originalmente
fueron
diseñados
para
hidrocarburos más pesados, procedentes de la destilación directa del crudo; por estos motivos tampoco se conoce las condiciones de operación de los mismos. Además, por el tiempo de servicio que ya han cumplido, es necesaria la reposición de ciertas partes, como los deflectores; pero, por las características de la gasolina LSR que alimenta la unidad (no es corrosiva ni posee partículas que generen ensuciamiento severo) es que se ha podido prolongar, más aún, el tiempo de vida útil de los equipos. En la unidad de isopentano y alquilatos no existe una instrumentación adecuada para la medición de variables operativas. En muchos lugares, existe una carencia de instrumentos como los termómetros que registren las temperaturas a la entrada y salida de los intercambiadores de calor, o de manómetros que indiquen la caída de presión en estos equipos. Los termómetros existentes en algunos casos no tienen fecha de calibración y es evidente la mala medición que realizan.
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El deterioro de las placas de orificio y su mala instalación en algunas líneas, impiden su buen funcionamiento y por tanto una buena medición de los flujos. Debido a los malos registros que generan no se puede realizar un balance de materia en esta unidad. Para garantizar una operación segura durante el funcionamiento de la planta y generar un incremento de la gasolina especial producida, es necesario el estudio técnico de la unidad y el conocimiento del proceso de forma detallada.
4.2. Ingeniería del proyecto El objetivo de la Unidad de Isopentano es separar el i-C5 de la carga de gasolina liviana de destilación directa (LSR) proveniente de la unidad de crudo. El isopentano obtenido en las torres 1T-1501 y 1T-1502 se lo emplea en la preparación de gasolina de aviación (Avigas), junto con los Alquilatos y el Redestilado de Platformado. 4.2.1. Descripción del proceso La carga de LSR proveniente de los tanques TK-2908, TK-2909 ó de la unidad de crudo se precalienta en el intercambiador de calor I-1502, ganando temperatura del producto de fondo de la torre 1T-1501, para ingresar a esta. En la torre 1T-1501 se separan el isopentano y los componentes más livianos (butanos) como producto de cabeza y el n-pentano, alquilatos y compuestos más pesados como producto de fondo. Una parte del producto de fondo de la torre 1T-1501 se calienta en el intercambiador I-1501, que actúa como re-hervidor, ganando calor del vapor de alta presión. La fracción que se vaporiza de la corriente de fondo regresa a la torre por desplazamiento positivo y aporta el calor necesario para que se produzca la separación deseada; la otra parte del producto de fondo es impulsada por la bomba 1P-1502/A a través del intercambiador I-1502 que precalienta la carga a la torre y a través del enfriador de agua E-1502 para ser enviado a tanque de Slop. El producto de cabeza de la torre 1T-1501 se divide en dos corrientes, una parte pasa por el enfriador de agua E-1501A-B para entrar al acumulador D-1501; la otra parte ingresa directamente al D-1501, este flujo by pass se utiliza para controlar la temperatura y presión del acumulador y a su vez la temperatura y presión en la cabeza de la torre 1T-1501. Del acumulador D-1501 se manda el reflujo a la torre a través de la bomba P-1501/A. La
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descarga de esta bomba se divide en dos, de modo que el exceso de la producción que no es empleada como reflujo representa la carga para la torre 1T-1502, donde se eliminan los gases livianos como ser butano y propano por la cabeza y se obtiene el isopentano como producto de fondo con una pureza superior al 95% en volumen. La corriente de livianos de la cabeza de la torre 1T-1502 se divide en dos igual que en el caso de la 1T-1501, a una parte se disminuye su temperatura en el enfriador de agua E-1504 para ingresar posteriormente al acumulador D-1502, mientras el restante ingresa directamente al acumulador para el control de presión y temperatura. El nivel de trabajo del acumulador D-1502 suele ser bajo ya que el gas obtenido es muy poco y se lo emplea como reflujo total para mantener la presión en la cabeza de la torre 1T-1502. El producto de fondo de la torre 1T-1502 se lo emplea como reflujo, el cual se calienta en el intercambiador I-1503, que actúa como re-hervidor, ganando calor del vapor de alta y generando el movimiento del hidrocarburo por desplazamiento positivo para su retorno a la torre; mientras que el remanente, que se encuentra en fase líquida, es impulsado por la bomba 1P-1504/A a través del enfriador de agua E-1503 para llegar finalmente al tanque esférico de almacenamiento de isopentano TK-2920 En la Figura N° 6 se presenta el diagrama de flujo de la unidad de Isopentano
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Figura N° 6 Diagrama de flujo de la Unidad de Isopentano Fuente: Gerencia de Carburantes
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Servicios Utilizados • Vapor de alta (250 PSIG)
: en re-hervidores
• Vapor de baja (50 PSIG)
: en líneas de acompañamiento.
• Energía eléctrica
: en bombas, iluminación e instrumentos.
• Aire comprimido
: en planta e instrumentos.
• Agua de enfriamiento
: en enfriadores
Descripción del equipo Los equipos principales de esta unidad se describen en la Tabla IV.1. Tabla IV.1Descripción de los equipos de la Unidad de Isopentano
Equipo
Función
TAG
Diámetro, pie (m)
Torre de-isopentanizadora. Cuenta 1T-1501
con 45 platos de destilación. Su alimentación se encuentra en el
4 (1,22)
plato 34 Torre de destilación. Su función es 1T-1502
eliminar los gases livianos. Cuenta con 20 platos y su alimentación
1,25 (0,38)
está en el plato 6. D-1501
D-1502
Acumulador de producto de cabeza de la 1T-1501 Acumulador de producto de cabeza de la 1T-1502
5 (1,52) x 17,52 (5.34) largo 4,5 (1,37)x 14,56 (4,44) largo
Fuente: Elaboración propia
Los intercambiadores de calor que intervienen en el proceso se presentan a continuación en la Tabla IV.2
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Tabla IV.2 Descripción de los intercambiadores de calor de Unidad de Isopentano
Equipo TAG I-1501
I-1502
I-1503
E-1501A-B
E-1502
E-1503
E-1504
Descripción
Temperatura de
Presión de
Diseño, °C (°F)
Diseño, kPa (psi)
Tubos
Vapor
-
-
Coraza
Reflujo fondo T-1501
-
-
Tubos
Fondo T-1501
-
-
Coraza
Carga de LSR
-
-
Tubos
Vapor
-
-
Coraza
Reflujo fondo T-1502
-
-
Tubos
Agua
65,5 (150)
517,1 (75)
Coraza
Cabeza T-1501
232,2 (450)
517,1 (75)
Tubos
Agua
65,5 (150)
517,1 (75)
Coraza
Fondo T-1501 a slop
232,2 (450)
3 447,4 (500)
Tubos
Agua
65,5 (150)
517,1 (75)
Coraza
Isopentano a tanque
232,2 (450)
517,1 (75)
Tubos
Agua
65,5 (150)
517,1 (75)
Coraza
Cabeza T-1502
315,5 (600)
2 968,4 (300)
Fuente: Planos y placas de identificación de equipos. Refinería Gualberto Villarroel
4.2.2. Variables operativas Las principales variables de operación de esta unidad son la temperatura, presión y reflujo. En condiciones normales de trabajo la presión se la mantiene fija y mediante los reflujos se modifican las temperaturas en las torres hasta obtener las condiciones de separación deseada. A continuación se describen con mayor detalle cada una de estas variables • Temperatura de operación. La temperatura en las torres debe ser controlada en la cabeza como en el fondo. A mayor temperatura la destilación de componentes livianos es mayor. El reflujo de cabeza sirve para controlar la temperatura en este
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sector y evitar la producción excesiva de componentes más pesados del que se quiere destilar, además de permitir la regulación de la presión de cabeza. La temperatura de fondo ayuda a controlar el nivel de la torre y mantener los compuestos pesados en el fondo. La temperatura en los acumuladores está en función de la temperatura de entrada del producto, el cual puede ser enfriado al momento de salir de la torre y antes de ingresar al acumulador, o bien ingresar directamente de la torre al acumulador de acuerdo al requerimiento que se tenga para el control de la presión. • Presión de operación. Esta variable se la regula mediante la temperatura de cabeza en las torres con la ayuda de los acumuladores y mediante el reflujo de cabeza y recirculación del producto de fondo. Al igual que en el caso de la temperatura, este parámetro operativo varia a lo largo de la torre. La presión en los acumuladores depende directamente de la temperatura a la que ingresan los productos de cabeza, también se cuenta con una válvula de control de presión que permite regular este parámetro cuando el producto ingresa al acumulador sin previo enfriamiento. • Reflujo de cabeza. Es la recirculación de producto destilado que ha sido enfriado y estabilizado en los acumuladores, esta variable permite controlar la temperatura de cabeza en las torres y ayuda a la separación de los componentes de la destilación. Nivel operativo. El nivel de las torres se encuentra alrededor del 50% para garantizar una operación normal, este parámetro permite controlar la presión y temperatura de fondo garantizando que los componentes pesados se mantengan en el fondo. El nivel en los acumuladores permite controlar la presión de estos equipos y garantiza el excedente de líquidos para que puedan ser enviados como reflujo a las torres y el excedente se bombee a la 1T-1502 en el caso del acumulador D-1501 y a slop en el caso del D-1502. A continuación, en la Tabla IV.3 se presentan los parámetros de control operacional de la temperatura que debe mantenerse durante la producción de isopentano.
31
Tabla IV.3 Intervalos de Temperaturas para el control operacional de la Unidad de Isopentano
FLUJOS
Rango de Temperatura, °C
Carga a la 1T-1501
56
Producto de fondo 1T-1501
85
Cabeza 1T-1501
66
Fondo 1T-1501
98
Plato 11 de la 1T-1501
69
Carga a la 1T-1502
45
Cabeza 1T-1502
30
Plato 6 de la 1T-1502
38
Fondo 1T-1502
51-48
Acumulador D-1501
40
Acumulador D-1502
35
90 68 99 71
37 43 45 58
Fuente: Gerencia Carburantes. Refinería Gualberto Villarroel
La temperatura en el plato 11 de la 1T-1501 es muy importante ya que es la que permite cumplir con las especificaciones de TVR de la gasolina, valor que debe mantenerse entre 19-19.5 psi, en caso de estar fuera de especificaciones se debe regular la temperatura en este plato mediante el reflujo de cabeza. Los rangos operativos de las presiones y flujos se presentan en las Tablas 4.4 y 4.5
32
Tabla IV.4 Presiones para el Control Operacional de la Unidad de Isopentano PUNTOS DE MEDICIÓN
Rango de Presiones, kg/cm2
Descarga de 1P-1502
36
Descarga de 1P-606
12
Acumulador D-1501
1.20
Acumulador D-1502
0,70
Cabeza 1T-1501
1,90
2,8
2,90
Fondo 1T-1501
2,93
3,50
Cabeza 1T-1502
1,25
1,55
Fondo 1T-1502
1,41
Fuente: Gerencia Carburantes. Refinería Gualberto Villarroel Tabla IV.5 Rango de flujos para el control operacional de la Unidad de Isopentano
FLUJO
Factor
Rango de flujo (l/h)
Alimentación 1T-1501
1 200
6,5
7,5
ReflujoT-1501
2 500
5,3
5,7
Reflujo T-1502
150
1,25
1,55
2 050
5,3
5,5
Alimentación T-1502
140
8,6
10,0
Descarga Bomba fondo T-1502
400
4,0
6,20
Descarga bomba fondo D-1502
450
2,2
3,90
Producto fondo T-1501
7 000
6,9
8,9
Producto isopentano
1 000
6,0
10,0
Vapor reboiler T-1501
Fuente: Gerencia Carburantes. Refinería Gualberto Villarroel
En la Tabla IV.6 se presentan algunos valores establecidos para el control operacional y de calidad del producto.
33
Tabla IV.6 Control operacional del producto Isopentano
Producto de la unidad:
ISOPENTANO
Descripción
Rango
API Gravedad Específica
93
97
0,62
0,63
TVR max. (psi)
20,5
CROMATOGRAFIA (%Vol) i-C4
0,3
0,6
n-C4
0,4
0,9
i-C5
90
98
n-C5
2
5
Pureza del producto
97 - 98%
Fuente: Gerencia Carburantes. Refinería Gualberto Villarroel
34
V.
SIMULACIÓN DEL PROCESO
Para realizar la evaluación de la eficiencia e hidráulica de la torre junto a la simulación del proceso se tomaron datos y muestras después de la puesta en marcha y normalización de la planta. Durante una semana del mes de abril, se operó normalmente la unidad de isopentano, en este periodo de tiempo se registraron los datos operativos de los equipos para un mejor control operacional. También se procedió a la toma de muestras para el posterior análisis en laboratorio de la gasolina LSR que alimenta la unidad, del producto de cabeza y fondo de las torres 1T-1501 y 1T-1502. Las cromatografías de estas muestras se presentan en el Anexo N° 1 y en el Anexo N°2 se adjuntan los cálculos teóricos realizados para determinar el Octanaje y la Tensión de Vapor Reid.
5.1. Relevamiento de datos Las principales variables operativas son la presión, temperatura y reflujo, siendo de mayor interés las variables de operación de la 1T-1501. Los valores de los diferentes parámetros operativos registrados en planta durante la producción de isopentano se presentan de la Tabla V.7 a la V.12.
35
Tabla V.7 Flujos y Presiones de operación
INSTRUMENTO Factor (l/h) FRC-1501 FRC-1502 FR-1503 FRC-1504
Descripción
Planta
1215 Alimentación 1T-1501
7,5
130 Vapor a Rehervidor (250) I-1501
4,7
704 Fondo 1T-1501
7,9
146 Alimentación 1T-1502
9,4
FRC-1505
2.495 Reflujo a la 1T-1501
4,8
FRC-1506
109 Prod. Isopentano
7,1
FRC-1507
407 Fondo T-1502 (Descarga bombas)
5,2
FRC-1508
925 Vapor a Rehervidor (150) I-1503
4,3
FRC-1509
385 D-1502
5,8
FRC-1510 FRC-1511
60 D-1502 a Slop
2
148 Reflujo a la 1T-1502
3,9
PRC-1506
Presión cabeza 1T-1501
2,85
PRC-1511
Presión cabeza 1T-1502
1,1
Fuente: Relevamiento en campo. Refinería Gualberto Villarroel.
Tabla V.8 Temperaturas de operación
INSTRUMENTO
Descripción
Temperatura, °C
TI-1502
Cabeza 1T-1501
65
TI-1503
Plato 11 1T-1501
70
TI-1505
Fondo 1T-1501
99
TI-1506
Salida Rehervidor I-1501
TI-1510
Salida condensador E-1501
15
TI-1512
Salida E-1504, Fondo T-1502
49
TI-1513
Cabeza 1T-1502
38
101
36
Tabla V.8 Temperaturas de operación (Continuación)
INSTRUMENTO
Descripción
Temperatura, °C
TI-1514
Plato 5 1T-1502
46
TI-1516
Fondo 1T-1502 y entrada Rehervidor
55
TI-1517
Salida I-1502
56
TI-1518
Vapor de 150 a I-1503
TI-1519
Entrada E-1503, Cabeza 1T-1502
38
TI-1520
Salida E-1503
27
TI-1521
Salida agua enfriamiento E-1504, Fondo 1T-1501
35
144
Fuente: Relevamiento en campo. Refinería Gualberto Villarroel Tabla V.9 Presión y Temperatura de Acumuladores
ACUMULADORES
Descripción
Planta
Presión (kg/cm2)
1,55
Acumulador D-1501 Temperatura (°C) fase gaseosa
40
Temperatura (°C) fase líquida
24,3
Presión (kg/cm2)
1,61
Acumulador D-1502 Temperatura (°C)
33,8
Fuente: Relevamiento en campo. Refinería Gualberto Villarroel Tabla V.10 Presión de Descarga de Bombas
BOMBAS
Descripción
Planta
P-1501-B(psig)
Reflujo 1T-1501
135
P-1502-A (psig)
Fondo 1T-1501
70
P-1503-A (Kg/cm2) Reflujo 1T-1502
5,6
P-1504 (Kg/cm2)
Fondo 1T-1502
4,5
Fuente: Relevamiento en campo. Refinería Gualberto Villarroel
37
Tabla V.11 Temperaturas en los Enfriadoresa
°C ENFRIADORES
Paso
°F
Producto Entrada
Salida
Entrada Salida
14,9
23,7
58,82
74,66
Coraza Cabeza 1T-1501
67,2
24,3
152,96
75,74
Tubos
12,8
14,9
55,04
58,82
Coraza Cabeza 1T-1501
24,2
18,9
75,56
66,02
Tubos
Agua
12,3
20,3
54,14
68,54
Coraza Fondo 1T-1501
48,4
38,7
Tubos
Agua
20,3
27,6
Coraza Fondo 1T-1501
51,3
48,4
124,34 119,12
Tubos
42,6
45,4
108,68 113,72
Coraza Cabeza 1T-1502
50,8
44,8
123,44 112,64
Tubos
38,8
42,6
101,84 108,68
Coraza Cabeza 1T-1502
44,8
41,6
112,64 106,88
Tubos
Agua
14,2
19,8
57,56
67,64
Coraza Fondo 1T-1502
41,3
21,9
106,34
71,42
Tubos
Agua
E-1501-A Agua
E-1501-B
E-1502-A 119,12 101,66 68,54
81,68
E-1502-B Agua
E-1503-A Agua
E-1503-B
E-1504
Fuente: Relevamiento en campo. Refinería Gualberto Villarroel
a Las temperaturas fueron medidas con un termómetro laser, por lo que los valores registrados son de las superficies de los equipos, no siendo representativo del flujo.
38
Tabla V.12 Temperaturas en los Intercambiadores
°C INTERCAMBIADORES
Paso
°F
Producto Entrada Salida Entrada Salida 185,7
98,4
366,26 209,12
Coraza Fondo 1T-1501
97,7
99,7
207,86 211,46
Tubos
Fondo 1T-1501
68,7
47,7
155,66 117,86
Coraza Carga 1T-1501
33,3
66,9
91,94 152,42
125,1
56,8
257,18 134,24
54,8
55,6
130,64 132,08
Tubos
Vapor de alta (250)
I-1501
I-1502 Tubos
Vapor de media (150)
I-1503 Coraza Fondo 1T-1502
Fuente: Relevamiento en campo. Refinería Gualberto Villarroel
5.2. Uso del simulador Hysys La modelación de la torre 1T-1501 se realizó con el Software de simulación de procesos Aspen Hysys versión 2006. El propósito de emplear el simulador es obtener, con los datos recopilados durante el relevamiento en campo, una representación general de las condiciones reales de trabajo de la torre que permitan conocer variables como la caída de presión en los platos, temperaturas, flujo, inundación en el bajante e hidráulica en general. Para la caracterización de la carga que alimenta la torre 1T-1501 se emplea la cromatografía de LSR presentada en la Tabla V.13. Las cromatografías de los productos se adjuntan en el Anexo N° 1.
39
Tabla V.13 Cromatografía de la carga de LSR que alimenta la torre 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
i-butano
parafina
0,09
0,11
n-butano
parafina
1,44
1,63
2,2-dimetilpropano
parafina
0,16
0,18
isopentano
parafina
22,15
23,39
n-pentano
parafina
21,63
22,79
2,2-dimetilbutano
parafina
1,48
1,50
ciclopentano
nafteno
0,87
0,77
2,3-dimetilbutano
parafina
2,19
2,18
2-metilpentano
parafina
8,59
8,68
3-metilpentano
parafina
5,22
5,18
n-hexano
parafina
11,26
11,27
2,2-dimetilpentano
parafina
2,46
2,39
Metilciclopentano
nafteno
0,48
0,42
2,4-dimetilpentano
parafina
0,10
0,10
2,2,3-trimetilbutano
parafina
0,69
0,66
3,3-dimetilpentano
parafina
2,08
1,97
ciclohexano
nafteno
3,23
2,72
2-metilhexano
parafina
0,18
0,17
1,1-dimetilciclopentano
nafteno
2,50
2,20
3-metilhexano
parafina
0,28
0,27
cis-1,3-dimetilciclopentano
nafteno
0,27
0,24
trans-1,3-dimetilciclopentano
nafteno
0,56
0,49
n-heptano
parafina
4,59
4,43
metilciclohexano + cis-1,2-dimetilciclopentano
nafteno
3,39
2,89
tolueno + 2,3,3-trimetilpentano
aromatico
1,21
0,92
nafteno
0,38
0,32
1-cis-2-cis-3-trimetilciclopentano
nafteno
1,61
1,37
no identificado Nafteno
nafteno
0,44
0,38
no identificado Nafteno
nafteno
0,46
0,39
1-cis-2-trans-4-trimetilciclopentano + 1-cis-2-cis4-trimetil ciclopentano
Fuente: Análisis de laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel
40
Para la validación de la simulación se compara las variables reales con las simuladas y los resultados obtenidos. En la Tabla V.14 se presentan la diferencia entre las variables operativas de la torre en planta y del simulador. Tabla V.14 Diferencia entre las principales variables operativas de la 1T-1501
Descripción
Unidades Simulación
Planta
Alimentación
bbl/d
1 376
1 375,58
Reflujo
bbl/d
1 808,4
1 807,91
Temperatura producto cabeza
°C
68,36
65,00
Temperatura producto de fondo
°C
95,60
99,00
Producción de cabeza
bbl/d
207,8
207,84
Presión de Cabeza
kg/cm2
2,9
2,85
Presión de Fondo
kg/cm2
3,23
3,23
Presión del acumulador D-1501
kg/cm2
1,35
1,4
Fuente: Elaboración propia. Simulación en Hysys
En las Figuras N° 7 y 8 se aprecia la diferencia entre los resultados obtenidos en la composición de los productos de cabeza y fondo de la 1T-1501generadas en el simulador en comparación a los de laboratorio.
41
90 fracción volumétrica, %
80 70 60 50 Simulación
40
Planta
30 20 10 0 i-C4
n-C4 2,2-DM i-C5 C3
n-C5
n-C6
Figura N° 7 Diferencia entre resultados en la composición del isopentano de la 1T-1501.
30 25 20 15 10
1-2-cis-3-TM-c-C5
tolueno +
n-C7
cis-1,3-DM-c-C5
1,1-DM-c-C5
c-C6
benceno
2,4-DM C5
2,2-DM-C5
Planta 3-M-C5
0 2,3-DM C4
Simulación 2,2-DM C4
5 i-C5
Fraccion volumétrica, %
Fuente: Elaboración propia
Figura N° 8. Diferencia entre resultados de la composición del producto de fondo de la 1T-1501. Fuente: Elaboración propia
5.2.1. Condiciones Operativas de la Torre 1T-1501 A continuación, en la Tabla V.15 se presentan los resultados obtenidos con el simulador de procesos Hysys considerando diferentes alternativas del proceso. La primera columna,
42
referida como “Simulación Planta” corresponde a la simulación realizada con los datos del relevamiento. La segunda columna denominada “Reflujo Mínimo” corresponde al resultado obtenido con el mínimo volumen de reflujo calculado por el simulador, con el cual se puede operar la torre manteniendo la pureza del isopentano, sin afectar el volumen de producción del destilado de cabeza. En la tercera columna, correspondiente al “Reflujo Máximo”, se tienen los resultados de la simulación del proceso con un incremento en el reflujo, en el cual no se aumenta la pureza del isopentano significativamente, pero si se incrementa el volumen del producto destilado utilizando la misma carga que en la operación normal. Se debe considerar que este reflujo no es el máximo calculadob para una buena separación de los componentes clave, sino que es el máximo reflujo con el que puede operar la torre sin que se produzca inundación en los bajantes de los platos superiores. La cuarta columna, llamada “Máxima Carga” corresponde a la simulación en la cual se determinó la máxima alimentación a la torre sin que exista inundación en el plato como en los bajantes. En este caso se mantiene incrementa la producción de isopentano, pero debido a que no se puede incrementar el reflujo la pureza disminuye un poco. Trabajando la torre con estas variables operativas, se necesita de una mayor cantidad de carga para alimentarla y obtener un mayor destilado, pero los requerimientos de enfriamiento y calor son menores que en el caso de tener un reflujo máximo.
bCalculado en función a la máxima pureza que podría obtenerse si es que se pudiera aumentar el volumen del reflujo sin ocasionar inundación en los primeros platos.
43
Tabla V.15 Resultados de la simulación en el Software Hysys
Descripción
Unidad
Simulación Planta
Reflujo Mínimo
Reflujo Máximo
Máxima Carga
Carga 1T-1501
bbl/d
1 376
1 376
1 376
1 630
Capacidad de enfriamiento
Btu/h
2 866 739
2 690 308
3 278 272
3 039 571
Calor requerido en rehervidor
Btu/h
3 376 093
3 200 557
3 785 432
3 644 393
Reflujo
bbl/d
1 808,776
1 685,147
2 069,939
1 895,324
Flujo al condensador
bbl/d
2 016,620
1 891,165
2 309,932
2 135,368
Flujo al rehervidor
bbl/d
3 684,377
3 554,964
3 952 994
4 105,676
Temperatura producto cabeza
°C
68,368
68,389
69,250
68,334
Temperatura producto de fondo
°C
95,598
95,640
96,263
95,622
Producción de cabeza
bbl/d
207,844
206,018
239,993
240,044
Fracción volumétrica
i-C4
0,069
0,070
0,060
0,071
Fracción volumétrica
n-C4
0,107
0,108
0,093
0,109
Fracción volumétrica
i-C5
0,788
0,780
0,798
0,774
Fracción volumétrica
n-C5
0,025
0,031
0,039
0,034
DC Backup (11)
%
23,333
22,449
25,381
24,065
DC Backup (39)
%
23,365
22,481
25,438
24,110
Tiempo de Residencia plato 11
s
3,187
3,294
3,041
3,141
Tiempo de Residencia plato 39
s
3,186
3,292
3,040
3,140
Velocidad en el bajante (11)
pie/s
0,122
0,114
0,139
0,128
Velocidad en el bajante (39)
pie/s
0,122
0,114
0,139
0,128
44
Tabla V.15 Resultados de la simulación en el Software Hysys (Continuación)
Descripción
Unidad
Simulación Planta
Reflujo Mínimo
Reflujo Máximo
Máxima Carga
Caída de presión en seco (11)
pulg
0,924
0,811
1,205
1,032
Caída de presión en seco (39)
pulg
0,930
0,816
1,214
1,039
Arrastre(11)
%
0,335
0,286
0,473
0,388
Arrastre(39)
%
0,337
0,288
0,478
0,392
Capacidad de Flujo (11)
0,421
0,421
0,421
0,421
Capacidad de Flujo (39)
0,421
0,421
0,421
0,421
Inundación (11)
%
40,310
37,739
46,009
42,573
Inundación (39)
%
40,428
37,865
46,185
42,725
Altura de líq. sobre el vertedero (11)
pulg
0,752
0,716
0,822
0,776
Altura de líq. sobre el vertedero (39)
pulg
0,753
0,717
0,824
0,777
Fuente: Elaboración propia. Simulación en Hysys
5.3. Determinación de la eficiencia de la torre y de la columna hidráulica. Los cálculos de la hidráulica de la columna se realizaron para determinar la capacidad de la torre, su eficiencia y también para conocer las limitaciones operativas de la misma junto a los porcentajes de inundación en los platos, ya que esto reduce la eficiencia global de trabajo de la columna; este cálculo manual, considera como principales factores de evaluación el tiempo de residencia del líquido en las secciones del plato y el bajante (downcomer); también se debe calcular la altura del líquido claro y espuma en ambas secciones y finalmente se determina la velocidad del líquido en el área de burbujeo y del gas que atraviesa las perforaciones. Todas estas consideraciones, permiten evaluar los porcentajes de inundación y las cargas de operación. La determinación de la composición del la fase líquida y vapor en cada plato, con la ayuda del simulador,
45
permite determinar la cantidad de platos o etapas requeridas para obtener el producto con las especificaciones deseadas y la eficiencia con la cual se logra dicho objetivo. Con los datos obtenidos del relevamiento en campo se realizo el cálculo de la eficiencia y columna hidráulica de la torre. En el Anexo N° 3 se presenta la memoria de cálculo de la eficiencia de la torre, obteniéndose como resultado que la torre trabaja con un 90.44% de eficiencia global. A continuación, en la Tabla V.16 se presentan los resultados representativos que fueron obtenidos en la estimación de la columna hidráulica de la torre, la memoria de cálculo se adjunta en el Anexo N° 4. Ambas evaluaciones, de la eficiencia y la hidráulica, corresponden a los platos 11 y 39, elegidos como representativos de la sección de rectificación y despojamiento en que se divide la torre para su estudio, son representativos debido a que la pendiente de equilibrio de la curva de concentración de los componentes clave pesado y clave liviano se mantiene constante y es uniforme en la mayoría de los platos de cada una de las secciones determinadas, tal como se puede apreciar en las Figuras A.3.1 y A.3.2 del Anexo N° 3.
46
Tabla V.16 Resultados de los cálculos de la columna hidráulica de la torre.
Descripción
Plato 11
Flujos volumétricos
11,412
10,728 pie3/s
VL
70,602
125,469 Gpm
1,643
1,520 pie/s
Vn,inun
Velocidad máxima de líquido de ingreso al bajante
46,993
Vd,max
Tiempo de residencia del líquido en el bajante
tr
Velocidad superficial de vapor
VS
Porcentaje de inundación en el plato
%INUN
15,918 1,031
Tiempo de residencia del líquido en el bajante
tr
Tiempo de residencia necesario para la separación del líquido y vapor
Tr
Velocidad máxima recomendada en el bajante según el criterio de Koch
GPM
Caudal máximo de ingreso al bajante
83,512 gpm/pie2 8,957 S 0,970 pie/s
50,000
53,233 %
13,356
7,516 S
4,431
4,667 S
218,87
218,962
178,386
199,030
132,363
132,363
Vd,max
Caudal máximo de ingreso al bajante para la velocidad máxima de Koch
Unidades
VV
Velocidad superficial del vapor en el punto de inundación
Plato 39
gpm/pie2 bajante
según criterio de Koch-Glitsch
GPM
Altura de líquido claro sobre vertedero
how
0,765
1,134 pulg
Altura de líquido claro en el plato
hc
2,265
2,634 Pulg
Caída de presión total en el plato
ht
4,717
5,078 Pulg
Perdida de carga en los orificios
ΔPd
0,234
0,264 Pulg
Perdida de carga en vertedero
ΔPiw
0,018
0,018 Pulg
Perdida de carga en el bajante
hd
0,281
0,281 Pulg
Porcentaje de inundación en el
18,610
18,935 % (10-30%)
36,348
43,096 % (máx. 50%)
bajante (back up)
%inundDC-BK
Porcentaje de inundación del bajante
INUNd
Altura del líquido en el bajante
hd
7,270
8,619 Pulg
Altura de la espuma en el bajante
hpd
7,662
9,295 Pulg
Fuente: Elaboración propia.
47
5.4. Evaluación del Condensador E-1501 A-B La evaluación de este equipo en particular, se hace bastante complicada debido a la falta de instrumentación en planta. La última inspección realizada se llevó a cabo en septiembre del 2009, en la cual se reportó entre otras cosas, la falta de termómetros que indiquen la temperatura de la carcasa, los tubos cuentan con termómetros sin fecha de calibración y no existen manómetros que indiquen las presiones de ingreso y salida del producto, el manómetro instalado a la salida del agua de enfriamiento tampoco cuenta con fecha de calibración. A pesar de la recomendación de implementar estos instrumentos, en el informe de inspección, estos no han sido instalados. También se reporta la existencia de corrosión generalizada leve en las carcasas de ambos enfriadores al igual que en los tubos, aunque la corrosión en los deflectores de ambos mazos fue reportada como severa y se recomienda su reemplazo, estos no afectan significativamente al proceso de transferencia de calor. Para una evaluación eficiente de estos equipos se debe considerar el coeficiente de transferencia de calor global U, que es la capacidad de dos fluidos para transferir energía, en forma de calor, del más caliente hacia el más frio. Existen tres resistencias principales que se oponen a la transferencia de calor y que están directamente involucradas con el área de contacto de los fluidos; estas resistencias corresponden al coeficiente convectivo dentro de los tubos, al coeficiente convectivo del fluido que atraviesa la coraza (fuera de los tubos) y la resistencia del material que separa ambos flujos. Este coeficiente global es un indicador del grado de efectividad de la transmisión de calor. La evaluación de este intercambiador de calor ser realizó con el simulador HTRI (Heat Transfer Research Inc.) cálculos realizados para determinar el valor del coeficiente global se presentan en el Anexo N° 5. De los resultados obtenidos se sabe que la condensación de la gasolina, producto de cabeza de la 1T-1501 se produce en mayor medida en el E-1501-A y termina de condensar totalmente en el E-1501-B. Este cambio de fase se puede apreciar mejor en el diagrama de condensación de la Figura N° 9 presentado a continuación
48
70
Temperatura, °C
65 60 55 50 45 40 0
20
40
60
80
100 120 140 160 180 200 220
Entalpia, Btu/lb Figura N° 9 Diagrama de condensación. Temperatura Vs. Entalpia. Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
La entalpía es una propiedad intrínseca de la materia o sustancia, representa la suma de la energía interna más el término de presión-volumen. En un sistema a presión constante la diferencia de entalpia de la sustancia debida a una variación de la temperatura se traduce en una variación del calor; por tanto, la variación de la entalpía expresa una medida de la cantidad de energía absorbida o cedida por un sistema termodinámico. El coeficiente de transferencia de calor global “U”, calculado para el enfriador E-1501-A es de 112,98 Btu/pie2h°F. Para el enfriador E-1501-B se determinó un coeficiente global de 38,25 Btu/pie2h°F. En la Figura N° 10 se muestra la temperatura vs. Flujo de calor cedido por la gasolina en su enfriamiento.
49
80
Temperatura, °C
70 60 50 40 30 20 10 0 0
-0.5
-1
-1.5
-2
-2.5
-3
-3.5
Flujo de calor, MMBtu/hr
Figura N° 10 Condensación de la gasolina. Temperatura Vs. Calor cedido Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
El coeficiente de transferencia de calor U para cada uno de los enfriadores, está dentro los parámetros de diseño establecidos y cumplen con los manuales y libros de diseñoc para una buena operación; según la evaluación realizada, la capacidad de enfriamiento de estos equipos se puede incrementar a pesar del ensuciamiento que ya han sufrido por el tiempo de trabajo que tienen. Para que la transferencia de calor se efectiva bajo las condiciones de operación establecidas, se determinó que el requerimiento de agua de enfriamiento para el lado A del condensador es de 14.64 m3/h y de 6.77 m3/h para el lado B, sumando un total de 21.41 m3/h.
5.5. Evaluación del Re-hervidor I-1501 El producto de fondo de la 1T-1501 se calienta con vapor de alta presión (250 psig y 240°C) en un re-hervidor tipo termosifón de flujo dividido por su carcasa tipo H. El flujo de vapor circula por el interior de los tubos, mientras que la ebullición de la gasolina ocurre en la carcasa, este tipo de re-hervidor no posee espacio extra para la separación de fases de manera que retorna a la torre una mezcla de líquido-vapor y es por debajo del último plato, donde se produce la separación.
c
Donald Kern. Procesos de Transferencia de Calor.
50
En la siguiente Figura N° 11 y 12 se muestra la variación de la temperatura en función al calor cedido por el vapor a la gasolina y la curva de ebullición. 105 104 Temperatura, °C
103 102 101 100 99 98 97 96 95 0
1
2
3
4
Flujo de calor, MM Btu/hr
Figura N° 11 Flujo de calor vs. Temperatura Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
-760
Entalpia, Btu/lb
-780 -800 -820 -840 -860 -880 -900 -920 85
90
95
100
105
110
115
120
Temperatura, °C
Figura N° 12 Curva de ebullición Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
El área de transferencia de calor calculada para este intercambiador es de 746,25 pie2 con un coeficiente de transferencia de calor global de 72,02 Btu/pie2h°F.
51
En el caso del este equipo se estableció un requerimiento de vapor de 33.001 lb/h, para que el calentamiento de la gasolina de fondo sea efectiva. Para mayores referencias, en el Anexo N° 5 se presenta las hojas de cálculo y datos de este intercambiador.
5.6. Aspectos críticos En la producción normal de la planta, existen ciertos factores que no son simulados, pero que si representan un punto crítico en el desarrollo del proceso como lo son las placas de orificio y las líneas que conducen el flujo de un equipo a otro, y sin las cuales el proceso simplemente no se sería posible. Como parte de la evaluación de la planta, las líneas y placas de orificio fueron objeto de un seguimiento y recalculo para conocer sus condiciones en general. 5.6.1. Placas de orificio Las placas de orificio son los instrumentos de medición más comunes para determinar el flujo de diferentes productos sean líquidos o gaseosos. En el caso de la unidad de isopentano, los transmisores de presión diferencial de las placas están mal calibrados y no son un indicador confiable. En la Tabla V.17 se presentan los factores de flujo de los diferentes FRC y los nuevos factores recalculados, también se muestran los datos del relevamiento durante la operación de la unidad de isopentano.
52
Tabla V.17 Factores de Flujo
FRC/FR
FRC-1501
Factores planta (l/h)
Descripción
1.200 Alimentación T-1501
Nuevos factores (l/h)
Lecturas en planta
Flujo calculado (l/h)
1 215
7,5
9 113
FRC-1502
205 Vapor a Rehervidor (250) I-1501
130
4,7
611
FR-1503
700 Fondo T-1501
704
7,9
5 563
FRC-1504
140 Alimentación T-1502
146
9,4
1.377
2 495
4,8
11 976
109
7,1
773
FRC-1505 FRC-1506
2.500 Reflujo a la T-1501 Prod. Isopentano
FRC-1507
400 Fondo T-1502 (Descarga bombas)
407
5,2
2 115
FRC-1508
36.4 Vapor a Rehervidor (150) I-1503
925
4,3
3 976
FRC-1509
450 D-1502
385
5,8
2 234
FRC-1510
D-1502 a Slop
60
2
119
FRC-1511
150 Reflujo a la T-1502
148
3,9
575
Fuente: Elaboración Propia. Software FE Sizer
Según el FRC-1501, la corriente que alimenta la torre 1T-1501 es de 9113 litros por hora, el FRC-1503 corresponde a un flujo de 5563 litros por hora que sale por el fondo y es enviado a slopd; mientras que el FRC-1504 registra que la alimentación a la torre 1T-1502 es de 1377 litros por hora, esta alimentación corresponde al producto que sale por la cabeza de la 1T-1501. La sumatoria de estos flujos provenientes de la cabeza y fondo es de 6940 litros por hora, la diferencia encontrada resultante del balance de masa en la columna, evidencia la mala calibración de los instrumentos de medición de flujo. Para efectos de la simulación del proceso se consideró el registro de flujo de la alimentación a la 1T-1501 como el más confiable y se procedió a realizar el balance de masa en el simulador de proceso Hysys, tomando como parámetro de comparación las cromatografías del producto que alimenta a la torre (LSR) y de los productos de cabeza y d Slop es el tanque donde son enviados todos los residuos de los diferentes procesos y/o productos que están fuera de especificaciones.
53
fondo; llegándose a determinar los flujos mostrados en la Tabla V.18 junto al porcentaje de variación entre el flujo registrado y el que corresponde a la cromatografía. Tabla V.18 Diferencia entre caudal registrado en planta y del simulador
Litros/hora
Flujo calculado
Flujo del simulador
Porcentaje de variación
Alimentación
9 113
9 115,2
0,03
Fondo
5 563
7 737,4
39,09
Cabeza
1 377
1 375,5
0,13
Balance
6 940
9 115,2
Fuente: Elaboración propia.
Las placas de orificio producen dos caídas de presión, una caída de presión del flujo y una caída de presión total. La caída de presión del flujo consiste en la diferencial de presión debido a la reducción del área de flujo en la placa y es la registrada por un manómetro en las bridas antes y después de dicha placa. La caída de presión total es la diferencial de presión existente entre dos puntos antes y después de la sección de medición; por tanto, esta caída de presión considera la recuperación de la presión a una distancia varias veces mayor al diámetro de la tubería. Esta recuperación implica que la diferencia de presión total es menor que la diferencia de presión del flujo. Es importante considerar la caída de presión en las placas ya que en ciertos lugares, como en la línea de alimentación a la 1T-1502, se instaló la placa en una tubería de menor diámetro, lo cual incrementa la caída de presión y representa un punto crítico si es que se quiere incrementar el volumen que alimenta la 1T-1502. 5.6.2. Tuberías Conforme a las buenas prácticas de ingenieríae la velocidad máxima debe ser 4.6 m/s (15,09 pie/s) para flujo de líquidos dentro la tubería y para el vapor sobrecalentado se considera un rango de 40-60 m/s (131,2 - 196,85 pie/s).
e
Saudi Aramco Engineering Standards. SAES-L-132
54
En la Tabla V.19 se presentan los diámetros de las diferentes tuberías, así como de las tuberías usadas para la instalación de las placas de orificio, también se presenta el caudal líquido máximo que puede atravesar por ellas considerando como limitante la tubería de menor diámetro. Tabla V.19 Características de las tuberías donde están instaladas las placas de orificio
Descripción
Tubería (NPS)
ID (pulg)
Tuberíaplaca Schedule (pulg)
Caudal máximo bbl/d
Alimentación 1T-1501
2
1.9370
2
80
4 752,6
Vapor de alta
4
4,0276
4
40
178 670,3
Prod. Fondo 1T-1501
2
1,9370
2
80
4 752,6
Alimentación 1T-1502
2
1,9370
1
80
1 159,3
Reflujo 1T-1501
3
3,0669
4
40
11 914,4
Prod. Isopentano
1 1/2
1,5000
2
80
2 850,0
Fondo1 T-1502
1 1/2
1,5000
1 1/2
80
2 850,0
2
1,9370
2
80
41 326,8
Fondo D-1502
1 1/2
1,5000
1 1/2
80
2 850,0
D-1502 a Slop
1 1/2
1,5000
1
80
1 159,3
1
0,9567
1
80
1 159,3
Vapor de media
Reflujo 1T-1502
Fuente: Elaboración Propia.
Como se mencionó previamente, se puede apreciar que la línea que alimenta a la 1T1502 y en la que va del acumulador D-1502 a slop, se redujeron los diámetros de la tubería para la instalación de la placa de orificio. Mientas que en la línea del reflujo a de la 1T1501 y en la de producción de isopentano se usaron tuberías de mayor diámetro para la instalación de las placas de orificio. Una reducción en los diámetros de las tuberías como en el primer caso produce un incremento en la velocidad del flujo y del número de Reynolds, que se refleja en una mayor caída de presión. El incremento de la velocidad en el tramo reducido puede sobrepasar la velocidad máxima recomendada de flujo, lo que origina un mayor desgaste de la tubería además de afectar a la misma placa de orificio.
55
En el caso de la ampliación del diámetro del ducto se reduce la velocidad de flujo y se produce una mayor presión en este punto, lo que origina una caída de presión mayor en la sección.
5.7. Producción de gasolina especial Las especificaciones para la preparación de gasolina especial se presentan en la Tabla V.20. Los parámetros de mayor importancia son el Octanaje y el TVR, siendo un octanaje mínimo de 85 y un valor de TVR dentro del rango 7 a 9 psig para verano, con un límite superior de 9.5 psig para invierno.
56
Tabla V.20 Especificaciones de la Gasolina Especial
ESPECIFICACION PRUEBA
VERANOf
INVIERNO
UNIDAD
MINIMO MAXIMO MINIMO MAXIMO Gravedad Específica 15,6/15,6°C
Informar
Relación V/L= 20 (760 mmHg)
56 (133)
Tensión de Vapor Reid a 100°F
7
Informar 51 (124) 9
9.5
Psig
0.013
0.013
g Pb/L
Corrosión lámina de Cobre
1
1
Gomas Existentes
5
5
mg/100ml
0.05
0.05
% peso
Contenido de Plomog
Azufre Total Octanaje RON
85
7
°C( °F)
85
Octanaje MON
Informar
Informar
Indice Antidetonante (RON+MON)/2
Informar
Informar
Color
Incolora a lig. Amarillo
Apariencia
Cristalina
Cristalina
Poder Calorífico
Informar
Informar
Btu/lb
Contenido de Aromáticos Totales
42
42
% Vol.
Contenido de Olefinas
18
18
% Vol.
Contenido de Benceno
3
3
% Vol.
Contenido de Manganeso
18
18
mg Mn/ L
Contenido de Oxígeno
2.7
2.7
% Peso
Fuente: Gerencia de Carburantes. Refinería Gualberto Villarroel
“Verano se define del 1° de Septiembre al 31 de marzo e invierno se define del 1° de Abril al 31 de Agosto” “El contenido de plomo especificado es un valor intrínseco de la materia prima, sin haberse adicionado cantidad alguna del mismo con fines de mejorar su octanaje”
f
g
57
En la Tabla V.21 se presentan los valores de Octanaje y TVR calculados con métodos teóricos y los obtenidos con el simulador de procesos Hysys para de la gasolina LSR, que alimenta la unidad de isopentano, junto a los productos de cabeza y fondo de las torres 1T-1501 y 1T-1502. Tabla V.21 Octanaje y TVR
Producto
En base a cromatografía TVR, psig
RON
Simulador TVR, psig
LSR
11,31
70,79
12,65
Cabeza 1T-1501
24,14
92,08
26,55
9,37
69,20
9,55
Cabeza 1T-1502
37,80
92,98
Fondo 1T-1502
18,13
91,75
Fondo 1T-1501
RON
Fuente: Elaboración propia.
Los cálculos del octanaje y TVR se adjuntan en el Anexo N° 2 y fueron realizados en base a las cromatografías de las muestras tomadas durante la operación de la planta. Según los datos proporcionados por la gerencia de carburantes, los porcentajes de LSR y gasolina platformada para la preparación de gasolina especial oscilan de 32% a 36% de LSR y de 63% a 67% de gasolina platformada, debido a las características cambiantes del crudo y sus derivados. En promedio se puede considerar que la gasolina especial está preparada en base a 35% de LSR y 65% de gasolina platformada. La gasolina preparada en la refinería se certifica con un octanaje 85.3 (RON) y con un TVR de 8.0 psi, estos valores son un estándar y no llegan a variar considerablemente de la preparación de un lote a otro. Los cálculos de octanaje y TVR se realizan suponiendo una linealidad en las proporciones de las mezclas en relación a las propiedades calculadas. A pesar de que el octanaje no tiene un comportamiento lineal y varía para cada tipo de gasolina, el ajuste de la curva del RON que presenta la gasolina producida en refinería se asemeja mucho al lineal, de modo que se emplea este ajuste en condiciones normales de trabajo.
58
En la Tabla V.22 se muestra la cantidad de isopentano producido que puede ser usado en la preparación de la gasolina especial por cada 100 unidades de esta. También se presentan los nuevos valores de RON y TVR. Tabla V.22 Proporción de la gasolina y de isopentano usados para preparar Gasolina Especial.
Nuevas propiedades para la gasolina Producto i-C5 (Cabeza 1T-1501) i-C5 (Fondo 1T-1502)
Incremento (%)
RON
RON (invierno)
TVR (psig)
TVR (psig) (invierno)
6,9 10,2
85,7
85,9
9,0
9,5
10,9 17.4
85,9
86,3
9,0
9,5
Fuente: Elaboración Propia.
En la simulación se consideró la posibilidad de eliminar una parte de los gases livianos del producto de cabeza de la 1T-1501 en el acumulador D-1501. El TVR obtenido en este caso no difiere significativamente del producto de cabeza, por lo que la operación no se justifica, además de ser muy compleja debido al difícil control de los gases livianos en el equipo y la seria implicación que tiene el descontrol de la presión. Como se puede apreciar en la cromatografía de la carga de LSR que alimenta a la unidad (Tabla V.13), la fracción volumétrica del i-butano, n-butano y 2,2-dimetilpropano se encuentra sobre el 1.9%, que indica gran presencia de livianos que deberían haberse removido en la unidad que recuperación de gases (en la debutanizadora 1T-1005) y que en la carga de LSR producen una disminución en la pureza de isopentano obtenido en la torre 1T-1501, a su vez contribuyen a un aumento considerable del TVR en este producto. En fechas posteriores se observó una nueva cromatografía de la gasolina liviana (LSR) presentada a continuación en la Tabla V.23; en este análisis se observa que la presencia de gases livianos no excede el 0.8% en volumen. Con esta nueva cromatografía se determinó mediante la simulación, que el isopentano obtenido como producto de cabeza de la 1T-1501 puede llegar a tener una pureza del 88.67% en volumen, con esta pureza se calcula un octanaje (RON) de 90.92 y el TVR de 19.22 psig
59
Tabla V.23 Cromatografía de la nueva carga de LSR que alimenta la torre 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
i-butano
Parafina
0,02
0,02
n-butano
Parafina
0,58
0,65
2,2-dimetilpropano
Parafina
0,12
0,13
isopentano
Parafina
22,31
23,43
n-pentano
Parafina
22,28
23,34
2,2-dimetilbutano
Parafina
1,54
1,56
ciclopentano
Nafteno
0,95
0,84
2,3-dimetilbutano
Parafina
2,34
2,32
2-metilpentano
Parafina
9,33
9,37
3-metilpentano
Parafina
5,68
5,61
n-hexano
Parafina
12,55
12,49
2,2-dimetilpentano
Parafina
3,04
2,94
Metilciclopentano
Nafteno
0,52
0,46
2,4-dimetilpentano
Parafina
0,12
0,12
2,2,3-trimetilbutano
Parafina
0,64
0,61
benceno
Aromatico
0,14
0,10
3,3-dimetilpentano
Parafina
2,28
2,14
ciclohexano
Nafteno
2,81
2,35
2-metilhexano
Parafina
0,18
0,17
1,1-dimetilciclopentano
Nafteno
2,68
2,34
3-metilhexano
Parafina
0,31
0,30
cis-1,3-dimetilciclopentano
Nafteno
0,25
0,22
trans-1,3-dimetilciclopentano
Nafteno
0,41
0,36
n-heptano
Parafina
5,08
4,87
Nafteno
3,86
3,27
metilciclohexano + cis-1,2dimetilciclopentano
Fuente: Análisis de laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel
Con estas propiedades se calcula la nueva proporción que puede ser empleada en la preparación de la gasolina especial, valores que se presentan en la Tabla V.24.
60
Tabla V.24 Porcentaje de isopentano con mayor pureza usado en la preparación de gasolina.
Nuevas propiedades para la gasolina Producto i-C5 (Cabeza 1T-1501)
Incremento % 9.5
15
RON
RON (invierno)
TVR (psi)
TVR (psi) (invierno)
86
9,0
9,5
85,8
Fuente: Elaboración propia
A continuación, en la Figura N° 13 se presentan los indicadores de carburantes para la preparación de gasolina especial, correspondientes a los volúmenes programados y realizados de este año.
60
Miles de metros cúbicos
50 40
Realizado del mes
30
Previsto del mes
20 10 0
Figura N° 13 Indicadores de producción de Gasolina Especial del 2011 Fuente: Gerencia Carburantes. Refinería Gualberto Villarroel
Calculando un promedio de la producción realizada durante el 2011, sin considerar el mes de junio, en el cual la producción disminuyó debido al paro de planta programado, se estima una producción de 43009.2 m3/mes. Si se considera aumentar este volumen en un 6%, con isopentano de 81%vol de pureza, como el obtenido en el primer caso, se debe
61
obtener una producción de isopentano de 541 bbl/d, volumen que excede la capacidad de destilación de la torre. La torre 1T-1501 puede llegar a producir un máximo de 415 bbl/d de isopentano tomando como limitante una inundación por “Back up” en el bajante de 50%, valor considerado como parámetro para el buen funcionamiento y seguridad en la operaciónh sobre todo en sistemas con poca formación de espuma como es el caso. Pero la limitante real se produce debido a la capacidad de enfriamiento en la cabeza de la torre y en el rehervidor de fondo, de modo que la producción máxima de isopentano es de 310 barriles por día.
h KLM Technology Group, Distillation Tray Hydraulic. Practical Engineering Guidelines for Processing Plant Solutions. Feb. 2011
62
VI. RESULTADOS DEL ESTUDIO 6.1. Identificación de limitaciones operativas Los siguientes aspectos, son los factores principales que producen los cuellos de botella y limitaciones en el proceso: •
Las placas de orificio en general; puesto que no permiten tener un buen registro de los flujos manejados en planta, lo que implica una variación en las verdaderas condiciones de operación.
•
Las reducciones en las líneas para la instalación de placas de orificio, estos son puntos críticos que determinan el caudal máximo permisible a través de la tubería de menor diámetro. A consecuencia de esta reducción en el tubo se utiliza un by pass lo que imposibilita una medición exacta del flujo.
•
La capacidad hidráulica de la torre. Para producir un volumen de 541 bbl/d de isopentano, primero se debe garantizar que el volumen de gases livianos en la carga de LSR no exceda el 0.8% vol; pero el factor limitante se debe al volumen de procesamiento, que ocasiona inundación en el plato y el bajante (Back up). Las condiciones de operación a las cuales trabajaría la torre en esta circunstancia se presentan en la Tabla VI.25.
63
Tabla VI.25 Condiciones de operación de la 1T-1501 para una producción de 541 bbl/d de i-C5
Descripción
Unidad
Valor
Carga 1T-1501
bbl/d
2 250
Capacidad de enfriamiento
Btu/h
6 152 890
Calor requerido en rehervidor
Btu/h
6 992 964
Reflujo
bbl/d
3 850,228
Temperatura producto cabeza
°C
74,318
Temperatura producto de fondo
°C
99,441
Inundación por Backup (11)
%
60,870
Inundación por Backup (39)
%
61,671
Inundación (11)
%
90,638
Inundación (39)
%
91,997
Caída de presión en seco (11)
pulg
4,687
Caída de presión en seco (39)
pulg
4,846
Fracción volumétrica
i-C5
0,790
Fuente: Elaboración propia. Simulador Hysys
En estas condiciones se excede en un 11% el límite de inundación en el bajante y en un 7% la inundación en los platos, lo cual no es aconsejable por cuestiones de seguridad y por la ineficiencia en la separación de los componentes. •
Las dimensiones y la capacidad del condensador y del rehervidor no pueden alcanzar la capacidad de enfriamiento y suministro de calor requeridos para el proceso. Requiriéndose el doble de la capacidad máxima calculada que puede brindar cada equipo.
•
La capacidad de enfriamiento de la torre que solo permite un incremento del 15% en el calor transferido del isopentano al agua de enfriamiento y constituye el punto crítico y limitante en la capacidad instalada.
64
•
La capacidad de transferencia de calor en el re-hervidor solo puede incrementarse en un 40%, siendo el segundo elemento crítico, después del condensador, que no permite un incremento en el volumen de producción de la torre 1T-1501.
6.2
Condiciones de operación propuestas por el estudio
Las condiciones de operación propuestas por el estudio, permiten incrementar la cantidad de isopentano destilado en la torre 1T-1501. Como se menciona anteriormente, la mejor manera de asegurar una buena pureza en la obtención del isopentano en la torre 1T-1501 es la de controlar la presencia de gases livianos en la carga de LSR proveniente de la unidad de recuperación de gases (control en la torre de-butanizadora 1T-1005). En la Tabla VI. 26 se presentan las condiciones de operación propuestas para la 1T-1501, se puede trabajar con estos parámetros para obtener diferentes resultados, según la conveniencia del caso. Tabla VI.26 Condiciones operativas para la torre 1T-1501
Descripción
Unidad
Máxima Capacidad del Condensador
Incremento de la Producción y pureza
Máxima Capacidad de la Torre
Carga 1T-1501
bbl/d
1 600
1 560
1 630
Capacidad de enfriamiento
Btu/h
3 290 671
3 043 106
5 343 830
Calor requerido en rehervidor
Btu/h
3 895 076
3 639 943
5 951 359
Reflujo
bbl/d
2 039,990
1 940,646
3 400,348
Flujo al condensador
bbl/d
2 350,052
2 180,692
3 815,390
Flujo al rehervidor
bbl/d
4 204,698
4 050,125
5 663,388
Temperatura producto cabeza
°C
73,851
72,899
74,351
Temperatura producto de fondo
°C
97,693
96,389
100,041
Producción de cabeza
bbl/d
310,062
240,046
415,042
Fracción volumétrica
i-C4
0,001
0,001
0,001
65
Tabla VI.26 Condiciones operativas para la torre 1T-1501 (Continuación)
Descripción
Unidades
Máxima Capacidad del Condensador
Incremento de la Producción y pureza
Máxima Capacidad de la Torre
Fracción volumétrica
n-C4
0,034
0,042
0,026
Fracción volumétrica
i-C5
0,811
0,872
0,793
Fracción volumétrica
n-C5
0,148
0,076
0,175
DC Backup (11)
%
33,068
31,659
48,365
DC Backup (39)
%
33,223
31,768
49,059
Tiempo de Residencia plato (11)
s
2,200
2,189
2,380
Tiempo de Residencia plato (39)
s
2,212
2.200
2,407
Velocidad en el bajante (11)
pie/s
0,250
0.241
0,339
Velocidad en el bajante (39)
pie/s
0,251
0.241
0,340
Caída de presión en seco (11)
pulg
1,453
1,273
3,406
Caída de presión en seco (39)
pulg
1,491
1,303
3,537
Arrastre (11)
%
0,360
0,304
1,286
Arrastre(39)
%
0,375
0,315
1,388
Capacidad de Flujo (11)
0,420
0,420
0,420
Capacidad de Flujo (39)
0,421
0,421
0,421
Inundación (11)
%
51,004
47,685
77,263
Inundación (39)
%
50,440
47,217
78,603
Altura de líq. sobre vertedero (11) Pulg
1,236
1,203
1,528
Altura de líq. sobre vertedero (39) pulg
1,235
1,202
1,531
Fuente: Elaboración propia. Simulación Hysys
La primera columna, denominada como “Máxima capacidad del condensador” refleja el volumen de carga a la torre junto a la temperatura de cabeza y fondo (manteniendo la presión constante y con el mismo valor que en las condiciones actuales de trabajo);
66
también presenta el requerimiento de calor en el re-hervidor, la capacidad de enfriamiento en el condensador y condiciones hidráulicas a las cuales se operaría alcanzando la máxima capacidad de enfriamiento instalada en planta. La segunda columna, referida como “Incremento en la Producción y Pureza”, es la mejor configuración que permite un incremento en la carga a la torre del 13%, un incremento en el volumen de producción de isopentano del 15% y una mejora en la pureza del isopentano alcanzando un 87,2 % en volumen. La tercera columna, “Máxima capacidad de la torre” presenta las condiciones operativas con las que se alcanza el límite de la capacidad hidráulica de la torre. Se debe notar que la torre puede procesar 1 630 barriles de LSR al día, obteniendo 415 barriles de isopentano con una pureza del 80% en volumen; pero el requerimiento en la capacidad de condensador y del re-hervidor son mayores a los instaladas actualmente.
6.3
Evaluación Costo-Beneficio
En Bolivia, la Gasolina Especial es un combustible subvencionado. Yacimientos Petrolíferos Fiscales Bolivianos (YPFB) como empresa estatal es la responsable, entre otras funciones, de asegurar el abastecimiento en todo el territorio nacional de este combustible, para cumplir con esta responsabilidad, YPFB, se encarga de la compra de gasolina especial a las refinerías del país y de la importación de los volúmenes faltantes para cubrir la demanda del mercado. Actualmente, YPFB compra la gasolina especial a las refinerías a un precio de Bs. 3,39 por litro y la vende al mayoreo, para abastecimiento de las estaciones de servicio, a un precio de Bs. 3.54 el litroi.. Como se mencionó al comienzo del documento, la gasolina liviana de destilación directa, o LSR, que no es procesada para la recuperación de isopentano o alquilatos, es vendida como parte del crudo reconstituido, el cual también es comprado por YPBF, a un precio de 30,35 dólares por barrilj. En la Tabla VI.27 se presentan los principales indicadores de costo, calculados únicamente en función de los volúmenes de hidrocarburo procesado y vendido, en esta tabla se muestra el beneficio obtenido por la refinería ante el procesamiento de la gasolina liviana (LSR), dándole mayor valor agregado para su venta como parte de la gasolina especial. i
Todos los precios fueron proporcionados por Yacimientos Petrolíferos Fiscales Bolivianos Unidad de Finanzas. La Paz-Bolivia. Este precio es solo por el volumen del producto, no incluye gastos de transporte, alamacenamiento, seguros, etc. es únicamente un precio referencial.
j
67
El costo para la producción de isopentano, fue calculado únicamente en base al costo operativo del vapor que es requerido para el re-hervidor de fondo I-1501 y en general es usado como un parámetro para determinar el precio de una operación. Este valor es fijado como 5,39 dólares por tonelada. No fue necesario efectuar un análisis de mayor detalle, en función de la mano de obra, agua de enfriamiento y requerimiento de electricidad para las bombas, debido a que la refinería genera sus propios servicios para autoabastecerse, contando con estos insumos de forma permanente. Tabla VI.27 Indicadores Financieros de la Producción de Isopentano para incrementar el volumen de Gasolina Especial.
Incremento en volumen de Gasolina Especial
COSTO OPERATIVO
Beneficios para la Refinería Precio como Precio como Valor Gasolina Crudo Agregado Especial Reconstituido Bs/d Bs/d Bs/d
Utilidad
bbl/d
l/d
Bs/d
Bs/d
240
38 157,0
14 728
129 352
50 260
79 092
64 364
310
49 286,1
17 212
167 080
64 919
102 161
84 949
415
65 979,7
26 298
223 671
86 907
136 764
110 466
541
86 012,1
30 901
291 581
113 294
178 288
147 387
Fuente: Elaboración propia.
Para YPFB, como empresa estatal, el incremento de la producción también genera un mayor beneficio, puesto que esto reduce la cantidad de gasolina especial que debe importarse para cubrir la demanda interna. En la Tabla VI.28 se muestra la diferencia en precios que paga YPFB en función de los volúmenes de compra de gasolina nacional e importada, el precio de esta última es de Bs. 8,13 por litro. También se estima el beneficio neto de YPFB, considerando que el volumen de isopentano empleado en la preparación de gasolina especial ya no es exportado como parte del crudo reconstituido, el precio de exportación de dicho crudo es de 61,89 dólares por barril.
68
Tabla VI.28 Precios para la compra de Gasolina Especial que paga YPFB estatalizada.
Incremento en volumen de Gasolina Especial
Precios de compra de Gasolina Especial Nacional Importación Beneficio
Beneficio por Crudo Reconstituido
Beneficio neto
bbl/d
l/d
Bs/d
Bs/d
Bs/d
Bs/d
Bs/d
240
38 157,0
129 352
310 216
180 864
102 490
78 374
310
49 286,1
167 080
400 696
233 616
132 383
101 233
415
65 979,7
223 671
536 415
312 744
177 222
135 522
541
86 012,1
291 581
699 279
407 697
231 029
176 668
Fuente: Elaboración propia.
69
VII. CONCLUSIONES Una vez realizadas las simulaciones, cálculos o obtenidos los resultados se llegaron a las siguientes conclusiones a los objetivos planteados •
El diseño e hidráulica de la torre permite incrementar su carga en un 18,5% equivalente a 1.630 barriles por día; de modo que la producción de isopentano por cabeza en un aumentaría un 99%, alcanzándose un volumen de 415 bbl/d, esto es posible siempre que se controle la cantidad de gases livianos en la gasolina LSR y se trabaje con un reflujo de 3.400 bbl/d en las condiciones operativas actuales de presión, temperatura y pureza del producto fijada en un 81%.
•
El punto crítico limitante en el proceso es la capacidad de enfriamiento del condensador de cabeza. Este cuello de botella solo permite un incremento en la carga a 1.600 bbl/d (16%) llegándose a producir 310 bbl/d de isopentano, correspondiente a un incremento de 49% de la producción actual, manejando un reflujo de 2.040 bbl/d.
•
La capacidad de enfriamiento del condensador E-1501-A-B se puede incrementar un 15% antes de llegar a su límite operativo.
•
La capacidad de transferencia de calor del re-hervidor de fondo se puede incrementar en un 40%.
•
Con el isopentano producto de cabeza de la torre 1T-1501, el cual tiene una pureza de 81% vol. y considerando las especificaciones de la gasolina especial, se puede incrementar el volumen de esta en un 6.9% para las condiciones de verano, y en invierno se puede obtener un 10,2% extra. Por otro lado, con una pureza de isopentano del 88% en volumen, que puede producirse eliminando la presencia de los gases livianos, se llegaría a incrementar el volumen de gasolina especial preparada en un 9,5% para verano y un 15% en invierno.
•
Con la pureza del isopentano producto de fondo de la torre 1T-1502, que se destila con una pureza mayor a 95% en volumen, se puede incrementar el volumen de gasolina especial producido en un 10,9% en verano y 17,4% en invierno. Se debe considerar que esta producción no puede ser alcanzada con la actual capacidad que se tiene en planta debido a la limitación hidráulica de la 1T-1501, que
70
alimenta a la 1T-1502, la cual tiene dimensiones muy pequeñas para procesar un volumen tan elevado. •
Trabajando a la máxima capacidad hidráulica de la torre 1T-1501 solo se puede llegar a incrementar un 2,9% del volumen de gasolina especial producido.
•
Trabajando con la máxima capacidad de enfriamiento instalada se puede incrementar solamente del 2,2% de la gasolina especial preparada
•
La relación costo-beneficio calculada para este proyecto estima, que la refinería puede obtener un 29% más de utilidad, vendiendo el isopentano de la gasolina liviana de destilación directa como parte de la gasolina especial, en lugar de ser vendido como parte del crudo reconstituido.
71
VIII. RECOMENDACIONES •
Se recomienda la implementación de termómetros a la salida de la carcasa del condensador E-1501-A-B y en el lado de los tubos, además de manómetros para control del equipo.
•
Para eliminar los cuellos de botella en las líneas se recomienda el cambio de las placas de orificio FE-1504, en la línea de carga a la torre 1T-1502 y la placa FE-1510 correspondiente a la salida del acumulador D-1502 que va a Slop, ambas placas están instaladas en tuberías de menor diámetro a la nominal y no permiten un mayor volumen de flujo.
•
Se recomienda el cambio de las placas de orificio FE-1503 correspondiente al producto de fondo de la 1T-1501, la placa FE-1508 que mide el, vapor al rehervidor I-1503 (vapor de media) y la FE-1502 que corresponde al vapor del rehervidor I-1501 (vapor de alta), la mala calibración y estado de estas placas no permite tener un buen control ni medida.
•
Para aprovechar mejor la capacidad de la torre 1T-1501, de modo que trabaje con mayores volúmenes de carga y produciendo mayor cantidad de isopentano destilado, se puede acoplar un enfriador extra al condensador que permita controlar la temperatura para que el reflujo pueda ser enfriado adecuadamente.
•
Realizar una inspección del intercambiador I-1501 durante su funcionamiento para determinar si es que existe un verdadero peligro por daños en los tubos debido a la vibración producida por un posible exceso en la velocidad de salida del vapor.
•
Para un mejor aprovechamiento del volumen procesado por la nueva unidad de isomerización que se construirá en la Refinería, se aconseja la implementación de una nueva torre de-isopentanizadora previa a la unidad. Como se puede apreciar en las cromatografías de la gasolina LSR, el volumen que ocupa el isopentano y más livianos es mayor al 23%, que representa alrededor de 1840 barriles de un total 8000 que alimentarán la unidad al día. Recuperar este volumen de isopentano no solo servirá para la preparación de la gasolina de aviación, sino que también se lo puede seguir empleando para incrementar el volumen de la gasolina especial. En el Anexo N° 6 se adjuntan la hoja de datos de la simulación realizada para el dimensionamiento de la torre y sus platos.
72
BIBLIOGRAFIA GEANKOPLIS C. J. México, 1998. Procesos de transporte y operaciones unitarias, 3ra. Edición. JAMES G. SPEIGHT, Wyoming. The Chemistry and Technology of Petroleum, 4ta Edición MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO, Torres de Fraccionamiento. Platos perforados. PDVSA N° MDP–04–CF–09. Año 1997 MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO, Torres de Fraccionamiento. Eficiencia de platos. PDVSA N° MDP–04–CF–14. Año 1997 Internos de Torres – Pratos & Recheios HENRY Z. KISTER, Engineering Advisor. Distillation Design. McGraw Hill. California. OPERACIONES UNITARIAS EN INGENIERIA QUÍMICA, Warren L. McCabe-Julian C. SmithPeter Harriott. Mc Graw Hill. Cuarta Edición. HEAT EXCHANGER DESIGN HANDBOOK. Heat exchanger theory. VDI-Verlag GmbH. Hemisphere Publishing Corporation. DISTILLATION TRAY HIDRAULIC, ENGINEERING DESIGN GUIDELINE. KLM Technology Group. Feb 2011 DISTILLATION COLUMN SELECTION AND SIZING. ENGINEERING DESIGN GUIDELINE. KLM Technology Group. Feb 2011
PETROFINE, Physical Properties Manual. KBC Advanced Technologies plc. Año1999 GAS PROCESSORS SUPPLIERS ASSOCIATION (GPSA), Engineering Data Book. 2004
ANNUAL BOOK OF ASTM STANDARDS, Petroleum Products, Lubricants an Fossil Fuels. Section 5. Volume 05.04 Test Methods for Rating Motor, Diesel, Aviation Fuels. 1985
73
ANEXOS Anexo N° 1
1
Cromatografías
A continuación se presentan las cromatografías de laboratorio de las muestras tomadas durante la operación normal de la planta. Cromatografía 1. Carga de LSR a la 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
i-butano
Parafina
0,09
0,11
n-butano
Parafina
1,44
1,63
2,2-dimetilpropano
Parafina
0,16
0,18
isopentano
Parafina
22,15
23,39
n-pentano
Parafina
21,63
22,79
2,2-dimetilbutano
Parafina
1,48
1,50
ciclopentano
Nafteno
0,87
0,77
2,3-dimetilbutano
Parafina
2,19
2,18
2-metilpentano
Parafina
8,59
8,68
3-metilpentano
Parafina
5,22
5,18
n-hexano
Parafina
11,26
11,27
2,2-dimetilpentano
Parafina
2,46
2,39
Metilciclopentano
Nafteno
0,48
0,42
2,4-dimetilpentano
Parafina
0,10
0,10
2,2,3-trimetilbutano
Parafina
0,69
0,66
3,3-dimetilpentano
Parafina
2,08
1,97
ciclohexano
Nafteno
3,23
2,72
2-metilhexano
Parafina
0,18
0,17
1,1-dimetilciclopentano
Nafteno
2,50
2,20
3-metilhexano
Parafina
0,28
0,27
cis-1,3-dimetilciclopentano
Nafteno
0,27
0,24
trans-1,3-dimetilciclopentano
Nafteno
0,56
0,49
74
Cromatografía 1. Carga de LSR a la 1T-1501 (Continuación)
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
n-heptano
Parafina
4,59
4,43
metilciclohexano + cis-1,2-dimetilciclopentano
Nafteno
3,39
2,89
tolueno + 2,3,3-trimetilpentano
Aromatico
1,21
0,92
Nafteno
0,38
0,32
1-cis-2-cis-3-trimetilciclopentano
Nafteno
1,61
1,37
no identificado Nafteno
Nafteno
0,44
0,38
no identificado Nafteno
Nafteno
0,46
0,39
1-cis-2-trans-4-trimetilciclopentano + 1-cis-2-cis4-trimetil ciclopentano
Fuente: Laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel (15/04/2011) Cromatografía 2. Fondo de la 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
isopentano
Parafina
14,22
15,13
n-pentano
Parafina
24,33
25.82
2,2-dimetilbutano
Parafina
1,68
1,72
ciclopentano
Nafteno
1,00
0,89
2,3-dimetilbutano
Parafina
2,50
2,51
2-metilpentano
Parafina
9,82
9,99
3-metilpentano
Parafina
5,97
5,97
n-hexano
Parafina
12,89
13,00
2,2-dimetilpentano
Parafina
3,03
2,97
Metilciclopentano
Nafteno
0,56
0,50
2,4-dimetilpentano
Parafina
0,14
0,14
2,2,3-trimetilbutano
Parafina
0,79
0,76
benceno
Aromatico
0,15
0,11
3,3-dimetilpentano
Parafina
2,38
2,27
ciclohexano
Nafteno
3,08
2,61
2-metilhexano
Parafina
0,22
0,22
1,1-dimetilciclopentano
Nafteno
2,86
2,53
3-metilhexano
Parafina
0,31
0,30
75
Cromatografía 2. Fondo de la 1T-1501 (Continuación)
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
cis-1,3-dimetilciclopentano
Nafteno
0,08
0,07
trans-1,3-dimetilciclopentano
Nafteno
0,44
0,39
n-heptano
Parafina
5,21
5,06
metilciclohexano + cis-1,2-dimetilciclopentano
Nafteno
3,89
3,34
tolueno + 2,3,3-trimetilpentano
Aromatico
1,14
0,87
Nafteno
0,40
0,34
1-cis-2-cis-3-trimetilciclopentano
Nafteno
1,82
1,56
no identificado Nafteno
Nafteno
0,55
0,47
no identificado Nafteno
Nafteno
0,52
0,45
1-cis-2-trans-4-trimetilciclopentano + 1-cis-2-cis4-trimetil ciclopentano
Fuente: Laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel (15/04/2011) Cromatografía 3. Cabeza 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO % VOLUMEN
i-butano
parafina
0,83
0,91
n-butano
parafina
14,32
15,13
2,2-dimetilpropano
parafina
1,52
1,59
isopentano
parafina
81,97
81,02
n-pentano
parafina
1,36
1,34
n-hexano
parafina
0,01
0,01
Fuente: Laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel (15/04/2011) Cromatografía 4. Fondo 1T-1502
COMPONENTES
GRUPO
% PESO % VOLUMEN
n-butano
parafina
1,33
1,42
2,2-dimetilpropano
parafina
0,76
0,80
isopentano
parafina
96,22
96,09
n-pentano
parafina
1,69
1,68
Fuente: Laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel (15/04/2011)
76
Cromatografía 5. Cabeza 1T-1502
COMPONENTES
GRUPO
% PESO % VOLUMEN
i-butano
parafina
3,10
3,31
n-butano
parafina
47,65
49,05
2,2-dimetilpropano
parafina
3,69
3,76
isopentano
parafina
45,37
43,70
n-pentano
parafina
0,18
0,17
Fuente: Laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel (15/04/2011) Cromatografía 6. Carga de LSR con menor porcentaje de livianos.
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
i-butano
parafina
0,02
0,02
n-butano
parafina
0,58
0,65
2,2-dimetilpropano
parafina
0,12
0,13
isopentano
parafina
22,31
23,43
n-pentano
parafina
22,28
23,34
2,2-dimetilbutano
parafina
1,54
1,56
ciclopentano
nafteno
0,95
0,84
2,3-dimetilbutano
parafina
2,34
2,32
2-metilpentano
parafina
9,33
9.37
3-metilpentano
parafina
5,68
5,61
n-hexano
parafina
12,55
12,49
2,2-dimetilpentano
parafina
3,04
2,94
Metilciclopentano
nafteno
0,52
0,46
2,4-dimetilpentano
parafina
0,12
0,12
2,2,3-trimetilbutano
parafina
0,64
0,61
benceno
aromatico
0,14
0,10
3,3-dimetilpentano
parafina
2,28
2,14
ciclohexano
nafteno
2,81
2,35
2-metilhexano
parafina
0,18
0,17
1,1-dimetilciclopentano
nafteno
2,68
2,34
3-metilhexano
parafina
0,31
0,30
77
Cromatografía 6. Carga de LSR con menor procentaje de livianos (Continuación)
GRUPO
COMPONENTES
% PESO
% VOLUMEN
cis-1,3-dimetilciclopentano
nafteno
0,25
0,22
trans-1,3-dimetilciclopentano
nafteno
0,41
0,36
n-heptano
parafina
5,08
4,87
nafteno
3,86
3,27
metilciclohexano + cis-1,2dimetilciclopentano
Fuente: Laboratorio. Refinería Gualberto Villarroel (18/06/2011) Cromatografía 7. Cabeza 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
i-butano
parafina
6,35
6,95
n-butano
parafina
10,16
10,71
2,2-dimetilpropano
parafina
1,12
1,16
Isopentano
parafina
79,80
78,68
n-pentano
parafina
2,56
2,50
n-hexano
parafina
0,00
0,00
Fuente: Elaboración propia. Simulacion en Hysys Cromatografía 8. Fondo 1T-1501
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
i-butano
Parafina
0,00
0,00
n-butano
Parafina
0,00
0.00
2,2-dimetilpropano
Parafina
0,00
0.00
isopentano
Parafina
12,52
13.43
n-pentano
Parafina
24,55
26.07
2,2-dimetilbutano
Parafina
1,71
1.75
ciclopentano
Nafteno
1,00
0.90
2,3-dimetilbutano
Parafina
2,53
2.48
2-metilpentano
Parafina
9,92
10.10
3-metilpentano
Parafina
6,03
6.03
n-hexano
Parafina
13,00
13.12
2,2-dimetilpentano
Parafina
2,84
2.80
78
Cromatografía 8. Fondo 1T-1501 (Continuación)
COMPONENTES
GRUPO
% PESO
% VOLUMEN
Metilciclopentano
Nafteno
0,55
0.49
2,4-dimetilpentano
Parafina
0.12
0,11
2,2,3-trimetilbutano
Parafina
0.80
0,77
3,3-dimetilpentano
Parafina
2.40
2,31
ciclohexano
nafteno
3.73
3,19
2-metilhexano
parafina
0.21
0,20
1,1-dimetilciclopentano
nafteno
2.89
2,55
3-metilhexano
parafina
0.32
0,31
cis-1,3-dimetilciclopentano
nafteno
0.31
0,28
trans-1,3-dimetilciclopentano
nafteno
0,65
0,57
n-heptano
parafina
5,30
5,16
tolueno + 2,3,3-trimetilpentano
aromatico
1,40
1,07
0,44
0,38
1-cis-2-trans-4-trimetilciclopentano + 1-cis2-cis-4-trimetil ciclopentano
nafteno
1-cis-2-cis-3-trimetilciclopentano
nafteno
1,86
1,61
no identificado Nafteno
nafteno
1,04
0,94
no identificado Nafteno
nafteno
3,91
3,37
Fuente: Elaboración propia. Simulacion en Hysys
79
Anexo N° 2: Memoria de Cálculo
2
Determinación de la tensión de vapor Reid y del
Octanaje de una muestra de gasolina en base a su cromatografía Dos de las especificaciones más importantes que tiene que cumplir la gasolina son la Tensión de Vapor Reid (TVR) y el octanaje (RON). Debido al análisis complejo en laboratorio no siempre es posible determinar dichas características de forma analítica, por este motivo se presenta a continuación el proceso de cálculo para determinar ambas propiedades de forma teórica, a partir de la cromatografía realizada en laboratorio y de las propiedades de los componentes puros.
1.
Metodología de Cálculo
El procedimiento de cálculo al igual que las ecuaciones empleadas, se encuentran en el Manual de propiedades Físicas PETROFINE, KBC Advanced Technologies (Capitulo 2. Subtítulos 2.44 y 2.45. Pag. 2-89 a la 2-94) 1.1.
Cálculo de la Tensión de Vapor Reid
La Tensión de Vapor Reid es la propiedad calculada a partir de la presión de vapor de los componentes puros que forman una gasolina. Existen dos métodos para su cálculo. Primero se debe convertir la presión de vapor (TVP) de cada componente a Tensión de Vapor Reid. La ecuación empleada proviene de la API (API1976, 1:5B1.1). Las consideraciones que se deben tener son las siguientes: Si TVP < 0,72522 psia 0,09565
(1)
Si 0,72522 ≤ TVP < 21,7566 psia 0,0720983
0,9752
0,00552898
(2)
Si 21,7566 ≤ TVP < 43,5 psia
80
3,30871
(3)
Si TVP≥ 43,5 psia (4) Donde “i” es el número de componente de los “n” que se tienen en total. En segundo lugar, se obtiene el índice de mezcla del TVR para cada componente mediante la siguiente ecuación (5)
,
Para encontrar el TVR de la mezcla se utiliza en base volumétrica ∑
(6)
∑ Siendo Vi= % de volumen del componte i en la mezcla Finalmente, el TVR de la mezcla es determinado como ,
(7)
Según otro método, se puede emplear el mismo algoritmo de cálculo con la única diferencia de que se puede usar una base molar en lugar de la volumétrica. 1.2.
Cálculo del Octanaje
A continuación se describen dos métodos para el cálculo del octanaje de una gasolina, el primero es “The default KBC blending method” y el segundo es el método del promedio volumétrico. Para el primer método se considera: Si Oi ≤ 85 11,5
(8)
Si Oi > 85
81
,
(9)
. ,
Donde Oi= octanaje del componente i Obni = número de octano de mezcla del componente i Una vez determinados los octanajes de mezcla de los componentes, se calcula ∑
(10)
∑
Lo cual nos permite la obtención del RON clear mediante la siguiente consideración Si ROBN ≤ 96,5 11,5
(11)
3,422042 0,0135
(12)
Si ROBN>96,5 ln
El segundo método en base al promedio volumétrico, obtiene el RONC de la siguiente manera ∑ ∑
2.
(13)
Resultados
Este algoritmo de cálculo se usa para determinar el TVR y Octanaje de las muestras de gasolina, obtenidas durante la producción de Isopentano en la planta de Avigás. Las muestras corresponden a la gasolina liviana (LSR) que es la carga, cabeza y fondo de la torre 1T-1501 y a su vez la cabeza y fondo de la torre 1T-1502; las cuales se tomaron el día 15/04/2011 cuando ya las condiciones de operación se habían normalizado y el producto cumplía con la pureza requerida. A continuación, en la Tabla A.2.1 se presentan los resultados del octanaje y TVR obtenidos para cada muestra. Las cromatografías de cada una se adjuntan en el Anexo N°1.
82
Tabla A. 2.1 Octanaje y TVR de las muestras de laboratorio
Muestra
15/04/2011
TVR (psig)
Octanaje (RON)
Primer
Segundo
Primer
Segundo
Método
Método
Método
Método
Carga T-1501
11,31
11,50
71,95
70,79
Cabeza T-1501
24,14
24,92
92,20
92,08
9,56
9,66
70,17
69,25
Cabeza T-1502
37,80
39,01
93,07
93,02
Fondo T-1502
18,13
18,21
91,88
91,74
Fondo T-1501
Fuente: Elaboración propia.
Los resultados del TVR y octanaje obtenidos por ambos métodos difieren en un máximo del 3%, siendo un porcentaje aceptable. Se debe considerar que para el cálculo se normalizaron las muestras debido a la falta de datos para algunos componentes específicos presentes en la gasolina de carga (LSR) y producto de fondo de la 1T-1501, por lo que los valores obtenidos para estas dos muestras son estimados muy próximos a los reales.
3.
Referencias
PETROFINE, Physical Properties Manual. KBC Advanced Technologies plc. Año1999
83
Anexo N° 3: Memoria de Cálculo
3
Eficiencia de platos de la torre de-isopentanizadora
1T-1501 El objetivo del presente cálculo, es determinar la eficiencia con la que trabaja la torre deisopentano, perteneciente a la unidad de Avigas de la Refinería Gualberto Villarroel. La evaluación de la torre, se realiza en función de las condiciones de operación normales con las que trabaja actualmente la unidad, que corresponde a una carga de 1.360 Bbl/d de gasolina liviana de destilación directa (LSR).
A continuación se presenta el procedimiento de cálculo realizado para la evaluación de la eficiencia junto a las características de la torre.
1.
Aplicación de los métodos de predicción de la eficiencia
El método de cálculo empleado presenta ciertas limitaciones en su utilización. Este procedimiento de cálculo ha sido probado en sistemas de hidrocarburos en un amplio rango de flujos y parámetros de diseño; de modo, que su precisión ha sido demostrada, encontrándose en un valor de ± 7% sobre el promedio. Para la utilización de este procedimiento se debe considerar1: a)
No se aplica para destiladoras atmosféricas y al vacio, destiladoras primarias, sistemas con destilación y reacción simultáneas o secciones de reflujos circulantes.
b)
Solo se ajusta a platos perforados.
c)
La presión de operación debe ser mayor a 3 psia, pero 50 psia por debajo de la presión crítica del sistema.
1
d)
La densidad del líquido debe estar entre 20 a 63 lb/pie3
e)
La viscosidad del líquido debe ser menor a 2 cp.
PDVSA. Manual de diseño de Procesos. Eficiencia de Platos, pág. 16
84
f)
La carga máxima de vapor debe ser 90% del flujo de inundación
g)
La relación del área perforada/área de burbujeo debe estar entre un 4 a 15%
2.
h)
El diámetro de los orificios debe estar en el rango de 1/8 a 1 pulgada.
i)
La altura del vertedero debe estar entre 0 a 4 pulgadas.
Determinación de las características de la torre y los perfiles de
composición en los platos teóricos En la Tabla A.3.2 se presentan los datos de diseño de la torre 1T-1501 Tabla A. 3.2 Dimensiones de la torre 1T-1501
Descripción
Valor
Unidad
Diámetro de la torre, DT
4 Pies
Número de pasos, Np
1
Diámetro del orificio, DO
0,5 pulg
Área del orificio, Ao Área de burbujeo, AB
0,495 pie2 10,045 pie2
Relación área de orificio/Área de burbujeo, Af Longitud del vertedero, Lwi
4,927 % 36,647 pulg
Altura del vertedero, hwo
1,5 pulg
Recorrido de las líneas de flujo, Lfp
33 pulg
Elevación del bajante de entrada, r
19 pulg
Número de orificios Plato de alimentación
363 34
Fuente: Planos de Equipos. Unidad de Avigas
Las torres de destilación se dividen en una zona de rectificación y otra de agotamiento, la primera zona corresponde a los platos que se encuentran encima de la alimentación, en los cuales se va obteniendo mayor pureza del componente que se desea destilar (se rectifica la composición); la segunda zona, corresponde a los platos por debajo de la alimentación, en los cuales la temperatura es mayor (debido al calor suministrado por el
85
re-hervidor) y en los cuales se separa el remanente del componente que se está destilando. Al tratarse de una torre de-isopentanizadora los componentes clave elegidos para la evaluación de la eficiencia del plato son el isopentano como componente clave pesado y el n-pentano como clave liviano. A continuación, en la Tabla A.3.3 se presentan las fracciones molares del líquido y vapor de los componentes clave en el plato 11, perteneciente a la zona de rectificación. La elección de este plato fue debido a que en él se lleva a cabo el control de la temperatura durante el proceso para asegurar que el producto de cabeza cumpla con la pureza esperada. Estas fracciones junto a las características de los flujos de líquido y vapor fueron obtenidas con la ayuda del simulador de procesos Hysys y se presentan en la tabla A.3.4. Tabla A. 3.3 . Fracciones molares del líquido y vapor de los componentes clave liviano y pesado
Plato
Fracción molar del
Fracción molar del
vapor, y*
líquido, x
i-C5
n-C5
i-C5
n-C5
1
0,7824
0,0097
0,8855
0,0137
2
0,8764
0,0133
0,9306
0,0176
3
0,9176
0,0169
0,9479
0,0216
4
0,9335
0,0206
0,9528
0,0259
5
0,9379
0,0245
0,9520
0,0307
6
0,9372
0,0289
0,9484
0,0361
7
0,9339
0,0338
0,9432
0,0421
8
0,9292
0,0392
0,9369
0,0488
9
0,9234
0,0454
0,9296
0,0563
10
0,9167
0,0522
0,9213
0,0646
11
0,9092
0,0598
0,9121
0,0739
12
0,9008
0,0683
0,9019
0,0841
86
Tabla A.3.3. Fracciones molares del líquido y vapor de los componentes clave liviano y pesado (Continuación)
Plato
Fracción molar del
Fracción molar del
vapor, y*
líquido, x
i-C5
n-C5
i-C5
n-C5
13
0,8915
0,0776
0,8907
0,0953
14
0,8813
0,0878
0,8785
0,1076
15
0,8701
0,0990
0,8651
0,1209
16
0,8579
0,1112
0,8507
0,1354
17
0,8447
0,1244
0,8352
0,1509
18
0,8306
0,1386
0,8186
0,1674
19
0,8155
0,1537
0,8011
0,1850
20
0,7995
0,1696
0,7826
0,2034
21
0,7826
0,1864
0,7634
0,2226
22
0,765
0,2040
0,7434
0,2425
23
0,7468
0,2221
0,7229
0,2628
24
0,7281
0,2407
0,7019
0,2835
25
0,709
0,2595
0,6807
0,3043
26
0,6896
0,2785
0,6594
0,3250
27
0,6702
0,2973
0,6380
0,3452
28
0,6506
0,3158
0,6164
0,3647
29
0,631
0,3335
0,5946
0,3829
30
0,6111
0,3501
0,5717
0,3988
31
0,5903
0,3645
0,5464
0,4104
32
0,5673
0,3749
0,5150
0,4135
33
0,5389
0,3773
0,4697
0,3987
Fuente: Elaboración Propia. Simulador Hysys
87
Tabla A. 3.4 Propiedades del líquido y vapor en el plato 11
Vapor
Unidades
Temperatura
64,450 °C
Presión
306,670 kPa
Densidad, ρV
8,612 kg/m3
Peso molecular, MG Flujo de vapor, GM
Unidades 148,010 44,480 0,538
°F psia lb/pie3
71,750 0,039 kmol/s
308,200
lbmol/h
Líquido Temperatura
64,450 °C
Densidad, ρL
572,180 kg/m3
Viscosidad, µL
0,149 mPa.s
Peso molecular, ML Flujo de líquido, LM
148,010 °F 35,720 lb/pie3 0,149 Cp
71,940 0,035 kmol/s
281,300 lbmol/h
Fuente: Elaboración Propia. Simulador Hysys
Con los datos de la Tabla A.3.3 se puede obtener el gráfico x vs. y* presentado en la Figura A.3.1 en el cual se aprecia la pendiente de la curva, que al ser constante asegura una buena representación de la sección en la evaluación el plato 11.
Fracción molar del vapor, y*
1.00 0.90
Plato 1
0.80 0.70 0.60 0.50
Plato 33
0.40
n-pentano i-pentano
0.30 0.20 0.10
Plato 1
0.00
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 Fracción molar del líquido, x
Figura A. 3.1 Pendientes de equilibrio de los componentes clave pesado y liviano en la sección de despojamiento Fuente: Elaboración Propia.
88
Se puede observar que del plato 1 al 3 la composición del n-C5 comienza a disminuir, por tanto estos platos deben evaluarse de forma separada. Del plato 31 al 33 la composición del i-C5 disminuye debido a la volatilidad del componente, por lo que también se evalúan separadamente. La Tabla A.3.5 presenta las fracciones molares de líquido y vapor de los componentes clave del plato 34 al 45, correspondiente a la zona de agotamiento. En la figura A.3.2 se presenta la pendiente de las curvas de composición. Tabla A. 3.5 Fracciones molares del plato 35 al 44
Plato
Fracción molar del
Fracción molar del
vapor, y*
líquido, x
i-C5
n-C5
i-C5
n-C5
34
0,4984
0,3629
0,3949
0,3471
35
0,5008
0,3731
0,3934
0,3534
36
0,4982
0,3819
0,3894
0,3597
37
0,4923
0,3907
0,3835
0,3665
38
0,4838
0,4003
0,3757
0,3741
39
0,4727
0,4111
0,3660
0,3828
40
0,4589
0,4233
0,3539
0,3925
41
0,4418
0,4370
0,3389
0,4027
42
0,4206
0,4514
0,3198
0,4121
43
0,3938
0,4647
0,2947
0,4170
44
0,3586
0,4719
0,2599
0,4093
45
0,3102
0,4619
0,2100
0,3728
Fuente: Elaboración Propia. Simulador Hysys
89
Fracción molar del vapor, y*
0.55
Plato 34
0.50 0.45
Plato 45 n-pentano
0.40
i-pentano
0.35
Plato 34 Plato 45
0.30 0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
Fracción molar del líquido, x Figura A. 3.2 . Pendientes de equilibrio de los componentes clave pesado y liviano en la sección de Fuente: Elaboración Propia. Simulador Hysys
Los platos 34, 35, 44 y 45 también deben ser evaluados separadamente por la inversión que presentan las composiciones de los componentes claves pesado y liviano, cuya pendiente no es representativa de la sección. Tabla A. 3.6 Propiedades del líquido y vapor en el plato 39
Vapor Temperatura
Unidades 64,450 °C
Presión
306,670 kPa
Densidad, ρV
8,612 kg/m3
Peso molecular, MG Flujo de vapor, GM
Unidades 182,250 °F 53,530 psia 0,639 lb/pie3
71,750 0,039 kmol/s
334,0 lbmol/h
Líquido Temperatura
83,470 °C
Densidad, ρL
574,260 kg/m3
Viscosidad, µL
0,150 mPa.s
Peso molecular, ML Flujo de líquido, LM
182,250 °F 35,850 lb/pie3 0,150 cP
76,460 0,060 kmol/s
472,1 lbmol/h
Fuente: Elaboración Propia. Simulador Hysys
90
3.
Evaluación del plato 11
La metodología de cálculo, al igual que todas las ecuaciones empleadas para la predicción de la eficiencia, fueron extraídas del “Manual de Diseño de Proceso” de PDVSA. 3.1.
Parámetros de operación
3.1.1.
Carga
Los parámetros de flujo a ser determinados son los siguientes Flujo de líquido 0,1246
(1)
70,647 Velocidad de vapor a través del área de burbujeo (2) 3600 1,136
/
Velocidad de vapor a través de los orificios (3) 23,059
/
El factor basado en el área de burbujeo (4) 0,833
,
Factor basado en el área de orificio (5)
91
16,916
,
3.2.
Tiempo de residencia
Se debe hallar el parámetro de energía de vapor y el flujo líquido por longitud de vertedero. 6.3
,
,
(6)
,
3,279 0,1247
1,928
(7) /
Con la relación 0,173 Y las Figuras A.3.3 y A.3.4 se leen los factores para el cálculo gráfico de la altura de líquido claro, altura promedio de la espuma y densidad de la espuma 7 0,605 Entonces la altura del promedio de la espuma se calcula de la siguiente manera (8) 5,735
La densidad de la espuma se obtiene de la Figura A.3.5 donde se lee 0,272 Se prosigue con el cálculo de la altura del líquido claro y el tiempo de residencia real en el plato
92
(9) 1,560
(10)
0,0267 8,295
Los tiempos de residencia del líquido y del vapor basados en el volumen de la espuma se hallan a continuación 37,4
(11)
30,498 0,083
(12)
0,421
3.3.
Coeficientes de transferencia de masa
Los coeficientes de transferencia de masa se calculan para el vapor y líquido con las siguientes ecuaciones respectivamente
0,649
,
,
,
0,846
/
0,158
(14)
,
0,107 3.4.
(13)
/
Área de la interfase
Se verifica el límite de aplicación inferior, para tal efecto se recurre a la Figura A.3.6 de donde se lee que el caudal de vapor mínimo para la aplicabilidad de la correlación para el área interfacial es
93
6
Previamente se determinó que FO=14,269 valor que es mayor a FO mínimo, lo cual valida el cálculo del área interfasial, obtenida a continuación
3.5.
4,54 1
0,1
4,162
/
(15)
Unidades de Transferencia
Las unidades de transferencia de masa del vapor y líquido se determinan de la siguiente manera (16) 1,480 (17) 13,565 3.6.
Parámetros de equilibrio
Con la ayuda de la Tabla 1 se obtienen las pendientes de las curvas de composición tanto para el componte clave liviano como del pesado utilizando las composiciones en el plato superior e inferior al evaluado, o sea, en los platos 10 y 12, además de los parámetros λ. (18)
/
(19)
Para el componente clave liviano, n-C5 0,826 0,904 Para el componente clave pesado, i-C5 0,819
94
0,898 3.7.
Eficiencia puntual
La siguiente relación se aplica para ambos componentes clave, el liviano y pesado, de modo que se tiene 15,106 14,996 Con la ayuda de la Figura A.3.7 se obtiene la eficiencia puntual 74
,
73,5
,
Continuando con la evaluación de la eficiencia se tiene la siguiente relación de donde se obtiene el número total de unidades de transferencia 1
1
(20) 1.348 1.347
Ahora se calculan las eficiencias puntuales de diseño (21)
1 0,740 0,740
Para determinar eficiencia del plato se calcula la difusividad de Eddy aplicado al movimiento en flujo cruzado del líquido sobre el plato y el número de piscinas de mezcla, n.
0,635
1
(22)
49,223
95
(23)
6,4516 18,206 Se obtiene 0,598 0,603
Con estos valores se ingresa en la Figura A.3.8 de donde se lee el efecto del mezclado del líquido sobre la eficiencia del plato
1,32
1,33
La eficiencia de Murphee correspondiente al plato está definida como 1
1
(24)
0,893 0,894
Con la Figura A.3.9 se obtiene la corrección para el mezclado de vapores 89,27% 87,43% 3.8.
Eficiencia global
Esta eficiencia se la determina mediante la siguiente ecuación 1
1 ln
(25)
0,87 0,889
96
Estos valores también se los puede leer de la Figura A.3.10, los cuales son muy próximos. 90% 90,05% 3.9.
Número de platos
La eficiencia global es un promedio de la sección evaluada, entonces 0,889
0,887
0,888
2
Finalmente, el número real de platos teóricos que se necesitan esta dado como (26) 30,39
31
97
4.
Evaluación del plato 39
De igual modo que para la evaluación del plato 11, se repite el mismo procedimiento de cálculo para la determinación de la eficiencia de la torre en la sección de despojamiento. Los resultados que se obtuvieron se presentan en la Tabla A.3.7. Tabla A. 3.7 . Resultados en la evaluación del plato 39
Parámetros de carga
Tiempos de residencia
QL
125,558 Gpm
VB
1,068 pie/s
Vo
21,674 pie/s
FB
0,853 pie/s*(lb/pie3)0.5
FO
17,329 pie/s*(lb/pie3)0.5
PVE
3,310
QLW
3,426 gpm/pulg
PVE/r
0,174 pulg-1
KVE
8,4
Kw
0,6
hF
6,540 pulg
Ψ
0,280
hc
1,831 pulg
tL
5,479 s
t'L
19,569 s
tG
0,510 s
Coeficientes de
kG
0,807 cm/s
transferencia de masa
kL
0,106 cm/s
Fo mínimo
Área interfacial
6,1
A
4,153 cm2/cm3
Unidades de transferencia
NG
1,710
de masa
NL
8,650
Parámetros de equilibrio
n-C5
i-C5
1,25
1,25
0,884
0,884
1,14
1,14
0,808
0,808
98
Tabla A 3.7. Resultados en la evaluación del plato 39 (Continuación)
n-C5
i-C5 Eficiencia puntual n-C5
i-C5
NL/λ
9,781
EOG
75,80
NL/λ
10,705
EOG
76,50
NOG
1,455
EOG
0,767
NOG
1,474
EOG
0,771
DE
25,207
N
25,207
λ EOG* Eficiencia del plato
n-C5 EMV/EOG*
1,340
EMV
0,936
λ EOG*
0,561
EMV/EOG*
1,300
EMV
0,917
i-C5
Corrección para mezclado de vapores Eficiencia Global
n-C5 E*MV
93,57 %
i-C5
91,74 %
E*MV
n-C5 EO
0,932
94
i-C5
0,909
91,5
EO EO promedio
Número de platos
0,610
92,03
92,75
11
11
NA
Fuente: Elaboración Propia.
5.
Resultados
Evaluando ambas secciones se calculó que la torre opera con un 88.84% de eficiencia en la sección de rectificación y con un 92,03% en la sección de agotamiento. Considerando la eficiencia global de toda la torre como un promedio entre ambas secciones se determina que esta trabaja con un 90,44% de eficiencia.
99
Referencias MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO, Torres de Fraccionamiento. Eficiencia de platos. PDVSA N° MDP–04–CF–14. Año 1997. HENRY Z. KISTER, Engineering Advisor. Distillation Design. McGraw Hill. California.
100
FIGURAS
Figura A. 3.3 Parámetro de energía del vapor
Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
Figura A. 3.4 Factor KW Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
101
Figura A. 3.5 Densidad de la espuma Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
102
Figura A. 3.6 Caudal de vapor mínimo para la aplicabilidad de la correlación para el área interfacial Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
103
Figura A. 3.7 . Eficiencia puntual Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
104
Figura A. 3.8 Efecto del mezclado del líquido sobre la eficiencia del plato Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
105
Figura A. 3.9 . Efecto del mezclado de vapor sobre la eficiencia del plato Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
106
Figura A. 3.10 Eficiencia Global Fuente: Manual de Eficiencia de platos-PDVSA
107
Anexo N° 4: Memoria de Cálculo
4
Columna Hidráulica de la Torre De-isopentanizadora
1T-1501 El objetivo del presente cálculo es conocer las condiciones hidráulicas con las que opera la torre de isopentano, perteneciente a la unidad de Avigas de la Refinería Gualberto Villarroel. La evaluación de la torre se realiza en función a las condiciones de operación normales con las que trabaja actualmente la unidad, que corresponde a una carga de 1360 Bbl/día de gasolina liviana de destilación directa (LSR).
1.
Limitaciones de los métodos de cálculo de la hidráulica de la torre
Para la aplicación de las correlaciones de Souders—Brown junto con la de Kister-Haas se deben considerar los siguientes rangos de aplicación2 a)
La correlación únicamente ha sido estudiada para inundación por arrastre atomizada.
b)
La presión del sistema para la aplicación de la correlación debe estar entre 1,5 a 500 psia.
c)
La tensión superficial del líquido debe estar entre 5 a 80 dinas/cm.
d)
La velocidad del gas debe estar entre 1,5 a 13 pie/s
e)
La carga de líquido en el vertedero debe encontrarse entre 0,5 a 10 gpm/pulg de vertedero exterior.
2
f)
La densidad del gas debe estar entre 0,03 a 10 lb/pie3.
g)
La densidad del líquido debe estar entre 20 a 75 lb/ pie3.
h)
La viscosidad del líquido debe encontrarse entre 0,05 a 2 cP.
i)
El espaciamiento entre platos debe ser de 14 a 36 pulgadas.
PDVSA. Manual de diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 14
108
j)
El diámetro del orificio debe ser de 1/8 a 1 pulgada.
k)
El área fraccional debe estar en el intervalo de 0,06 a 0,2
l)
La altura del vertedero debe ser de 0 a 3 pulgadas.
m)
La correlación no se debe aplicar cuando ocurren simultáneamente las siguientes condiciones •
La relación de la longitud del patrón de flujo ala espaciamiento entre platos es mayor a 3.
2.
•
La carga de líquido sea mayor a 6 gpm/pulg.
•
El área fraccional sea mayor al 11%.
Determinación de las características y de las condiciones de flujo de
la torre 1T-1501 La columna de destilación 1T-1501 es alimentada con una carga de gasolina liviana (LSR) en el plato 34. Esta torre, al igual que todas las columnas de destilación, se divide en dos secciones a ser evaluadas; la primera corresponde a la sección de rectificación y la segunda a la de agotamiento. Por tanto, el cálculo de la hidráulica se realiza en un plato representativo de cada sección. El primer plato donde se realiza la evaluación es el número 11, los datos para el flujo tanto líquido como vapor son obtenidos con la ayuda del simulador de Procesos Hysys y se presentan a continuación en la Tabla A.4.8. Tabla A. 4.8 Propiedades de la gasolina liviana en el plato 11
Descripción
Valor
Unidad
Flujo másico del vapor en el plato, MV
22 110,000 lb/h
Flujo másico de líquido en el plato, ML
20 240,000 lb/h
Densidad del vapor en el plato, ρV
0,538 lb/pie3
Densidad del líquido en el plato, ρL
35,720 lb/pie3
Viscosidad del líquido en el plato, µ Tensión superficial del líquido en el plato, σ
0,149 Cp 10,070 dinas/cm
Fuente: Elaboración propia. Simulador Hysys
Los datos de diseño de la torre se presentan a continuación en la Tabla A.4.9.
109
Tabla A. 4.9 Dimensiones de la torre 1T-1501
Descripción
Valor
Unidad
Diámetro de orificio, DO
0,5 pulg
Espaciamiento entre platos, H
20 pulg
Área fraccional, Af
4,93 %
Altura del vertedero, hw
1,5 pulg
Espacio libre debajo del bajante, hcl
1 pulg
Número de pasos, Np
45
Porcentaje de inundación en el plato
0,8 %
Espesor del plato
0,188 pulg
Elevación del bajante de entrada, r
19 pulg
Distancia centro a centro de orificios, p
1,75 pulg
Diámetro del plato, DT
4 pies
Factor de espuma, SF
1
Espacio del bajante de entrada, Wo
6,5 pulg
Espacio del bajante de salida, Wi
8,5 pulg
Altura del vertedor de entrada, hiw
1,5 pulg
Tipo de plato
Perforado
Fuente: Planos de equipos. Unidad de Avigas. Refinería Gualberto Villarroel
2.1.
Determinación de las áreas y velocidad máxima de ingreso en el bajante
Con las características del plato se pueden determinar las diferentes áreas involucradas para el cálculo de la hidráulica de la torre, es así que se obtienen las superficies como ser El área superficial (1)
12,566 pie
2
El área de los bajantes de ingreso y salida definidos con los subíndices” i” y “o” se determinan con la siguiente ecuación3
.
3
,
,
,
,
(2)
Internos de Torres, pág. 96
110
1,502 1,019 Se continúa con el cálculo de las áreas4, como ser el área neta (3)
11,064 El área de burbujeo 10,045
(4)
El área de orificios
.
2
0,495
(5)
El área fraccional
100
(6)
4,927
La longitud del padrón de flujo 33
(7)
Las longitudes del vertedero5 de ingreso como de salida
2
2
2
,
(8)
36,65 32,85
Para continuar con la evaluación de la hidráulica se debe determinar los flujos volumétricos del vapor (VV) y del líquido (VL) 6 presentes en el plato
4
Las áreas AN, AB, AO, Af y Lfp, se obtuvieron del Manual de diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 16, 17 y 20 Internos de Torres, pág. 96 6 Manual de diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 13 5
111
(9)
3600 911,412
/ (10)
0,1246 70,602
Se utiliza la correlación de Kister-Haas junto a la de Souders-Brown para determinar la velocidad de inundación del plato, preliminarmente se asume un valor de la altura del líquido claro en la transición entre el régimen de espuma y el atomizado, hct. Este valor fue asumido inicialmente como 1.7 pulgadas en proporción a la altura del vertedero de 1,5 pulgadas. Las ecuaciones de cálculo empleadas son las siguientes7. ,
0,144
,
,
(11)
0,233 ,
,
,
20 1,643
,
(12)
/
Con el flujo volumétrico y con el área de entrada al bajante se obtiene la velocidad a la cual el flujo está ingresando en el bajante
(13)
,
,
46,993
Con esta velocidad se procede a determinar el tiempo de residencia mediante la siguiente relación
.
448,83
12
(14)
15,918
7
Henry Kister. Distillation Design, pág. 271, 278 , 279 y 288
112
3.
Verificación de inundación en el plato
Para predecir el porcentaje de inundación del plato se utiliza la correlación de Kister-Haas para determinar el flujo líquido8 de ingreso al bajante; pero, previamente se debe calcular la altura del líquido claro en la transición del régimen de espuma al atomizado (hct). Esta altura se la halla mediante la correlación de Jerónimo-Sawistowski9, empleándose las siguientes ecuaciones
(15) 1,927
0,0231
(16)
0,234
,
0,29
1
, ,
0,0036
,
(17)
1,147
62,2
,
(18)
1,418 Con esta altura determinada se utiliza nuevamente la ecuación (11) para recalcular la correlación de Souders-Brown, también se determina la velocidad superficial10 del vapor (Cs) y el porcentaje de inundación
8
Henry Kister. Distillation Design, pág. 271 Henry Kister. Distillation Design, pág. 270 y 320 10 Manual de Diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 18 9
113
0,255
/
(19) 1,031
/ .
(20) 0,128 %
100 50
%
4.
(21)
Verificación de la hidráulica
Para comenzar, se debe determinar la altura de líquido claro11 en la transición del régimen de espuma a régimen atomizado corregido para el efecto de la altura del vertedero sobre el arrastre de la siguiente manera:
1
(22)
0,0665 1,290
Se calcula la velocidad superficial del vapor12 en el área de burbujeo y el parámetro de flujo13, con los cuales se obtiene el arrastre fraccional mediante la Figura A.4.11 considerando un 80% de inundación.
(23) 1,136
/
11
Henry Kister. Distillation Design, pág. 297 Manual de Diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 22 13 Henry Kister. Distillation Design, pág. 271 12
114
,
(24)
0,112
(Fig. 1)
0,025
Para determinar el tiempo de residencia del líquido en el bajante se usa un área promedio entre el ingreso y la salida por el hecho de ser inclinado; con esta área también se obtiene el volumen del bajante14 considerando que todo el bajante se encuentra lleno de líquido.
,
1,261
2
,
2,101
12
(25)
(26)
448,83 (27) 13,356
5.
Criterios de evaluación de los bajantes
5.1.
Tiempo de residencia
El tiempo de residencia necesario para la separación de los componentes está en función de la diferencia entre las masas específicas del líquido y vapor y se calcula de la siguiente manera15:
18,687
0,0707∆
8 10 ∆
(28)
4,43
14 15
Manual de Diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 19 Internos de Torres, pág. 90
115
Mediante la siguiente ecuación se puede calcular el tiempo de residencia real en el bajante considerando la carga y las características de la torre 1T-1501
,
12 0,5
(29)
7,17 Donde CFSliq es la velocidad volumétrica del líquido desairado en pie3/s que se calcula con la ecuación (9). 5.2.
Velocidad máxima
La velocidad máxima del bajante se encuentra considerando el factor del sistema Fsistema=0,9 obtenido de la Figura A.4.12 para un sistema con poca espuma. Por cuestión de seguridad, siguiendo una buena práctica de diseño, se aconseja utilizar un factor de inundación del 80% en la operación normal de la torre (Finundación=0,8). Existen tres criterios, correspondientes a Glitsch, Koch y Nutter16, para predecir la velocidad máxima en el bajante, estos presentan resultados con una variación considerable entre sí, y lo que usualmente se sugiere por cuestiones de seguridad, es utilizar el menor valor para obtener un resultado más conservador; sin embargo, considerando las características de la gasolina, la cual es liviana y con muy poca tendencia a la formación de espuma, es válido utilizar un valor intermedio, correspondiente al criterio de Koch. Según el criterio de Glitsch, la velocidad está directamente relacionada al factor del sistema donde se tiene:
,
250
225
(30)
La velocidad máxima para Koch se estima como:
,
41
218,870
(31)
El criterio más conservador corresponde a la Nutter, donde:
16
Henry Kister. Distillation Design, pág. 288
116
,
7,5
(32)
198,946
Por las consideraciones previamente mencionadas, se utilizan 219 gpm/pie2 como velocidad máxima en el bajante para calcular el caudal máximo 17que ingrese al bajante mediante la siguiente ecuación
(33)
ó
,
178,386 El criterio de Koch-Glitsch sugiere utilizar el valor mínimo de las siguientes relaciones18 24 ,
1
175
ó
(34)
132,363
24 ,
′
1 ó
,
(35)
148,034 Donde V’d,max=195,72 pie/s, es un valor extrapolado de la Tabla A1. 5.3.
Tiempo de residencia y velocidad máxima
Se puede evaluar la torre solamente considerando el área mínima del bajante19 especificada como
(36) 449
1
17
Internos de Torres, pág. 91 Internos de Torres, pág 92 19 Internos de Torres, pág. 93 18
117
Donde FG es la fracción de gas en la masa de líquido aireado en el bajante 1
/
1.4
(37)
0,419 Con lo que el caudal máximo que puede ingresar en el área del bajante sin alterar la operación normal de la misma es 193,087
6.
Caída de presión
La caída de presión del vapor que atraviesa el plato se debe primero a la perdida de carga por el paso del vapor a través de los orificios (caída de presión en seco) y por el paso del vapor a través de la masa de líquido, por tanto la caída de presión total es la suma de ambas perdidas. Para el cálculo de la caída de presión en seco hed20, se utiliza la Figura A.4.13, que relaciona el área fraccional con la relación espesor del plato/diámetro del orificio, cuyo valor es de 0.375, para obtener el valor del coeficiente de descarga CV de 0.67; con este coeficiente para el flujo de vapor y la velocidad del vapor a través de los orificios21 se procede a calcular la caída de presión en seco.
(38) 23,055
/
0,186 (39) 3.222
20 21
Henry Kister. Distillation Design, pág. 309 Manual de Diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 20
118
Para el cálculo de la caída de presión en húmedo se emplea la correlación de Fair, la cual está en función del factor de aireación β y la densidad de la espuma ɸ1, leídos de la Figura A.4.14. El factor de corrección usado se obtiene de la Figura A.4.14. Con estos valores se realizan los siguientes cálculos22 .
(40)
0,833
0,66
(Fig. 4)
0,34
(Fig. 4)
1,03
(Fig. 5)
La altura del líquido claro sobre el vertedero se calcula como /
0,48
(41)
0,765 La altura del líquido claro en el plato es la suma del líquido claro sobre el vertedero y la altura del vertedero
(42) 2,265 El cabezal hidrostático del líquido es (43) 1,495 Como se menciona en el manual de diseño de platos perforados, el gradiente de líquido (hgh) en el plato será despreciado, entonces la pérdida de presión total en el plato será (44) 4,717
22
Henry Kister. Distillation Design, pág. 283, 309, 313 y 315
119
6.1.
Consideraciones de hidráulica
Se puede calcular la altura del líquido claro desairado por encima del vertedero considerando la relación de la longitud del vertedero con el diámetro de la torre y los factores de corrección
(45)
0,763 El factor de corrección propuesto por Bolles, el de corrección por densidad y la altura del líquido claro23 en función a estos factores se calcula a continuación /
,
1
,
1
,
(46)
′ ′
1,015
/
(47) 1,005
(48)
0,4829 0,950
.
El resultado obtenido con este método de determinación de la altura del líquido claro no varía considerablemente con el empleado en la sección anterior. Siendo que la relación entre ambos de 0,963
23
Internos de Torres, pág. 104
120
6.2.
Gradiente hidráulico
El gradiente hidráulico24 esta dado como Δ
,
0,262
(49)
Δ 6.3.
,
0,916
Caída de presión en el bajante
Para hallar la perdida de carga en el bajante primero se debe saber el área entre el fondo del bajante y el plato, además del espacio del bajante para la entrada del líquido claro al plato25. El área entre el fondo del bajante y el plato se calcula como
(50) 32,85 Considerando el factor de diseño propuesto en los manuales se tiene que 0,1949 ′
(51)
Del cual se puede obtener el caudal máximo permisible que puede atravesar el área del bajante. ′
168,54
El espacio del bajante para la entrada de líquido al plato
(52) 0,896 A continuación, se presentan la pérdida de carga en los orificios, en el vertedero y en el bajante26.
24 25
Internos de Torres, pág. 105 Internos de Torres, pág. 100
121
La pérdida de carga en los orificios se la calcula como
Δ
k
VL A
(53)
Siendo kd=0.057 el coeficiente de descarga para el bajante sin curvatura, dado en la Tabla A2. Entonces Δ
0,264 pulg
Ahora se calcula la perdida de carga en el vertedero, para la cual se debe hallar Aiw que es el área definida entre la longitud del vertedero por la distancia del vertedor al bajante, cuyo valor es de 73.29 pulg2. El coeficiente de descarga para este caso es Kwi=0.019 obtenido de la misma Tabla A2.
VL
Δ
K
Δ
0,018 pulg
A
(54)
La pérdida de carga en el bajante está definida como ΔP
ΔP
(55)
0,281 Otra ecuación usada para determinar la perdida de carga en el bajante es la que se presenta a continuación, donde Y es un inverso del coeficiente de descarga del orificio fijado en 623 para bajantes rectos.
(56) 0,247
26
Internos de Torres, pág. 105y106
122
6.4.
Altura del líquido desairado en la entrada del plato
La altura del líquido desairado en la entrada del plato se la obtiene de la siguiente manera27 Δ
(57)
El factor de aireación se lo definió de la siguiente manera 0,0825
1,679
0,269
(58)
Donde: QL= flujo volumétrico de la corriente líquida en m3/s FGO=Factor de escurrimiento del gas a través de los orificios, VGρG0,5 en m/s Lwm=Longitud del bajante en metros Entonces 1,424 y 4,001 Para torres con vertederos de entrada se debe usar debe usar la altura del vertedor mas el líquido que pasa sobre este, el cual se calcula de la siguiente manera /
0,4829
(59)
2,248
27
Internos de Torres, pág. 106
123
6.5.
Altura del líquido desairado en el bajante
La altura del líquido desairado o altura de la espuma28 en el bajante puede ser calculado determinando la densidad de la espuma y un factor de aireación expresado en la siguiente ecuación 1 (60) Donde FA= 0.948 obtenido de la Tabla A3. Entonces 0,949 A continuación se calcula la altura del líquido desairado o altura de la espuma en el bajante (61) 3,796 2,133 La perdida de carga total del plato ht, expresada en pulgadas de líquido se halla con la siguiente ecuación
(62) 0,483 0,361
7.
Límites de inundación
7.1.
Inundación por arrastre (priming)
Este límite considera la situación en la cual la altura de la espuma llega al plato superior, esto ocurre normalmente cuando existe poco espaciamiento entre platos. Para calcular esta altura se utiliza el factor de espuma29 (Fs) en las correlaciones que corresponden a Fair y Eduljee respectivamente30, la primera es mucho menos precisa ya que no ha sido verificada en torres comerciales. 28
Internos de Torres, pág. 106 y 107
124
,
0,834
(63) ,
/
0,67
/ 2,2
(64)
5,115 3,24
0,73
0,007
(65)
3,809
7.2.
Coalescencia de burbujas
El volumen del líquido desairado Vdc, es el volumen ocupado por el líquido correspondiente a la altura del líquido desairado en el bajante por el área del bajante. Este volumen de líquido es el que permite determinar el tiempo de residencia real para la coalescencia de burbujas y así evitar la presencia de las mismas en el líquido del fondo del bajante. Este tiempo de residencia mínimo es evaluado en el punto 4.1. Para el cálculo del tiempo de residencia31 real se emplea la siguiente ecuación
í
(66) 2,534 7.3.
Inundación en el bajante (Back-up)
Esta inundación32 se produce cuando el nivel de espuma alcanza al plato superior, o sea
(67) Entonces el porcentaje de inundación esta dado como
29
Henry Kister. Distillation Design, pág. 270 Internos de Torres, pág. 109 31 Internos de Torres, pág. 109 32 Internos de Torres, pág. 110 30
125
ó
%
(68)
ó
%
18,610
Los diferentes autores recomiendan que para un buen funcionamiento de la torre este valor se encuentre entre el 10% al 30%, criterio que se cumple sin ningún problema.
8.
Estimación del porcentaje de espuma en el bajante
Este porcentaje es el volumen ocupado por el líquido claro y la espuma en el espacio entre plato y plato33, para determinarlo son necesarias el área de ingreso del bajanteal plato y la caída de presión aproximada34
(69) 0,228
0,03
(70)
0,287 La altura del líquido en el bajante se calcula como (71) 7,270 Considerando una densidad de espuma фd=0.949 se determina que la altura de la espuma en el bajante es /
(72)
7,662 Finalmente, el porcentaje de espuma es %
33 34
100
(73)
Manual de Diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 21 Henry Kister. Distillation Design, pág. 283 y318
126
%
9.
35,637
Estimación del porcentaje de inundación en el bajante
Este porcentaje es la relación de la altura del líquido claro en el bajante con el espacio existente entre platos35. 100
(74)
36,348 %
10.
Tiempo de drenaje
Para determinar este tiempo es necesario encontrar la relación del área de todas las perforaciones con el diámetro de la torre (αfd)36,
5,672
(75)
Entonces 0,11
0,607
,
(76) 1,004 Según la ecuación de Smith que es más conservadora este tiempo se lo calcula como .
,
(77) 2,834
35 36
Manual de Diseño de Procesos. Platos Perforados, pág. 21 Internos de Torres, pág. 102
127
11.
Evaluación en el plato 39
De igual modo que para la evaluación del plato 11, se realizó el mismo procedimiento de cálculo para determinar la hidráulica de la torre en esta sección. Los resultados obtenidos se presentan en la Tabla A.4.10. Tabla A. 4.10 Resultados del cálculo de la hidráulica de la columna en el plato 39
Plato 39 Flujos volumétricos Constante de Souders-Brown
Unidades
VV
10,728 pie3/s
VL
125,469 Gpm
CSB
0,236
Velocidad de inundación en el plato
Vn,inun
1,520 pie/s
Velocidad de flujo de ingreso al bajante
Vd,max
85,512 gpm/pie2
tr
8,9574 S
Tiempo de residencia en plato
QLW
3,424
gpm/pulgvertedero exterior
Verificación de inundación en el plato
N
0,234
(hct)H2O
1,275 pulg
hct
1,574 Pulg
CSB
0,245 pie/s
VS
0,970 pie/s
CS
0,131
%INUN
Chequeo Hidráulico
53,233 %
hL
1,432 Pulg
Vb
1,068 pie/s
FLV
0,195
ψ
0,012
Ad,prom
1,261 pie2
Vold
2,101 pie3
tr
7,516 S
molliq arrastrado /mol liq en el plato
128
Tabla A 4.10. Resultados del cálculo de la hidráulica de la columna en el plato 39 (Continuación)
s (necesarios Tr
4,666 para la separación)
tr Vd,max Evaluación del bajante
(Koch) GPM GPM (Koch-
4,037 s 218,962
gpm/pie2 area del bajante
178,461 132,363
Glitsch)
FG
Caída de presión
Consideraciones de hidráulica
GPM
191,32
VO
21,675 pie2
hed
3,366 pulg
Fgb
0,853
Β
0,650
ϕ1
0,340
Fw
1,040
how
1,134 Pulg
hc
2,634 Pulg
hl
1,712 Pulg
ht
5,078 Pulg
Dx
0,763
F'w
1,015
Fρ
1,006
how
0,950 Pulg
Δ
0,916 Pulg
Ada VL'
Caída de presión en el bajante
0,418
32,848 pulg2 168,540
hud
0,896 Pulg
ΔPd
0,264 Pulg
ΔPiw
0,018 Pulg
Hd
0,281 Pulg 0,247 Pulg
129
Tabla A 4.10. Resultados del cálculo de la hidráulica de la columna en el plato 39 (Continuación)
Altura de líquido desairado en la entrada del plato
Límites de inundacion
Coalescencia de burbujas
Β
1.470
hentrada
4.071 Pulg
h'entrada
2.248 Pulg
ϕespuma
0.927
hdc
3.775
h'dc
2.085
Ht
0.572
FS
0.908 (lb/pie)0,5/s
Zf
5.203 Pulg
Z'f
4.050 Pulg
TREAL
1.418 S
%inundac Inundación en el bajante
iónDC BK INUNd
18.935 % 43.097 %
had
0.908 Pulg
Porcentaje de espuma en el
hd
8.619 Pulg
bajante
hpd
9.295 Pulg
%espuma Tiempo de drenaje
Td
43.232 % 1.004 S
Fuente: Elaboración propia
12.
Verificación de flexibilidad
Esta verificación se realiza para saber si existe un porcentaje de goteo en el plato a condiciones de carga mínima. 12.1.
Verificación del porcentaje de goteo
Se procede a calcular los flujos volumétricos de las cargas mínimas utilizando las ecuaciones (9) y (10). 7,53
/
27.782
130
Con estos valores se vuelven a calcular las ecuaciones (15), (38) y (39) para las condiciones de flujo mínimo. Utilizando la Figura A.4.15 se obtiene un factor de corrección del vertedero de 1,017 con el cual se recalcula la altura del líquido claro sobre el vertedero con la ecuación y la altura del líquido sobre el plato definidos en las ecuaciones (41) y (42). 0,758 15,207
/
0,898 0,406 1,906 El porcentaje de goteo
37se
halla mediante el cálculo de la caída de presión debido a la
formación de burbujas, definida como .
(78)
,
0,026 De acuerdo con el modelo de Fair el equilibrio en el punto goteo esta dado como
(79) De modo que el porcentaje de goteo es una relación entre la diferencia que se presente en la igualdad. %
48,48
Este resultado teórico dio resultados poco exactos con datos reales, motivo por el cual Fair lo modifico de forma empírica a
(80) El resultado para esta ecuación se presenta en la Figura A.4.16.
37
Henry Kister. Distillation Design, pág. 302
131
12.2.
Fracción de goteo y altura de líquido claro
La fracción de goteo se determina con la correlación de Lockett-Banik38 que es para sistemas con una presión menor a 165 psia, para ambas correlaciones se vuelven a calcular la velocidad del vapor basada en el área de burbujeo (ec. 24). Después se procede a calcular el número de Froude. 0,749 0,373
/ ,
,
,
,
(81)
0,001 Como Fro es menor a 0,2 entonces la velocidad de goteo es , .
44,18
(82)
437,075
La fracción de goteo está determinada como ,
(83) 0,492
Para determinar la altura del líquido claro a las condiciones de flujo mínimo se calculan los siguientes parámetros 12,6
,
,
(84) 1,693 (85) 0,371
De la siguiente relación se obtiene la altura de la espuma (86) 38
Henry Kister. Distillation Design, pág. 303, 304, 319 y 320
132
5,133 Y la altura de la espuma sobre el vertedero exterior (87) 3,633 Como la relación hfow/hw=2,422 es menor a 8,135, el coeficiente para la ecuación se determina de la siguiente manera 0,61
0,08
(88)
0,804 Finalmente, la altura del líquido claro a condiciones de goteo está dada por la correlación de Colwell /
0,527
, ,
(89)
0,789
Una correlación alternativa es la presentada por Hofhuis y Zuiderweg, la cual es menos precisa, pero presenta buenos resultados cuando se pasa del régimen de espuma al atomizado.
,
,
13.
,
2,08
,
(90)
1,149
Referencias
MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO, Torres de Fraccionamiento. Platos perforados. PDVSA N° MDP–04–CF–09. Año 1997 HENRY Z. KISTER, Engineering Advisor. Distillation Design. McGraw Hill. California. Internos de Torres – Pratos & Recheios
FIGURAS 133
Figura A. 4.11 Correlación de Fair para arrastre fraccional Fuente: Distillation Desing. Henry Kister; McGraw Hill, N. Y, 1992
134
Figura A. 4.12 Factor del sistema o Factor de espuma del sistema Fuente: Internos de Torres.
135
Figura A. 4.13 Coeficiente de descarga para flujo de vapor Fuente: Distillation Desing. Henry Kister; McGraw Hill, N. Y, 1992
Figura A. 4.14 Factor de Aireación Fuente: Distillation Desing. Henry Kister; McGraw Hill, N. Y, 1992
136
Figura A. 4.15 Factor de Corrección del vertedero Fuente: Distillation Desing. Henry Kister; McGraw Hill, N. Y, 1992
Figura A. 4.16 Determinación del goteo Fuente: Distillation Desing. Henry Kister; McGraw Hill, N. Y, 1992
137
TABLAS Tabla A1. Tabla de V’DSG para platos con espaciamiento de 600 mm.
(ρL-ρG), lb/pie3
V’DSG, pie/s
15
70
20
125
25
155
30
175
Fuente: Internos de Torres.
Tabla A2. Coeficiente de descarga para las ecuaciones 54 y 55
Radio de entrada, mm
kd
Kiw
0
0,57
0,019
25
0,036
50
0,020
Fuente: Internos de Torres.
Tabla A3. Factor FA de la ecuación 61
Velocidades
Bajantes
GPM/pie2
Recto
Inclinado
20
0,97
0,97
60
0,90
0,90
100
0,76
0,76
140
0,67
0,67
180
0,62
0,63
220
0,54
0,62
260
0,47
0,62
300
0,44
0,62
340
0,43
0,62
Fuente: Internos de Torres.
138
Anexo N° 5
5
Evaluación del Condensador E-1501A-B y del Rehervidor I-
1501 pertenecientes a la torre De-isopentanizadora El objetivo del presente estudio es evaluar el funcionamiento del condensador de cabeza y del re-hervidor de la torre 1T-1501 de la unidad de Avigas, con el propósito de identificar las condiciones de operativas actuales a las que trabajan y generar sus hojas de datos. La condición normal de trabajo de esta torre corresponde a una carga de 1376 barriles por día de gasolina LSR.
1.
Condensador E-1501A-B
A continuación se presentan las Tablas A.5.11 y A.5.12 con las características de diseño del condensador Tabla A. 5.11 Características de Diseño del Enfriador E-1501A
Descripción Longitud de los tubos
Valor 16,375
pie
IDT
0,62
pulg
ODT
0,75
Pulg
Espesor del tubo
ΔXT
0,065
Pulg
Superficie por pie lineal
a’’
0,1963
pie2
Área de flujo por tubo
AflujoT
0,302
pulg 2
Conductividad térmica
kw
26
Btu/h*pie°F
Número de tubos
NT
224
Diámetro coraza
IDC
Número de cruces
N+1
29
Número de deflectores
N
28
Espaciamiento entre deflectores
B
6
Pulg
Longitud de la coraza
LC
15,40625
Pie
Diámetro de tubos
LT
Unidad
19,25
Pulg
Fuente: Planos de Equipos. Unidad Avigas
139
Tabla A. 5.12 Características de diseño del Enfriador E-1501B
Descripción Longitud de los tubos
Valor LT
Unidad
15,417 pie
IDT
0,62 pulg
Diámetro de tubos
ODT
0,75 Pulg
Espesor del tubo
ΔXT
0,065 pulg
Superficie por pie lineal
a’’
0,1963 pie2
Área de flujo por tubo
AflujoT
Conductividad térmica
kw
Número de tubos
NT
330
Diámetro coraza
IDC
23,5 Pulg
Número de cruces
N+1
29
Número de deflectores
N
21
0,302 pulg 2 26 Btu/h*pie°F
Espaciamiento entre deflectores
B
Longitud de la coraza
LC
7,875 Pulg 15,0417 Pie
Fuente: Planos de Equipos. Unidad Avigas
Debido a la inexistencia de instrumentos de control como ser termómetros en la entrada y salida de coraza, manómetros e indicadores de flujo y ante el hecho de que los termómetros presentes en la entrada y salida de tubos no tienen fecha de calibración, los datos obtenidos en el relevamiento se obtuvieron con el uso de un termómetro laser, midiendo las temperaturas en las bridas de entrada y salida de los enfriadores. Las temperaturas leídas por este medio corresponden a las temperaturas de la superficie del metal, lo cual no es un indicador preciso de la temperatura del flujo ya que la lectura se ve afectada por las condiciones del medio como temperatura ambiente, viento, etc. Durante la producción de isopentano se midieron las temperaturas de entrada y salida del producto de cabeza de la torre 1T-1501 y del agua de enfriamiento, las mediciones realizadas se presentan en la Tabla A.5.13
140
Tabla A. 5.13 Temperaturas obtenidas con termómetro laser.
°C ENFRIADOR E-1501-A
E-1501-B
Paso
Producto
°F
Entrada Salida Entrada Salida
Agua
14,9
23,7
58,82
74,66
Coraza Cabeza T-1501
67,2
24,3
152,6
75,74
Tubos
Agua
12,8
14,9
55,04
58,82
Coraza Cabeza T-1501
24,2
18,9
75,56
66,02
Tubos
Fuente: Elaboración propia
Con el propósito de obtener un análisis general del condensador, se calculó sus condiciones operativas con el rating del Software HTRI (Heat Transfer Research Inc.) donde se puede apreciar que el enfriador llega a presentar un 18,78% de sobre diseño en su capacidad de transferencia de calor. Este resultado no debe ser usado en su totalidad en caso querer aumentarse la capacidad de enfriamiento para un mayor flujo de producto porque el flujo de agua y las temperaturas utilizadas en el rating, no gozan de precisión en su medición en campo y también por la inexistencia de las hojas de datos de los equipos de la unidad de Avigas. Uno de los principales parámetros en la evaluación de intercambiadores es el área de transferencia de calor, según los informes de inspección de septiembre del 2009 se reportó que en el primer enfriador existen 5 tubos taponeados, con lo que su área de transferencia se reduce a 687,88 pies2; mientras que en el segundo enfriador existen solamente 2 tubos taponeados dejando un área de transferencia real de 986,57 pies2. El total de ambas áreas reales es de 1.674,45 pie2, valor que no representa una diferencia mayor del 1% con el área total determinada por el rating del software empleado que es de 1.683,45 pies2. El requerimiento de agua de enfriamiento se presenta en la Tabla A.5.14
141
Tabla A. 5.14 Volumen de agua de enfriamiento requerido en para condiciones actuales
Requerimiento de agua de enfriamiento
E-1501 lb/h
bbl/d
m3/h
Lado A
32 213,7
2 210
14,64
Lado B
14 900,8
1 022
6,77
Fuente: Elaboración propia
La curva de condensación del producto para ambos enfriadores se presenta a continuación: 70
Temperatura, °C
65 60 55 50 45 40 0
20
40
60
80
100 120 140 160 180 200 220
Entalpia, Btu/lb
Figura A. 5.17Curva de condensación del Enfriador E-1501A-B Fuente: Elaboración propia
Las hojas de datos generadas con los resultados finales y el rendimiento se presentan al final del documento.
2.
Rehervidor I-1501
A continuación en la Tabla A.5.15 se presentan los datos del Rehervidor I-1501
142
Tabla A. 5.15 Características de diseño del Intercambiador I-1501
Descripción Longitud de los tubos
Valor LT
Unidad
15,646 pie
DIT
0,62 pulg
DET
0,75 pulg
Espesor del tubo
ΔXT
0,065 pulg
Superficie por pie lineal
a’’
0,1963 pie2
Área de flujo por tubo
AflujoT
Conductividad térmica
kw
Número de tubos
NT
Diámetro coraza
DIC
19,25 pulg
Longitud de la coraza
LC
15,33 pie
Diámetro de tubos
0,302 pulg2 26 Btu/h*pie°F 224
Distancia centro a centro de tubos Sn
15/16 pulg
Pasos de los tubos
Pt
1 pulg
Número de tubos
Numtubos
Número de pasos en los tubos
Nt
200 2
Fuente: Planos de Equipos. Unidad Avigas
En la Tabla A.5.16 se presentan las temperaturas de ingreso y salida del re-hervidor, tomadas con la misma manera que para el condensador de cabeza. Tabla A. 5.16 Temperaturas obtenidas con termómetro laser
°C RE-HERVIDOR Paso I-1501
Tubos
Producto Vapor de alta (250)
Coraza Fondo T-1501
°F
Entrada Salida Entrada Salida 185,7
98,4
366,26 209,12
97,7
99,7
207,86 211,46
Fuente: Elaboración propia
Con el mismo propósito de obtener un análisis general del rehervidor se calculó sus condiciones operativas con el rating del Software HTRI (Heat Transfer Research Inc.) tomando en cuenta que se trata de un rehervidor tipo termosifón. El porcentaje de sobre diseño calculado corresponde a un 50,12%; igual que el caso del condensador, no se debe considerar este porcentaje en su totalidad porque no se estaría considerando los tubos taponeados que reducen el área efectiva de transferencia de
143
calor y que no es posible determinar con exactitud por falta de un reporte de inspección que indique el número de tubos fuera de uso. En la Tabla A.5.17 se muestra el volumen de vapor requerido por el rehervidor Tabla A. 5.17 Requerimiento de volumen de vapor
Requerimiento de vapor para calentamiento
I-1501 lb/h Paso-tubos
33.001
bbl/d
m3/h
2 264
15
Fuente: Elaboración propia
En la Figura A.5.18 un diagrama del intercambiador donde se observan la carcasa tipo H de flujo divido y donde se puede apreciar los 4 pasos por los que atraviesa la gasolina.
Figura A. 5.18 Diagrama del Intercambiador I-1501 Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
En la Figura A.5.19 se presenta la curva de ebullición de la gasolina que atraviesa los 4 diferentes pasos de la carcasa.
144
106
Temperatura, °C
104 102 Paso 1
100
Paso 2
98
Paso 3 Paso 4
96 94 0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
Fracción de vapor en peso
Figura A. 5.19 Curva de Ebullición de la gasolina de fondo. Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
En la Figura A.5.20 se puede observar la fracción de vapor en cada una de las carcasas
Flujo de calor calculado, Btu/hr ft2
en función al flujo de calor. 35000 30000 25000 20000
Paso 1
15000
Paso 2 Paso 3
10000
Paso 4
5000 0 0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
Fracción de vapor en peso
Figura A. 5.20 Fracción de vapor en peso vs. Flujo de calor ganado. Fuente: Elaboración propia. Simulador HTRI
El área de transferencia de calor calculada para este intercambiador es de 746,25 pie2 con un coeficiente de transferencia de calor global de 72,02 Btu/pie2h°F.
145
En base a los resultados obtenidos, se debe monitorear el buen rendimiento durante la operación ya que la velocidad calculada a la salida de la carcasa excede la velocidad crítica produciéndose un flujo inestable que genera un aumento en la vibración del equipo con riesgo de producir daño en los tubos. Las hojas de datos y del rendimiento se adjuntaron al final del documento.
3. Resultados •
El incremento de la capacidad de transferencia para el condensador podría incrementarse un 15%, valor considerado en un rango de seguridad tomando en cuenta los informes de inspección que indican buen estado de los tubos pero corrosión localizada en algunos sectores de los deflectores. Por tanto el Duty de operación que puede alcanzarse para este equipo es de 3,29 MM Btu/h
•
El incremento para la capacidad de transferencia de calor en el rehervidor puede fijarse en un 40%, alcanzado un Duty de operación de 4,72 MM Btu/h, pero se debe monitorear el equipo durante la operación para detectar el nivel de vibración existente con el fin de prevenir posibles daños.
•
El equipo limitante en la destilación del isopentano en la torre 1T-1501 es el condensador de cabeza.
146
Page 1
HEAT EXCHANGER RATING DATA SHEET
file Units
Service of Unit Unidad de Isopentano Item No. E-1501A-B Type AE Orientation Horizontal Connected In 1 Parallel 2 Series Surf/Unit (Gross/Eff) 1719.16 / 1683.45 ft2 Shell/Unit 2 Surf/Shell (Gross/Eff) 859.58 / 841.72 ft2 PERFORMANCE OF ONE UNIT Fluid Allocation Shell Side Tube Side Isopentano Agua Fluid Name Fluid Quantity, Total 1000-lb/hr 18.0897 Vapor (In/Out) wt% 100.0 0.0 Liquid wt% 0.0 100.0 Temperature (In/Out) C 68.35 44.74 Density lb/ft3 0.6572 36.575 Viscosity cP 0.0080 0.1700 Specific Heat Btu/lb-F 0.4604 0.5694 Thermal Conductivity Btu/hr-ft-F 0.0109 0.0536 Critical Pressure psia Inlet Pressure psia 55.940 Velocity ft/sec 6.45 0.40 Pressure Drop, Allow/Calc psi 5.000 2.399 Average Film Coefficient Btu/ft2-hr-F 177.42 141.34 Fouling Resistance (min) ft2-hr-F/Btu Heat Exchanged 2.8622 MM Btu/hr MTD (Corrected) 16.1 C Overdesign 18.78 % Transfer Rate, Service 58.59 Btu/ft2-hr-F Calculated 69.59 Btu/ft2-hr-F Clean 69.59 Btu/ft2-hr-F CONSTRUCTION OF ONE SHELL Sketch (Bundle/Nozzle Orientation) Shell Side Tube Side Design Pressure psig 150.000 150.000 Design Temperature C No Passes per Shell 1 2 Flow Direction Downward Upward Connections In inch @ 1 @ 2.0690 Size & Out inch @ 1 @ 2.0690 Rating Liq. Out inch @ @ Tube No. OD 0.7500 inch Thk(Avg) 0.0650 inch Length ft Pitch inch Layout Tube Type Plain Material CARBON STEEL Pairs seal strips Shell ID inch Kettle ID inch Passlane Seal Rod No. Cross Baffle Type SINGLE-SEG. %Cut (Diam) 25.7 Impingement Plate None Spacing(c/c) inch Inlet No. of Crosspasses inch Rho-V2-Inlet Nozzle lb/ft-sec2 Shell Entrance Shell Exit lb/ft-sec2 Bundle Entrance Bundle Exit lb/ft-sec2 Weight/Shell Filled with Water Bundle Notes: Thermal Resistance, % Velocities, ft/sec Flow Fractions Shell 38.58 Shellside 6.45 A 0.183 Tube 60.43 Tubeside 0.40 B 0.512 Fouling
0.00
Crossflow
9.30
C
0.089
Metal
1.00
Window
7.17
E F
0.153 0.062
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HEAT EXCHANGER RATING DATA SHEET
file Units
Service of Unit Unidad de Isopentano Item No. E-1501A Type AES Orientation Horizontal Connected In 1 Parallel 1 Series Surf/Unit (Gross/Eff) 720.21 / 706.10 ft2 Shell/Unit 1 Surf/Shell (Gross/Eff) 720.21 / 706.10 ft2 PERFORMANCE OF ONE UNIT Fluid Allocation Shell Side Tube Side Isopentano Agua Fluid Name Fluid Quantity, Total 1000-lb/hr 18.0897 32.2137 Vapor (In/Out) wt% 100.0 15.1 0.0 0.0 Liquid wt% 0.0 84.9 100.0 100.0 Temperature (In/Out) C 68.35 62.81 24.00 60.00 Density lb/ft3 0.6572 0.6222 V/L 35.309 62.266 61.728 Viscosity cP 0.0080 0.0080 V/L 0.1452 0.9104 0.3928 Specific Heat Btu/lb-F 0.4604 0.4543 V/L 0.6013 0.9995 0.9949 Thermal Conductivity Btu/hr-ft-F 0.0109 0.0107 V/L 0.0504 0.3504 0.3834 Critical Pressure psia Inlet Pressure psia 55.940 64.696 ft/sec 12.70 0.62 Velocity Pressure Drop, Allow/Calc psi 5.000 2.124 10.000 0.539 Average Film Coefficient Btu/ft2-hr-F 272.14 241.83 Fouling Resistance (min) ft2-hr-F/Btu Heat Exchanged 2.1471 MM Btu/hr MTD (Corrected) 17.8 C Overdesign 19.36 % Transfer Rate, Service 94.65 Btu/ft2-hr-F Calculated 112.98 Btu/ft2-hr-F Clean 112.98 Btu/ft2-hr-F CONSTRUCTION OF ONE SHELL Sketch (Bundle/Nozzle Orientation) Shell Side Tube Side Design Pressure psig 150.000 150.000 19.2500 inch Design Temperature C 16.375 ft No Passes per Shell 1 2 Flow Direction Downward Upward Connections In inch 1 @ 6.0650 1 @ 2.0690 Size & Out inch 1 @ 4.0260 1 @ 2.0690 Rating Liq. Out inch @ @ Tube No. 224 OD 0.7500 inch Thk(Avg) 0.0650 inch Length 16.375 ft Pitch 1.0000 inch Layout 90 Tube Type Plain Material CARBON STEEL Pairs seal strips 2 Shell ID 19.2500 inch Kettle ID inch Passlane Seal Rod No. 4 Cross Baffle Type PARALLEL SINGLE-SEG. %Cut (Diam) 25.6 Impingement Plate Circular plate Spacing(c/c) 5.7968 inch Inlet 22.0975 No. of Crosspasses 29 inch Rho-V2-Inlet Nozzle 954.44 lb/ft-sec2 Shell Entrance 785.71 Shell Exit 931.48 lb/ft-sec2 Bundle Entrance 119.77 Bundle Exit 120.70 lb/ft-sec2 Weight/Shell 5648.14 Filled with Water 7747.00 Bundle 2234.68 lb Notes: Thermal Resistance, % Velocities, ft/sec Flow Fractions Shell 41.46 Shellside 12.70 A 0.185 Tube 56.57 Tubeside 0.62 B 0.461 Fouling
0.00
Crossflow
18.31
C
0.120
Metal
1.97
Window
14.02
E F
0.167 0.067
Page 1
HEAT EXCHANGER RATING DATA SHEET
file Units
Service of Unit Unidad de Isopentano Item No. E-1501B Type AEL Orientation Horizontal Connected In 1 Parallel 1 Series Surf/Unit (Gross/Eff) 998.95 / 977.35 ft2 Shell/Unit 1 Surf/Shell (Gross/Eff) 998.95 / 977.35 ft2 PERFORMANCE OF ONE UNIT Fluid Allocation Shell Side Tube Side Isopentano Agua Fluid Name Fluid Quantity, Total 1000-lb/hr 18.0897 14.9008 Vapor (In/Out) wt% 15.1 0.0 0.0 0.0 Liquid wt% 84.9 100.0 100.0 100.0 Temperature (In/Out) C 62.81 44.74 24.00 50.00 Density lb/ft3 0.6222 V/L 35.309 36.575 62.266 61.878 Viscosity cP 0.0080 V/L 0.1452 0.1700 0.9104 0.4961 Specific Heat Btu/lb-F 0.4543 V/L 0.6013 0.5694 0.9995 0.9961 Thermal Conductivity Btu/hr-ft-F 0.0107 V/L 0.0504 0.0536 0.3504 0.3742 Critical Pressure psia Inlet Pressure psia 53.816 64.696 ft/sec 0.20 0.19 Velocity Pressure Drop, Allow/Calc psi 5.000 0.274 10.000 0.107 Average Film Coefficient Btu/ft2-hr-F 101.81 74.91 Fouling Resistance (min) ft2-hr-F/Btu Heat Exchanged 0.7151 MM Btu/hr MTD (Corrected) 12.5 C Overdesign 17.55 % Transfer Rate, Service 32.54 Btu/ft2-hr-F Calculated 38.25 Btu/ft2-hr-F Clean 38.25 Btu/ft2-hr-F CONSTRUCTION OF ONE SHELL Sketch (Bundle/Nozzle Orientation) Shell Side Tube Side Design Pressure psig 150.000 150.000 23.5000 inch Design Temperature C 15.417 ft No Passes per Shell 1 2 Flow Direction Downward Upward Connections In inch 1 @ 4.0260 1 @ 2.0690 Size & Out inch 1 @ 3.0680 1 @ 2.0690 Rating Liq. Out inch @ @ Tube No. 330 OD 0.7500 inch Thk(Avg) 0.0650 inch Length 15.417 ft Pitch 1.1250 inch Layout 60 Tube Type Plain Material CARBON STEEL Pairs seal strips 0 Shell ID 23.5000 inch Kettle ID inch Passlane Seal Rod No. 8 Cross Baffle Type PARALLEL SINGLE-SEG. %Cut (Diam) 25.8 Impingement Plate Circular plate Spacing(c/c) 7.8750 inch Inlet 16.5358 No. of Crosspasses 21 inch Rho-V2-Inlet Nozzle 861.54 lb/ft-sec2 Shell Entrance 788.57 Shell Exit 75.45 lb/ft-sec2 Bundle Entrance 34.40 Bundle Exit 5.03 lb/ft-sec2 Weight/Shell 7274.50 Filled with Water 10250.2 Bundle 3057.86 lb Notes: Thermal Resistance, % Velocities, ft/sec Flow Fractions Shell 37.56 Shellside 0.20 A 0.182 Tube 61.77 Tubeside 0.19 B 0.564 Fouling
0.00
Crossflow
0.30
C
0.058
Metal
0.67
Window
0.33
E F
0.139 0.057
Page 1
HEAT EXCHANGER RATING DATA SHEET
file Units
Service of Unit Unidad de Isopentano Item No. I-1501 Type AHS Orientation Horizontal Connected In 1 Parallel 1 Series Surf/Unit (Gross/Eff) 761.88 / 746.25 ft2 Shell/Unit 1 Surf/Shell (Gross/Eff) 761.88 / 746.25 ft2 PERFORMANCE OF ONE UNIT Fluid Allocation Shell Side Tube Side Gasolina de fondo Vapor Fluid Name Fluid Quantity, Total 1000-lb/hr 42.6675 3.3001 Vapor (In/Out) wt% 4.3 59.4 100.0 0.0 Liquid wt% 95.7 40.6 0.0 100.0 Temperature (In/Out) C 95.62 103.47 194.24 98.00 Density lb/ft3 0.7517 V/L 35.844 0.7552 V/L 36.061 0.4362 59.954 Viscosity cP 0.0084 V/L 0.148 0.0084 V/L 0.1492 0.0155 0.2881 Specific Heat Btu/lb-F 0.4878 V/L 0.621 0.4915 V/L 0.6226 0.6945 1.0065 Thermal Conductivity Btu/hr-ft-F 0.0119 V/L 0.0505 0.0121 V/L 0.0503 0.0220 0.3918 Critical Pressure psia Inlet Pressure psia 62.979 199.601 ft/sec 2.54 5.953e-2 Velocity Pressure Drop, Allow/Calc psi 5.000 0.052 10.000 0.453 Average Film Coefficient Btu/ft2-hr-F 213.67 134.36 Fouling Resistance (min) ft2-hr-F/Btu Heat Exchanged 3.3380 MM Btu/hr MTD (Corrected) 52.4 C Overdesign 50.12 % Transfer Rate, Service 48.01 Btu/ft2-hr-F Calculated 72.07 Btu/ft2-hr-F Clean 72.07 Btu/ft2-hr-F CONSTRUCTION OF ONE SHELL Sketch (Bundle/Nozzle Orientation) Shell Side Tube Side Design Pressure psig 450.000 450.000 19.2500 inch Design Temperature C 232.22 287.78 15.646 ft No Passes per Shell 4 2 Flow Direction Upward Downward Connections In inch 2 @ 8.0000 1 @ 2.0690 Size & Out inch 2 @ 12.0000 1 @ 1.0490 Rating Liq. Out inch @ @ Tube No. 248 OD 0.7500 inch Thk(Avg) 0.0650 inch Length 15.646 ft Pitch 0.9375 inch Layout 90 Tube Type Plain Material CARBON STEEL Pairs seal strips 2 Shell ID 19.2500 inch Kettle ID inch Passlane Seal Rod No. 0 Cross Baffle Type PERPEND. SINGLE-SEG. %Cut (Diam) 15.0 Impingement Plate None Spacing(c/c) 22.9877 inch Inlet 22.9877 No. of Crosspasses 4 inch Rho-V2-Inlet Nozzle 24.11 lb/ft-sec2 Shell Entrance 52.43 Shell Exit 152.73 lb/ft-sec2 Bundle Entrance 2.93 Bundle Exit 17.75 lb/ft-sec2 Weight/Shell 6168.10 Filled with Water 8247.01 Bundle 2070.99 lb Notes: Thermal Resistance, % Velocities, ft/sec Flow Fractions Shell 33.74 Shellside 2.54 A 0.012 Tube 64.88 Tubeside 5.953e-2 B 0.653 Fouling
0.00
Crossflow
1.93
C
0.250
Metal
1.38
Window
5.90
E F
0.086 0.000
Anexo N° 6
6
Hojas de datos
Dimensionamiento de una nueva torre De-isopentanizadora
151
1 2
LEGENDS Calgary, Alberta CANADA
3 4 5
Case Name:
C:\USERS\MARIA LOURDES OROPEZ\DESKTOP\CROMATOGRAFIA.H
Unit Set:
NewUser1
Date/Time:
Tue Sep 06 11:51:23 2011
6
Tray Sizing: Tray Sizing-1
7 8 9
SETUP
10 11
Tray Section:
Main TS @COL2
50.00 % *
Liquid Draw:
Sieve Tray Flooding Method:
Original Csb
12 13
Section_1
Section_2
14
Section Start
1__Main TS
35__Main TS
15
Section End
35__Main TS
50__Main TS
16
Internals
17
Mode
18
Active
On
Off
19
Status
Complete
Complete
20
Design Limit
21
Limiting Stage
Sieve
Sieve
Design
Design
Flooding
Flooding
35__Main TS
35__Main TS
22
SPECIFICATIONS
23 24
Section_1
Section_2
25
Section Start
1__Main TS
35__Main TS
26
Section End
35__Main TS
50__Main TS
27
Internals
28
Mode
29
Number of Flow Paths
30
Section Diameter
31
Tray for Properties
32
Tray Spacing
(in)
24.00 *
24.00 *
33
Tray Thickness
(in)
0.1880 *
0.1880 *
34
Foaming Factor
35
Max Delta P (ht of liq)
36
Max Flooding
37
Packing Correlation
38
HETP
39
Packing Type
Sieve
Sieve
Design
Design
---
---
---
---
(ft)
---
(%)
1.000 *
1.000 *
8.000 in *
8.000 in *
85.00 *
85.00 *
(ft)
40
---
---
---
---
---
TRAY INTERNALS
41 42
Section_1
Section_2
43
Section Start
1__Main TS
35__Main TS
44
Section End
35__Main TS
50__Main TS
45
Internals
46
Sieve Hole Pitch
47
Sieve Hole Diameter
48
Valve Mat'l Density
49
Sieve
Sieve
(in)
1.750 *
1.750 *
(in)
0.5000 *
0.5000 *
(lb/ft3)
---
---
Valve Mat'l Thickness
(in)
---
---
50
Hole Area (% of AA)
(%)
---
---
51
Valve Orifice Type
---
---
52
Valve Design Manual
---
---
53
Bubble Cap Slot Height
54
Side Weir Type
55
Weir Height
56
Max Weir Loading
57
Downcomer Type
58
Downcomer Clearance
(in)
2.000 *
2.000 *
59
Max DC Backup
(%)
50.00 *
50.00 *
60
Side DC Top Width
(in)
---
---
61
Side DC Bottom Width
(in)
---
---
62
Centre DC Top Width
(in)
---
---
63
Hyprotech Ltd. Licensed to: LEGENDS
(in)
---
---
Straight
Straight
(in)
1.500 *
(USGPM/ft)
120.0 * Sloped
1.500 * 120.0 * Sloped
Aspen HYSYS Version 2006 (20.0.0.6728)
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1 2
LEGENDS Calgary, Alberta CANADA
3 4 5
Case Name:
C:\USERS\MARIA LOURDES OROPEZ\DESKTOP\CROMATOGRAFIA.H
Unit Set:
NewUser1
Date/Time:
Tue Sep 06 11:51:23 2011
6
Tray Sizing: Tray Sizing-1 (continued)
7 8 9
Centre DC Bottom Width
(in)
---
---
10
O.C. DC Top Width
(in)
---
---
11
O.C. DC Bottom Width
(in)
---
---
12
O.S. DC Top Width
(in)
---
---
13
O.S. DC Bottom Width
(in)
---
---
14
TRAY RESULTS
15 16
Section_1
Section_2
17
Section Start
1__Main TS
35__Main TS
18
Section End
35__Main TS
50__Main TS
19
Internals
20
Section Diameter
21 22 23
Sieve
Sieve
(ft)
8.000
8.000
Max Flooding
(%)
69.68
69.71
X-Sectional Area
(ft2)
50.27
50.27
Section Height
(ft)
70.00
32.00
24
Section DeltaP
(psi)
3.021
1.697
25
NFP
26
Flow Length
27 28 29
Max Weir Load
30
2
2
(in)
37.59
37.55
Flow Width
(in)
80.65
80.64
Max DC Backup
(%)
40.49
40.52
(USGPM/ft)
73.29
73.74
Max DP/ Tray
(psi)
0.1078
0.1080
31
Tray Spacing
(in)
24.00 *
24.00 *
32
Total Weir Length
(in)
150.5
150.5
33
Weir Height
(in)
1.500 *
1.500 *
34
Active Area
(ft2)
42.11
42.06
35
DC Clearance
2.000 *
2.000 *
36
DC Area
(ft2)
4.794
4.818
37
Side Weir Length
(ft)
4.545
4.545
38
Hole Area
(ft2)
3.118
3.114
39
Estimated # of Holes/Valves
40
Relief Area
41 42
(in)
2286
2283
(ft2)
0.0000
0.0000
Relief - S
(in)
---
---
Relief - A
(in)
---
---
43
Relief - B
(in)
---
---
44
Side DC Top Width
(in)
8.500
8.500
45
Side DC Btm Width
(in)
6.500
6.500
46
Side DC Top Length
(ft)
4.545
4.545
47
Side DC Btm Length
(ft)
4.020
4.020
48
Side DC Top Area
(ft2)
2.188
2.188
49
Side DC Btm Area
(ft2)
1.473
1.473
50
Centre DC Top Width
(in)
7.819
7.890
51
Centre DC Btm Width
(in)
4.819
4.890
52
Centre DC Top Length
(ft)
8.000
8.000
53
Centre DC Btm Length
(ft)
8.000
8.000
54
Centre DC Top Area
(ft2)
5.213
5.260
55
Centre DC Btm Area
(ft2)
3.213
3.260
56
O.C. DC Top Width
(in)
0.0000
0.0000
57
O.C. DC Btm Width
(in)
0.0000
0.0000
58
O.C. DC Top Length
(ft)
7.600
7.600
59
O.C. DC Btm Length
(ft)
7.600
7.600
60
O.C. DC Top Area
(ft2)
0.0000
0.0000
61
O.C. DC Btm Area
(ft2)
0.0000
0.0000
62
O.S. DC Top Width
(in)
0.0000
0.0000
63
Hyprotech Ltd. Licensed to: LEGENDS
Aspen HYSYS Version 2006 (20.0.0.6728)
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1 2
LEGENDS Calgary, Alberta CANADA
3 4 5
Case Name:
C:\USERS\MARIA LOURDES OROPEZ\DESKTOP\CROMATOGRAFIA.H
Unit Set:
NewUser1
Date/Time:
Tue Sep 06 11:51:23 2011
6
Tray Sizing: Tray Sizing-1 (continued)
7 8 9
O.S. DC Btm Width
(in)
0.0000
0.0000
10
O.S. DC Top Length
(ft)
0.0000
0.0000
11
O.S. DC Btm Length
(ft)
0.0000
0.0000
12
O.S. DC Top Area
(ft2)
0.0000
0.0000
13
O.S. DC Btm Area
(ft2)
0.0000
0.0000
14
PACKED RESULTS
15 16
Section_1
Section_2
17
Section Start
1__Main TS
35__Main TS
18
Section End
35__Main TS
50__Main TS
19
Internals
20
Section Diameter
21 22 23
Sieve
Sieve
(ft)
8.000
8.000
Max Flooding
(%)
69.68
69.71
X-Sectional Area
(ft2)
50.27
50.27
Section Height
(ft)
70.00
32.00
24
Section DeltaP
(psi)
3.021
1.697
25
DP per Length
(inH2O/ft)
---
---
26
Flood Gas Velocity
(USGPM/ft2)
---
---
27
Flood Gas Velocity
(ft/s)
---
---
28
Estimated # Pieces of Packing
---
---
29
Estimated Mass of Packing
---
---
30
Estimated Packing Cost (US$)
---
---
31
HETP
---
---
32
HETP Correlation
---
---
33
Packing Correlation
---
---
34
Packing Type
(lb) (ft)
35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63
Hyprotech Ltd. Licensed to: LEGENDS
Aspen HYSYS Version 2006 (20.0.0.6728)
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