Separación de C10 de Una Mezcla de Parafinas Lineales - Daniel Pérez Esplá, Fco Javier Ruíz Jorge y María Velázquez Barbosa

2014
Daniel Prez Espl,

Fco. Javier Ruz Jorge y
Mara Velzquez
Barbosa
UCA

Separacin de C10 de una
mezcla de parafinas lineales
Separacin de C10 de una mezcla de parafinas lineales
2014

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Daniel Prez Espl, Fco. Javier Ruz Jorge y Mara Velzquez Barbosa

NDICE
1. MEMORIA GENERAL ............................................................................................................ 4
1.1. OBJETIVO ......................................................................................................................... 4
1.2. ANTECEDENTES ............................................................................................................. 4
1.3. PROPIEDADES DE LOS COMPONENTES ................................................................... 4
1.4. DIAGRAMA DE FLUJO................................................................................................... 5
2. MEMORIA DESCRIPTIVA ..................................................................................................... 5
2.1. DESCRIPCIN DE LA PLANTA .................................................................................... 5
2.1.1 Descripcin de la torre ................................................................................................. 5
2.1.2 Descripcin de las bombas ........................................................................................... 8
2.1.3. Descripcin de los equipos de transmisin de calor ........................................................ 9
2.1.3.1 PRINCIPALES TIPOS DE INTERCAMBIADORES DE ......................................... 10
CALOR EN LA INDUSTRIA. .............................................................................................. 10
2.1.3.2. ELECCIN DEL TIPO DE INTERCAMBIADOR PARA ...................................... 14
CADA SERVICIO. ............................................................................................................... 14
3. MEMORIA TCNICA ........................................................................................................... 17
3.1. INTRODUCCIN ........................................................................................................... 17
ANEXO I: DISEO DE LA COLUMNA .............................................................................. 17
1. ALIMENTACIN DE LA COLUMNA ........................................................................ 17
2. BALANCE GLOBAL DE ENERGA ............................................................................ 17
3. CONDICIN DE ALIMENTACIN ............................................................................... 19
4. DETERMINACIN DE ETAPAS MNIMAS, RELACIN DE REFLUJO Y DEL
NMERO DE ETAPAS DE EQUILIBRIO ......................................................................... 19
5. NMERO DE ETAPAS REALES .................................................................................... 26
5. DISEO DE PLATOS .................................................................................................... 27
ANEXO II: DISEO DE FONDOS ....................................................................................... 41
ANEXO III: SIMULACIN EN ASPEN HYSYS ................................................................. 42
1. SIMULACIN SIMPLE ................................................................................................. 42
2. SIMULACIN COMPLEJA ............................................................................................ 49
ANEXO IV: DISEO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR ........................................ 57
1. DISEO DEL CALDERN ............................................................................................ 57
2. DISEO DEL INTERCAMBIADOR PARA ALIMENTACIN ....................................... 60
3. DISEO DEL CONDENSADOR .................................................................................... 63
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ANEXO V: PLANOS ............................................................................................................. 67
1. PLANO DEL PROCESO ................................................................................................ 67
2. PLANO DE LA COLUMNA .......................................................................................... 68
3. PLANO DE PLATO ....................................................................................................... 69
4. PLIEGO DE CONDICIONES ................................................................................................ 70
5. PRESUPUESTO ..................................................................................................................... 72
BIBLIOGRAFA ......................................................................................................................... 75

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1. MEMORIA GENERAL
1.1. OBJETIVO
El objetivo de este proyecto el diseo de una columna de rectificacin
dedicada a la separacin de decano (C
10
) de una corriente de parafinas
lineales (C
9
-C
15
) en la industria petroqumica.
1.2. ANTECEDENTES

La principal funcin de las parafinas lineales es la produccin de LAB.
Este producto lineal, tras sulfonarse, mantiene las propiedades detergentes
y presenta una biodegradacin fcil y rpida, formando el sulfonato de
alquilbenceno lineal (LAS). Actualmente sigue siendo el tensioactivo
sinttico de mayor produccin mundial.
1.3. PROPIEDADES DE LOS COMPONENTES

Los componentes con los que se trabajarn durante todo el proyecto sern
una mezcla de parafinas lineales, especficamente, una mezcla de parafinas
de Nonano (C9) hasta Pentadecano (C15), las cuales presentarn las
siguientes propiedades:

Nonano Decano Undecano Dodecano Tridecano Tetradecano Pentadecano
Formula C
9
H
20
C
10
H
22
C
11
H
24
C
12
H
26
C
13
H
28
C
14
H
30
C
15
H
32

Masa
molar (g/mol) 128.26 142.29 156.31 170.34 184.37 198.39 212.42
Punto de
fusin (C) 53 30 26 9.6 5 5.5 9.9
Punto de
ebullicin (C) 151,000 174,000 196,000 216.2 234,000 253,000 268270
Densidad (g/ml) 0.718 0.73 0.74 0.75 0.756 0.763 0.769
Viscosidad (cP a
20 C) 0.711 0.92 - 1.35 - 2.18 -
Punto de
inflamabilidad (C) 31,000 46,000 60,000 71,000 102,000 99,000 132,000
Temperatura de
autoignicin (C) 205,000 210,000 - 205,000 - 235,000 -
Lmites de
explosividad 0.92.9%
0.8
2.6% - - - 0.456.5%

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1.4. DIAGRAMA DE FLUJO

El diagrama de flujo del presente proyecto es el que se muestra en la
siguiente imagen:

2. MEMORIA DESCRIPTIVA
2.1. DESCRIPCIN DE LA PLANTA

2.1.1 Descripcin de la torre

La unidad proyectada es una torre de rectificacin alimentada por una
corriente de parafinas lineales limpias de cualquier impureza (azufre,
compuestos aromticos y cclicos y parafinas ramificadas).

El caudal de entrada es igual a 50.000 kg/h con una composicin de 0,47%
de C9, 18,13 % de C10, 26,8 % de C11, 22,63 % de C12, 20,48 % de C13,
9,89 % de C14, 1,6 % de C15 (porcentajes molares) y una temperatura de
201 C.

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La alimentacin es aspirada por la bomba e impulsada hasta la entrada de la
columna, previo paso por el intercambiador de calor que la lleva a 232,2
C.

La alimentacin ya precalentada se introduce en el plato nmero 13
(enumerando desde la cabeza), donde se une con la corriente lquida
procedente de la zona de rectificacin. Ambas corrientes descienden por la
zona de agotamiento a la vez que se van empobreciendo en los
componentes ms voltiles y enriqueciendo en los ms pesados.

La corriente lquida que llega al fondo de la columna pasa al caldern ,
donde se generan dos corrientes en equilibrio: una de vapor que se retorna a
la columna, y una de lquido que se convierte en la corriente de colas W.

Esta corriente de fondo tiene un caudal de 40.200 kg/h y est compuesta
por parafinas desde decano hasta pentadecano con una composicin de:
C10 (0,1%), C11 (35,28%), C12 (28,48%), C13 (23,82%), C14 (10,69%) y
C15 (1,62%). La corriente posee una temperatura de 213,2 C.

La corriente de vapor que asciende por el interior de la columna a travs de
las zonas de agotamiento y enriquecimiento, aumentando la composicin
en voltiles y reduciendo los pesados. Esta corriente sale por cabeza y pasa
al condensador total, en el cual se condensa totalmente.

Dicho fluido se bifurca en dos corrientes, una que es aspirada por la bomba
de reflujo y reintroducida en la columna por encima del primer plato, y otra
que es transportada por una bomba hasta su almacenamiento final. Este
destilado, tiene un caudal de 9.800 kg/h, una composicin molar de 2,64 %
de C9, un 92,36% de C10 y un 5% de C11. La corriente posee una
temperatura de 173,4 C.

El objetivo principal de este proyecto era la completa separacin de C10 de
la mezcla de parafinas lineales mencionada hasta ahora, pero, observando
el comportamiento de este en la columna y debido a las volatilidades del
resto de componentes de la mezcla, la separacin completa no se producir
en esta torre, ya que el contenido de C9 siempre saldr por cabeza de
columna debido a que este es ms voltil que el C10.

En el desarrollo del proyecto se comenta que las simulaciones en el
programa Aspen Hysys proporcionan unos resultados muy parecidos a los
desarrollados en el clculo del diseo de la columna, por lo que se procedi
a realizar una prueba con este para observar cmo respondera el proceso si
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se introdujera la corriente de destilado en otra columna para obtener una
corriente ms pura en el componente deseado (C10). Los resultados
obtenidos en esta simulacin fueron inaceptables, ya que, para obtener una
nueva corriente de cabeza con una composicin de 97% de C10 seran
necesarios 73 platos tericos, que haciendo uso de la eficacia de plato
llegaran a un total de 115 platos aproximadamente.

Por lo tanto, se ha considerado que este proceso no era rentable, ya que el
aumento era insignificante comparado con el desembolso econmico que
sera necesario para el desarrollo de esta torre.

2.1.1.1 Reglamentes y cdigos de diseo

El cdigo seguido en este proyecto para el diseo de la columna de
destilacin es el ASME (American Society of Mechanical Engineers Boiler
and Pressure Vessels Code), y en particular, la Seccin VIII relativa a
recipientes a presin (Divisin 1), la cual establece las normas mnimas de
construccin.

El diseo mecnico de la columna, tambin se rige por el Reglamento de
Aparatos a Presin y su ITC MIE-AP6 relativa a refineras de petrleo y
plantas petroqumicas. Adems, dicha ITC establece que los aparatos
incluidos en su campo de aplicacin cumplirn tambin las
especificaciones que se indican en el Reglamento de Instalaciones
Petrolferas y su ITC MI-IP 01 Refineras, ya que las disposiciones del
presente proyecto se encuentran prximas a una refinera.

2.1.1.2 Material de la columna

Tanto para la envolvente como para los platos que conforman la columna,
se selecciona el acero al carbono SA 285 Gr C. Se trata de uno de los
aceros ms usados en la industria y, a la vez, uno de los ms econmicos
apropiados para dicha aplicacin. Adems, se ha decido usar este en vez de
otros, como el SA-240 (AISI 316) ya que los fluidos circulantes no
producen corrosin, o como el SA-283 C, porque las temperaturas lmite
necesitan ser mayores de 600 F, siendo el lmite del material elegido 900
F.

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2.1.1.3 Accesorios externos.

Boca de hombre.

Se instalarn bocas de hombre de 24 pulgadas de dimetro encima
del plato superior y debajo del plato de alimentacin, adems de en
aquellas alturas necesarias para que la distancia entre bocas de
hombre no sea superior a 6 m.

Escaleras y plataformas.

La columna dispone de una escalera paralela a la columna. Junto con
ella, se encuentran varias plataformas de descanso desplazadas
horizontalmente y situadas a la altura de las bocas de hombre. Estas
plataformas disponen de una barrera de seguridad.

2.1.2 Descripcin de las bombas

Las bombas son los dispositivos fsicos que se emplean para transportar
lquidos desde una posicin a otra, a travs de las conducciones, los
accesorios y los equipos, mediante la adicin de energas cintica y
potencial a stos.

En la lnea de proceso que se disea en el Presente Proyecto se requiere la
implantacin de seis bombas para la impulsin de los fluidos que
intervienen en el proceso, tres de ellas sern auxiliares.

La primera es la encargada de impulsar la alimentacin de parafinas
lineales hasta la columna de destilacin, pasando por el intercambiador de
calor de acondicionamiento de la corriente.

Las dems bombas son las encargadas de la extraccin de las corrientes de
destilado y cola.

Cada bomba dispone de una bomba de emergencia con igual especificacin
(conectada al sistema mediante un by-pass, aislado con las vlvulas de
corte cerradas), que se pondr en funcionamiento en situaciones de fallo de
la bomba principal o cuando sta est en proceso de mantenimiento o
reparacin, pero su funcionamiento siempre ser alternativo.

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Se emplearn bombas centrfugas, debido a su bajo coste y a que el
mantenimiento es mnimo. Las bombas centrfugas son bombas de energa
cintica, que aprovechan el giro de un elemento impulsor denominado
rodete a elevada velocidad dentro de una carcasa. Son bombas adecuadas
para caudales muy variables y presiones medias y grandes. En este tipo de
bombas el fluido se agita en exceso.

Para la eleccin de las bombas se han tenido en cuenta varios parmetros,
como la altura neta de succin positiva, el caudal de trabajo y la altura til
de la misma.

NPSH: Es un parmetro que nos permite saber si se producir el
indeseable fenmeno de cavitacin que impida el correcto
funcionamiento de la bomba. La NPSH disponible debe ser como
mnimo igual (aunque es muy recomendable que sea mayor) a la
NPSH requerida para asegurarnos de que no se produce dicho
fenmeno.

Caudal de trabajo: Las bombas elegidas deben tener una capacidad
de, al menos, igual valor que el caudal de lquido impulsado, aunque
de nuevo se recomienda que tenga una capacidad mayor.

La altura til deber ser mayor que la prdida de carga producida
entre el punto de aspiracin de la bomba y el punto final. De nuevo,
aunque sera correcto utilizar exactamente el mismo valor,
convendra sobredimensionarla por si se produce una subida
inesperada de la prdida de carga.

2.1.3. Descripcin de los equipos de transmisin de calor

Los intercambiadores de calor son aparatos que facilitan la transferencia de
calor entre dos fluidos que se encuentran a temperaturas diferentes y evitan,
al mismo tiempo, que se mezclen entre s.

Los equipos de transmisin de calor son una parte indispensable en
cualquier proceso en la industria qumica. Su principal objetivo es
acondicionar las corrientes para que todos los fluidos se encuentren en el
estado y en las condiciones ptimas para que la eficacia de las operaciones
sea mxima.

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Los intercambiadores de carcasa y tubos son los equipos de transmisin de
calor de mayor difusin y uso en la industria petrolera y petroqumica, ya
que son compactos y eficientes. En el presente proyecto se pueden
distinguir, segn la funcin que desempean, dos tipos de equipos de
carcasa y tubos. En primer lugar, el caldern, cuya funcin es vaporizar
parcialmente la corriente de fondo de la columna para luego recircularla a
esta. Y por otro lado, el denominado intercambiador lquido-lquido, cuya
misin se centra en acondicionar trmicamente la alimentacin principal
para su entrada en el proceso. Ambos equipos utilizan como medio de
calentamiento aceite trmico Therminol 66, un fluido en estado lquido que
transmite calor ofreciendo un rendimiento excepcional.

2.1.3.1 PRINCIPALES TIPOS DE INTERCAMBIADORES DE
CALOR EN LA INDUSTRIA.

Los intercambiadores de calor ms utilizados en la industria son los
siguientes:

I ntercambiadores de calor de doble tubo:

Estn constituidos por dos tubos concntricos, por los que circula un fluido
por el interior del tubo interior y otro fluido por el espacio anular.
Intercambian calor a travs de la pared que separa los dos fluidos. Pueden
funcionar en paralelo (los dos fluidos en el mismo sentido) o
contracorriente (sentidos opuestos).

Las ventajas de estos intercambiadores son las siguientes:

- Fciles de desmontar.
- Operando en contracorriente se obtienen altos rendimientos.

Entre sus inconvenientes se encuentran:

- Riesgos de fugas en los empalmes.
- Flexin del tubo interior, si es demasiado largo.
- Superficies de transferencia pequea en relacin con el volumen global
del aparato, como consecuencia del radio mnimo de los codos, que limita
la aproximacin de los tubos.

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La presin mxima de trabajo es de 300 bares para el tubo exterior y 1.400
bares para el lado interior. El rango de temperatura est entre -100C hasta
600C.

I ntercambiadores de calor de placas.

Los intercambiadores de calor a placas consisten en delgadas planchas
corrugadas, empaquetadas o bien soldadas con cobre. Las placas son
apretadas unas contra otras formando un paquete de placas dentro de un
bastidor, en el que el flujo de producto se encuentra en canales alternos y el
servicio entre los canales del producto.

Estos intercambiadores presentan ventajas frente a los dems como, por
ejemplo:

- Tienen mayor tasa de transferencia de calor.
- Producen menos ensuciamiento.
- Son ms fciles de limpiar.
- Son de ms fcil mantenimiento.
- Ocupan menos espacio.

Entre las desventajas, se encuentra:

- Los fluidos son limitados por la resistencia qumica de las placas y las
juntas, as como por la temperatura de trabajo.
- El intervalo de presin en los conductos o aberturas de las placas, limitan
el caudal que fluye a travs de ellas.
- Son muy caros.

El rango de presin idneo para el funcionamiento de estos
intercambiadores se comprende entre 25 y 40 bares. Las temperaturas
pueden varias entre -40C hasta 200 C.

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I ntercambiadores de calor de carcasa y tubos:

Este tipo de intercambiadores estn compuestos por una carcasa cilndrica
en cuyo interior se dispone un haz de tubos de pequeo dimetro,
paralelamente al eje del cilindro, un fluido se hace circular por el interior
de los tubos, mientras que el segundo fluido circula por el interior de la
carcasa baando los tubos del haz por su parte exterior.

Estos intercambiadores son los ms extendidos por diversas razones:

- Presentan una gran facilidad de limpieza y mantenimiento.
- Tienen una gran superficie de transferencia.
- Son idneos para intercambio de calor de productos de elevado caudal.
- Se pueden usar para prcticamente cualquier intercambio entre dos
fluidos, incluyendo aquellos con cambio de fase.
- Se adaptan a flujos monofsicos y bifsicos, altas y bajas presiones, altas
y bajas temperaturas, fluidos corrosivos o no.

La presin mxima de trabajo es de 300 bares para el lado de la carcasa y
1400 bares para el lado de los tubos. El rango de temperatura est entre -
200C hasta 600C.

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I ntercambiadores de calor enfriados por aire

Consisten en una serie de tubos situados en una corriente de aire, que puede
ser forzada con ayuda de un ventilador para mejorar la transferencia de
calor. Los tubos suelen tener aletas para aumentar el rea de transferencia
de calor.

La seleccin de un intercambiador enfriado por aire frente a uno enfriado
por agua es una cuestin econmica o de requerimientos del proceso, hay
que consideran gastos de enfriamiento del agua, potencia de los
ventiladores y la temperatura de salida del fluido a refrigerar.

La presin mxima de trabajo es de 300 bares para el tubo exterior y 1.400
bares para el lado interior. El rango de temperatura est entre -200C hasta
600C.

La presin mxima de trabajo en este tipo de intercambiador de calor es de
500 bares y, su temperatura mxima, 600C.

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2.1.3.2. ELECCIN DEL TIPO DE INTERCAMBIADOR PARA
CADA SERVICIO.

Los principales factores que se deben tener en cuenta en la eleccin de un
tipo dado de intercambiador para un servicio concreto son los siguientes:
- Temperaturas de trabajo, y estado de los fluidos.
- Presiones de las corrientes y prdidas de presin admisibles.
- Caudales de los fluidos.
- Posibilidades de ensuciamiento del aparato.
- Accin corrosiva de los fluidos.
- Espacio disponible para la instalacin.
- Factor econmico.

Se explica a continuacin la eleccin de cada uno de los intercambiadores a
disear en el presente Proyecto.

2.1.3.2.1. Caldern

El intercambiador de calor que se elige como equipo auxiliar de la torre de
rectificacin es de tipo carcasa y tubos. En ste, se vaporiza parcialmente la
corriente lquida de salida de la torre, mediante una corriente de aceite
calefactor que circula por los tubos, para luego recircularla a la columna.
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Se compone de un conjunto de tubos en U y de un vertedero a la derecha
que mantiene el lquido hirviente sobre los tubos. El vapor sale por la
tobera superior y el lquido caliente por la tobera inferior. Utiliza como
medio de calentamiento aceito trmico Therminol 66, un fluido en estado
lquido que transmite calor con un elevado rendimiento.

Al caldern llega la corriente de lquido procedente del ltimo plato de la
torre a 210,3 C con el objetivo de empobrecer la corriente de salida de la
columna en los componentes ms voltiles y con ello conseguir una mejor
separacin.

La corriente sale a 215,3 C, utilizando para ello el aceite trmico
THERMINOL 66.

Las propiedades del lquido calefactor utilizado son las siguientes:

Viscosidad media (fc): 0,340 cP
Densidad media (fc): 777 kg/m
3

Temperatura de entrada (Tc,o): 320,0 C
Temperatura de salida (Tc,L): 290,0 C
Temperatura media (Tf,m): 305,0 C
Calor de vaporizacin (): 276,00 kJ/kg
Capacidad calorfica (Cp): 2,72 kJ/kg K
Conductividad trmica (K): 0,0896 W/m K

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Todos estos datos han sido obtenidos tanto del simulador Hysys como de la
hoja de especificaciones del Therminol 66 con la temperatura media entre
las corrientes de entrada y salida.

2.1.3.2.2. I ntercambiador de acondicionamiento de la alimentacin

La funcin de este equipo es calentar la alimentacin de entrada a la
columna desde 201C hasta 232,2 C. La presin de operacin es igual a 2
bares.

El lquido de calefaccin utilizado en este caso, al igual que en el caldern,
ser en Therminol 66, con las mismas propiedades anteriormente
mencionadas.

Entre las opciones disponibles se descarta el uso de intercambiadores de
placas, ya que la temperatura del equipo a disear es mayor que la
permisible.

Por lo que se debe elegir entre un equipo de carcasa y tubos y uno de doble
tubo, ya que si cumple las especificaciones de temperatura y presin.

Debido a que la superficie de transferencia en relacin con el tamao del
equipo es pequea en los intercambiadores de doble tubo, se decide instalar
un equipo de carcasa y tubos. Adems, son los ms utilizados en la
industria petroqumica.

2.1.3.2.3. Condensador total de la columna

Condensa totalmente el vapor que sale de la cabeza de la torre a una
temperatura de 173,4 C y a una presin de 1 bar.

La seleccin de un intercambiador enfriado por aire frente a uno enfriado
por agua es una cuestin econmica o de requerimientos del proceso, hay
que consideran gastos de enfriamiento del agua, potencia de los
ventiladores y la temperatura de salida del fluido a refrigerar. Por lo tanto,
se selecciona un equipo aerorefrigerante.

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3. MEMORIA TCNICA

3.1. INTRODUCCIN

En el presente proyecto, como se mencion anteriormente en la memoria,
se dispone a disear una columna de rectificacin para la separacin del
decano de una mezcla de parafinas lineales. Debido a la mezcla de
parafinas que se posee inicialmente, la separacin de una corriente pura en
decano no ser posible con una sola unidad de rectificacin, por lo que ser
necesaria una columna posterior para cumplir este objetivo. El diseo de
este proyecto se centrar solo en el diseo de la primera de las columnas.

Para la realizacin del diseo de la columna primero se realizaron todos los
clculos en el programa Microsoft Excel y despus se hizo uso del
programa de simulacin llamado Aspen HYSYS (lo cual se solicitaba en
los objetivos del proyecto). Este programa es una herramienta de
simulacin de procesos lder en el mercado y especialmente indicado para
la industria petroqumica. Este facilita la labor de los ingenieros aportando
resultados rpidos, optimizados y rigurosos.

ANEXO I: DISEO DE LA COLUMNA

1. ALIMENTACIN DE LA COLUMNA

La alimentacin que entra en la columna, F, lo hace a razn de 301,9
kmol/h, con una composicin del 18,13% molar de decano, a una presin
de 2 bar y a su temperatura de ebullicin (232,2C).

2. BALANCE GLOBAL DE ENERGA

Se realizan una serie de consideraciones para poder calcular todo lo
anteriormente descrito:

La numeracin de los platos se realizar desde la parte superior a la
inferior.

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Las corrientes de entrada y de salida en cada plato estarn en
equilibrio.

El funcionamiento de la columna es en continuo, por lo que los
caudales de entrada y salida permanecern constantes.

La especificacin para esta columna es la siguiente:

Lograr extraer la mayor cantidad posible de decano en la corriente de
destilado segn las condiciones de operacin que se le impongan a la
columna. Esto se traduce en conseguir al menos los siguientes resultados:

Una corriente de Destilado con un porcentaje de al menos un 90% de
decano.
Una corriente de Cola con un porcentaje menor o igual al 5% de
decano.

Las ecuaciones utilizadas para el desarrollo de este balance son las
siguientes:

Siendo:

F, el caudal de alimentacin de la torre (kmol/h).
D, el caudal de destilado que abandona la torre por cabeza (kmol/h).
W, el caudal que se extrae del fondo de la columna (kmol/h).
xi, la composicin molar de cada componente en cada corriente.

A continuacin se muestran los resultados obtenidos en el balance y su
conversin en caudales msicos.

Unidades Alimentacin Destilado Fondos
Kmol/h 301,9 68,7 233,2
Kg/h 50000 9801 40199

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3. CONDICIN DE ALIMENTACIN

Dependiendo de la forma en que entre la alimentacin, el nmero de platos
o equilibrios necesarios para la separacin se modifica. Por ello definimos
la condicin de alimentacin .

Los valores que toma este parmetro son los siguientes:

Lquido saturado: = 1
Vapor saturado: = 0
Mezcla lquido-vapor: = (0,1)
Lquido subenfriado: > 1
Vapor subenfriado: < 1

Como la alimentacin entra en la columna a su temperatura de ebullicin,
podemos decir que la condicin de alimentacin, , tendr un valor = 1.

4. DETERMINACIN DE ETAPAS MNIMAS,
RELACIN DE REFLUJO Y DEL NMERO DE ETAPAS
DE EQUILIBRIO

El mtodo FUG es el ms utilizado en el caso de columnas de destilacin
multicomponente. Se trata de un mtodo aproximado basado en una
secuencia de clculo propuesta por Fenske, Underwood y Gilliland para la
obtencin del nmero de platos tericos mnimos, la relacin de reflujo
mnima y nmero de platos tericos, respectivamente.

La columna se dividir en dos secciones: una de rectificacin y otra de
agotamiento. La divisin se muestra en la siguiente figura:

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Adems, para trabajar con una columna multicomponente se debe
considerar un comportamiento igual al de una columna binaria basada
nicamente en dos componentes claves: el ligero y el pesado. Por lo tanto
se define un componente clave como aquel que aparece en una cantidad
apreciable en ambos productos, mientras que los restantes componentes, los
no claves, solo aparecen en una de las corrientes de salida.

4.1. Nmero mnimo de etapas

Para una separacin dada de dos componentes clave de una columna
multicomponente, es posible deducir una expresin exacta para el nmero
mnimo de etapas de equilibrio que se necesitan. Fenske propone una
expresin para determinar el nmero mnimo de etapas, la cual se muestra a
continuacin:

Donde
m
es la media logartmica entre as volatilidades relativas entre la
cabeza y la corriente de cola. La expresin
m
es la siguiente:

Siendo:

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xD(LK): la composicin en el destilado del componente clave ligero
(n-C10).
xD(HK): la composicin en el destilado del componente clave
pesado (n-C11).
x
W
(LK): la composicin en la corriente de colas del componente
clave ligero (n-C10).
x
W
(HK): la composicin en la corriente de colas del componente
clave pesado(n-C11).

El clculo de las volatilidades relativas, tanto de la corriente de destilado,
alimentacin y corriente de cola, se hallan como el cociente entre la
volatilidad de cada componente y la volatilidad del clave pesado.

Donde:

(ij )F es la volatilidad relativa de la corriente de alimentacin.
(ij )D es la volatilidad relativa de la corriente de destilado.
(ij )C es la volatilidad relativa de la corriente de cola.
(Ki )F es la volatilidad del componente i de la corriente de
alimentacin.
(Ki )D es la volatilidad del componente i de la corriente de destilado.
(Ki )W es la volatilidad del componente i de la corriente de cola.
(K
HK
)F es la volatilidad del componente clave pesado de la corriente
de alimentacin.
(K
HK
)D es la volatilidad del componente clave pesado de la
corriente de destilado.
(K
HK
)W es la volatilidad del componente clave pesado de la
corriente de cola.

Los valores de K en todas las corrientes se obtienen a partir del simulador
HYSYS. En un apartado que se mostrar ms adelante se presenta el
procedimiento de obtencin de estos datos.

2014

22

A continuacin se muestra una tabla que recoge los valores de volatilidad,
volatilidad relativa de cada corriente, obtenidos tanto del simulador como
de las ecuaciones mostradas anteriormente:

componentes (Ki)f (Ki)d (Ki)w (ij)f (ij)d (ij)w
n-C9 2,623 1,734 3,771 2,278 2,953 2,501
n-C10 1,724 1,001 2,366 1,497 1,705 1,569
n-C11 1,152 0,587 1,508 1,000 1,000 1,000
n-C12 0,775 0,353 0,974 0,673 0,602 0,646
n-C13 0,508 0,203 0,608 0,441 - 0,403
n-C14 0,324 - 0,367 0,281 - 0,243
n-C15 0,231 - 0,253 0,201 - 0,168

Con todos estos datos se obtiene un valor de
m
= 1,635.

Los datos de composicin molar de cada componente se obtienen del
balance de materia mencionado anteriormente, los cuales se adjuntan en la
siguiente tabla:

componentes Xf Xd Xw
n-C9 0,005 0,023 0
n-C10 0,181 0,910 0,001
n-C11 0,268 0,050 0,318
n-C12 0,226 0 0,283
n-C13 0,205 0 0,256
n-C14 0,099 0 0,124
n-C15 0,016 0 0,020
TOTAL 1 1 1

Y finalmente, con la ecuacin de Fenske, se calcular el nmero mnimo de
platos:

2014

23

4.2. Relacin de reflujo mnima

El reflujo mnimo se define como la relacin mnima entre el vapor que
sale de la cabeza de columna y el lquido condensado que retorna a esta. Es
decir, el reflujo cuando se retira la mayor cantidad posible de destilado.

Para estimar el reflujo mnimo hay que considerar las zonas invariantes o
de contacto en la que el nmero de platos se hace infinito y no vara la
composicin de plato a plato. En el caso de los sistemas multicomponente
pueden ocurrir varias situaciones: que tengan un punto de contacto (clase 1)
o que tengan dos puntos de contacto (clase 2). Para la clase 1, todos los
componentes de la alimentacin se distribuyen entre las corrientes de
cabeza y cola. Para los de clase 2, uno o ms de los componentes solamente
aparecen en uno de los productos. En este caso varios componentes solo
aparecen en el fondo de columna, por lo que se dice que tiene dos puntos
de contacto.

La ecuacin de Underwood para el clculo de la relacin de reflujo mnima
es la siguiente:

Que tambin se podr expresar como:

Siendo cada parmetro:

(L/D)min: la relacin de reflujo mnima.
X
Di
: la composicin en la corriente de destilado de cada componente.
X
Fi
: la composicin en la corriente de alimentacin de cada
componente.

: la volatilidad relativa del compuesto tomado como
referencia.
: la condicin de alimentacin.
: parmetro de la ecuacin de Underwood para resolver el clculo
iterativo.

2014

24

Es necesario tomar un compuesto como referencia que suele ser el
componente pesado y en este caso es el decano.

Para determinar el factor , se necesitan los siguientes datos:

componentes Xf (ij)f
n-C9 0,005 2,278
n-C10 0,181 1,497
n-C11 0,268 1,000
n-C12 0,226 0,673
n-C13 0,205 0,441
n-C14 0,099 0,281
n-C15 0,016 0,201

Debido a la gran cantidad de trminos que incluye esta ecuacin se ha
recurrido al uso de la hoja de clculo Excel en la que se realiz el clculo
iterativo del parmetro obteniendo para este un valor de 1,27.

Una vez conocido el valor de se procede al clculo del reflujo mnimo
con la ecuacin mencionada anteriormente, obteniendo un valor del reflujo
mnimo de 4,186.

Para columnas intermedias con un nmero medio de etapas se considera
que la ptima se obtiene como 1,30 veces la relacin mnima, aunque
dependiendo del nmero de etapas puede variar entre 1,10 y 1,50. Por lo
tanto el valor de la relacin de reflujo externa ser:

4.3. Nmero de etapas de equilibrio

Para el clculo de las etapas de equilibrio se podra emplear la correlacin
de Gilliland mediante clculo grfico, pero en este caso se utilizar la
ecuacin de ajuste de Molokanov:

2014

25

Aplicando estas correlaciones, los parmetros necesarios se y realizando la
interpolacin necesaria para el clculo se obtuvieron los siguientes datos:

El valor obtenido para el parmetro X = 0,19954.
Los valores obtenidos en la interpolacin son los siguientes:
N
supuesto
N
calculado
18,0 26,4
26,4 30,2
30,2 32,0
32,0 32,8
32,8 33,2
33,2 33,4
33,4 33,5
33,5 33,5
33,5 33,5

Por lo que el valor del parmetro N = 34 platos.
4.4. Localizacin del plato de alimentacin

Si se quiere obtener de manera aproximada el plato ptimo en el que debe
ser introducida la alimentacin se recurre a la siguiente ecuacin emprica
propuesta por Kirkbride donde se estima la relacin existente entre el
nmero de platos tericos existentes en la zona de rectificacin y el
existente en la de agotamiento.

2014

26

5. NMERO DE ETAPAS REALES

En una torre de destilacin real no se llega a alcanzar el equilibrio entre el
lquido y el vapor en cada plato. La composicin del vapor que sale del
plato es menor que la del equilibrio y la del lquido mayor. Por esta razn,
rickamer y Bradford proporcionaron una sencilla relacin emprica de la
eficacia global (Eg) de la columna de hidrocarburos de petrleo,
relacionando la eficacia de la columna con la viscosidad media de la
alimentacin:

Donde:

Xi,F: es la fraccin molar de cada componente en la alimentacin.
i,F: es la viscosidad dinmica del lquido a la temperatura promedio
de la columna (cP).
w: es la viscosidad dinmica del agua a 20C (cP).

La viscosidad se determina mediante el uso del simulador Hysys,
obteniendo los siguientes valores:

Componente
Viscosidad
(cP)
c9 0,1674
c10 0,1671
c11 0,1638
c12 0,1599
c13 0,165
c14 0,159
c15 0.1599

La viscosidad total se halla con la media ponderada de estas viscosidades
entre la viscosidad dinmica del agua a 20C (w = 1,002 cP). Este
sumatorio es igual a:

2014

27

Que sustituyendo en la expresin anterior se obtiene un valor de efiacia de
plato de:

De esta manera el nmero de platos reales que requiere la columna se
obtiene con la siguiente ecuacin:

5. DISEO DE PLATOS

El clculo del diseo de platos se realizar primero para el ltimo plato de
la zona de agotamiento y luego se seguir un proceso similar para el
clculo del resto de los platos ya que este ser el plato que peores
condiciones soportar, es decir, el plato que soportar un mayor caudal
volumtrico de gas, Qv, por lo tanto mayor valor del rea neta, An, y
seccin de la columna, T.

5.1. Datos de flujo

Para el clculo de las partes ms significativas de los platos que conforman
la columna multicomponente, es necesario conocer una serie de parmetros
que nos proporciona directamente el simulador HYSYS.

5.1.1. Plato ms desfavorecido de la seccin de agotamiento (52)

Las propiedades necesarias son las siguientes:

2014

28

Liquido Vapor
peso
molecular g/mol 172,384 166,110
densidad
molar kmol/m^3 3,451 0,026
densidad
msica kg/m^3 594,884 4,350
Tensin
superficial N/m 0,010 -
viscosidad Pa s 0,000 0,000

Para obtener las dimensiones caractersticas de la torre se va a tener en
cuenta una serie de suposiciones que luego se comprueban para poder ver
si es correcto el diseo de esta.

Las dimensiones caractersticas que se supondrn para la primera iteracin
son las siguientes:

do, siendo ste el dimetro de orificio de platos, igual a un valor de
0,0045m.
Un espaciado entre los platos de 0,6m.
El espesor de plato se relaciona con el dimetro de orificio a travs
de la siguiente tabla obtenida de la bibliografa, teniendo en cuenta
que en la columna se trabaja con acero inoxidable.

43 , 0 =
o
d
e
, por lo que el espesor del plato ser de 0,0019mm.

2014

29

Distancia entre agujeros o pitch, p, se considera 2,5do, por lo que el valor
resultante queda 0,01125 m. Se supone el pitch ms pequeo posible
(entero), para tener el mximo de perforaciones, en este caso 12mm.
De aqu la relacin de reas ser:

1 , 0 1275 , 0
'
907 , 0
2
0 0
> =
|
|
.
|
\
|
=
p
d
A
A
a

Valores lmites superior e inferior del flujo de vapor:

El lmite superior queda determinador por el punto de inundacin o la
velocidad a partir de la cual el arrastre se hace excesivo, mientras que el
lmite inferior estar determinado por la velocidad del flujo de vapor que
provoque el fenmeno de lloriqueo.

Lmite superior:

Para evaluar este lmite superior, se calcular la velocidad de inundacin,
VF, fenmeno indeseable en el funcionamiento de la columna.

=Velocidad de inundacin (m/s).

= Coeficiente de inundacin.

=densidad del vapor (Kg/m3).

=densidad del lquido (Kg/m3).

El coeficiente de inundacin de define como:

2 , 0
020 , 0
1
log |
.
|
\
|
(
+ =
0
| o
PF
C
F

Donde los parmetros y dependen de la relacin A
0
/Aa:

Para t= 0,6 y (A
0
/A
a
) > 0,1:

015 , 0 0304 , 0
01173 , 0 0744 , 0
+ =
+ =
t
t
|
o

2014

30

Como el valor resultante de (A
0
/A
a
) es 0,1275 se pueden utilizar las
correlacione empricas expuestas anteriormente.

03324 , 0 015 , 0 6 . 0 0304 , 0
05637 , 0 01173 , 0 6 . 0 0744 , 0
= + =
= + =
|
o

Si el valor de PF presenta un valor inferior a 0,1, CF tomar el valor de 0,1.

En este caso PF tiene la siguiente ecuacin:

1 , 0 07224 , 0
88 , 594
350 , 4
5 , 62214
25 , 109229
'
'
5 , 0 5 , 0
< = |
.
|
\
|
=
|
|
.
|
\
|
=
L
V
V
L
PF

Por lo tanto ya se puede calcular el parmetro de flujo:

0779 , 0
020 , 0
0099 , 0
03324 , 0
1 , 0
1
log 05637 , 0
2 , 0
= |
.
|
\
|
(
+ =
F
C

Finalmente, la velocidad de inundacin, VF, tendr un valor de:

Una vez fijada la velocidad mxima a la que puede trabajar la columna, se
podr calcular la velocidad del vapor a travs del rea neta, que para
lquidos que no hacen espumas se calcular como un 80-85% de la
velocidad de inundacin anteriormente calculada y un 75% de sta para
aquellos que hacen espuma.

En este caso se tomar el 85% de la velocidad de inundacin, puesto que no
hacen espumas.

2014

31

Lmite inferior

Este viene dado por la velocidad del vapor a travs del orificio por debajo
de la cual se produce un excesivo lloriqueo, VVM. Para ello se calcular a
travs de la siguiente expresin

ste se calcular posteriormente una vez que se determine cul ser el
dimetro de plato que se utilizar.

Altura del derramadero, W:

De forma genrica, se utilizar el valor de la dcima parte de la separacin
entre los platos (t/10). Un aumento en la altura del rebosadero incrementa
la eficacia del plato pero a expensas de un aumento en la cada de presin.
Valores tpicos son de 50 mm, variando para el caso de destilacin a vaco
entre 0-25 mm y para absorbedores (100 mm). Para el caso de
derramaderos rectangulares rectos en platos de flujo transversal, se
recomienda una longitud de vertedero, W, entre 0,6 y 0,8 veces el dimetro
de la torre, T. El valor tpico utilizado es de 0,7T, aunque se ha utilizado
0,8T.

reas de las diferentes secciones del plato:

Dentro del rea total del plato, At, encontramos distintas zonas:

El rea ocupada por el vertedero, AV: tanto de descenso del plato
superior, como de salida del lquido al plato inferior.
El rea neta, AN: rea total del plato menos lo ocupado por los
vertederos.
El rea de vigas, Avig: el plato estar soportado por unas vigas (dos
con el largo del vertedero y una con el dimetro de la torre)
El rea activa o rea de burbujeo, Aa: el rea neta menos el rea de
las vigas.
El rea de cada perforacin circular, A
0
: relacionada con el dimetro
de la perforacin, do.

Clculo del rea transversal neta (An):

2014

32

A partir de la siguiente consideracin geomtrica se podr establecer una
relacin entre el rea total del plato y el rea del vertedero:

t
) ( 1
180
2
T
W
T
W
T
W
arcsen
A
A
T
v

=

088 , 0
7 , 0 1 7 , 0
180
7 , 0
2
=
=
t
arcsen
A
A
T
v

A partir del dato anterior y de esta ecuacin:

) 088 , 0 ( 2 567 , 5 2
T v n T
A A A A + = + =

Se obtienen los siguientes parmetros:

-Av=0,5836 m
2
-At=6,7399 m
2

Con estos datos obtenidos ser posible determinar el dimetro de la torre:

Debido a que el dimetro obtenido no es un dimetro de construccin
comercial se tomar un valor superior a ste que s lo sea, en este caso el
valor es de 3 m. A partir de ste podrn recalcularse todas las reas y
parmetros necesarios para el diseo de la columna.

Comprobaciones:

ok
s
m
T
Q
L
015 , 0 0091 , 0
2
s =
ok
s
m
W
Q
L
015 , 0 013 , 0
2
s =
2014

33

Puesto que el dimetro de torre da correcto se pasara al clculo del
espaciamiento entre platos real, a travs de la tabla anterior:

Por lo tanto el dimetro de la torre ser de 3 m y un espaciamiento de
0,75m.

Debido a este cambio de dimetro del plato, tambin ser necesario volver
a recalcular las reas anteriormente calculadas, y adems se podr calcular
el lmite inferior del flujo de vapor anteriormente indicado y la altura del
derramadero.

El lmite inferior de vapor queda determinado por la siguiente ecuacin:

Donde z:

2014

34

Se consider anteriormente que para calcular la longitud del derramadero
se utilizara un valor de 0,7 T, por tanto el resultado sera de: W=2.1m

La distancia entre los vertederos, Z, se obtiene a travs de la distancia
desde el centro del plato al vertedero:

x=0,3562T=1.068 m
Como Z=2x=2*1.068=2.137 m

Ya se procede al recalculo de las reas, conociendo el nuevo espaciamiento
entre platos, con las mismas frmulas que anteriormente se han utilizado,
quedando por tanto como resultados:

AN AT AV
4,7363m
2
5,734m
2
0,498m
2

La relacin Av/At podr ser calculada a partir del dimetro obtenido con la
relacin de la tabla:

2014

35

Puesto que nuestro dimetro de columna es 3m cogeremos la relacin de
reas de 0,78 por lo cual:

Aa=4.57m
2

Con los valores obtenidos anteriormente de An y Aa podr calcularse el
Avig quedando con un valor de 0,26 m
2
.

Tras todos estos pasos calculados, se procede al clculo del rea del orificio
que viene determinada por la siguiente relacin:

1275 , 0
'
907 , 0
2
0 0
=
|
|
.
|
\
|
=
p
d
A
A
a

A
o
=0,56m
2

La comprobacin que se debe de realizar una vez calculado el rea de
orificio es la siguiente:

1 , 0
0
>
a
A
A

En el caso de esta columna esta relacin tiene un valor de 0,1275 por lo
tanto es vlida, de manera que el dimetro vlido de plato para la torre ser
de 3m.

Otra de las comprobaciones que deben hacerse son las cadas de presin en
el plato.

Debe tenerse en cuenta la diferencia de presin entre el nivel del lquido en
el plato y en el vertedero, puesto que si se produce retroceso de lquido,
puede producirse el fenmeno indeseable de la inundacin.

Para que no se produzca el fenmeno de la inundacin debe cumplirse que:

2014

36

Donde:
h
w
, es la altura del vertedero.
h
c
, la altura de la cresta del lquido sobre el vertedero.
el gradiente de nivel de lquido dentro del plato desde el punto
de entrada hasta la salida.
h
B
, el retroceso en el vertedero por encima del nivel del lquido.

Gradiente de altura en el plato:
, este gradiente de altura en el plato puede considerarse 0.

Altura del vertedero, h
w
:

El valor de la altura del vertedero se va a considerar como t/10, de manera
que siendo t=0.75 la altura del vertedero queda con un valor de 0,075m.

Altura de la cresta del lquido sobre el vertedero, h
c
:

Para un vertedero de segmentos rectos, se puede calcular con la ecuacin
de Francis, que despejando la altura e introduciendo el trmino ancho de
vertedero W, queda:

A partir de consideraciones geomtricas, es posible relacionar W con W
ef
y
con h
c
quedando:

2014

37

Por lo tanto el valor de h
c
se va a calcular de forma iterativa suponindose
un valor de altura en la segunda ecuacin y calculndose el primer trmino
de sta; este valor se sustituir en la primera ecuacin, obtenindose un
nuevo valor de altura que se comparar con el supuesto. Si coincide, ese
ser el valor correcto, y si no se introduce en la segunda ecuacin y se
vuelve a iterar.

hc 25,000 hc/T 0,009 Wef/W 0,945 hc 0,038 mm
hc 38,080 hc/T 0,014 Wef/W 0,916 hc 0,037 mm
hc 37,301 hc/T 0,014 Wef/W 0,918 hc 0,037 mm
hc= 37,348 hc/T 0,014 Wef/W 0,918 hc 0,037 mm

Altura en el vertedero, h
B :
La altura en el vertedero viene dada por la diferencia de presiones del
lquido al caer al plato, h
E
y la del vapor entre platos contiguos, h
vap
.

La prdida de presin del lquido al caer al plato bajo el vertedero se
calcula con la siguiente expresin:

Donde A
da
es la menor de dos reas, la del vertedero y la libre entre el
vertedero y el plato, considerndose que se coloca el faldn del vertedero a
una altura de h
w
-0,025m, de manera que A
L
queda:
2014

38

Al= 0,095
h
E
= 46,16mm

Para calcular la prdida de presin del vapor entre plato y plato, habr que
calcular tres contribuciones que provocan esta prdida de presin.

Estas tres contribuciones son:

1) Prdida de carga en plato seco:

Se calcular a travs de la siguiente ecuacin:

Varios de los factores que se deben calcular son el factor de
friccin de Fanning, por lo que primero deber calcularse el
Reynolds, siendo ste:

Siendo
= 7,52 m/s

Como da un rgimen laminar, el factor de friccin se calcular
como:

2014

39

Por otra parte queda que calcular C
0
, que es un coeficiente de
orificio que depende del espesor del plato y de do, el cual se
calcula como:

Sustituyendo todo esto en la ecuacin principal, queda h
D
con un
valor de 0.023m.

2) Cada de presin generada al circular el vapor a travs del lquido
y la espuma, h
L
.

Este valor es generalmente menor que la altura del derramadero
de salida y decrece al aumentar el flujo de gas. Un mtodo
sencillo para estimar h
L
utiliza la altura del vertedero, la altura
calculada de la cresta de lquido claro sobre el vertedero, y un
factor emprico de correlacin , este factor con fines de diseo se
utiliza un valor de 0,6 y el error que tenga se puede llegar a
despreciar.

Esta cada de presin se calcular como:

A travs de esta ecuacin el valor de h
L
queda de 0,0672m.

3) Cada de presin del gas residual, h
R
. Esta cada de presin es
principalmente el resultado de vencer la tensin superficial
cuando el gas sale a travs de una perforacin. La expresin
propuesta se obtiene a partir de un balance de la fuerza necesaria
para vencer la tensin superficial cuya ecuacin es:

2014

40

Sustituyendo en la ecuacin anterior queda un valor de 2,27 10
-3
m.

Con estos tres trminos calculados ya se podr calcular h
vap
que resulta la
suma de los tres trminos siendo igual a un valor de 0,092.

Sustituyendo en la ecuacin:

Por tanto queda que 0,25 0,3, por lo que el fenmeno de la inundacin no
se produce.

2014

41

ANEXO II: DISEO DE FONDOS

Los cabezales de las columnas son toriesfricos, por ser los de mayor
aceptacin en la industria y por tener un bajo coste. Existen dos clases:

Klopper.
Korbbogen.

Por lo general, se emplean los de tipo Klopper, salvo que se d alguna de
las siguientes condiciones, en cuyo caso se utilizan los de tipo Korbbogen:

Presin de diseo igual o superior a 7 kg/cm2.
Temperatura de diseo superior a 350 C.
Recipientes verticales cuya relacin altura/dimetro sea superior a
10.

A continuacin se muestra una imagen de cmo seran los tipos de fondos:

Como la torre diseada no cumple ninguna de las restricciones
mencionadas, ambos fondos sern de tipo koppler.

Fondos: toriesfrico tipo Koppler.

Para este tipo de fondo existen diferentes frmulas simplificadas para
calcular las dimensiones caractersticas del cabezal (Cdigo ASME).

- Radio mayor (L): L= Di = 3 m

- Radio menor (r): r =
= 0,3 m

- Altura de la cpula (h): h= 0,2 Di= 0,2 3 =0,6

2014

42

ANEXO III: SIMULACIN EN ASPEN HYSYS

1. SIMULACIN SIMPLE

En esta simulacin simple se obtendrn algunos de los parmetros para la
comprobacin del mtodo FUG.

En primer lugar se debe crear la lista de componentes que forman parte de
la alimentacin haciendo clic sobre Add.

Se seleccionan los componentes de la columna de la derecha y van
apareciendo en la lista de componentes seleccionados.

2014

43

El siguiente paso es la ecuacin de estado que va a emplear el simulador
para realizar los clculos. Para esto se debe cliquear en la pestaa llamada
Fluid Packages y, tras esto se pulsara en el botn Add, que despliega
una lista con todos los modelos disponibles. En el caso de torres de
destilacin con productos derivados del petrleo est aconsejado el uso del
modelo termodinmico de Peng Robison.

2014

44

Para comenzar a simular nuestra torre ser suficiente con presionar F4 y se
desplegar un panel donde aparecer la paleta de las unidades de proceso.

En el caso de la corriente de alimentacin se toma la correspondiente a una
corriente de materia (flecha azul). Y en el caso de nuestra columna de
rectificacin para esta simulacin se seleccionar una de las columnas, de
la paleta de unidades de proceso, que se encuentra abajo a la derecha
llamada Short Cut Distillation.

2014

45

Lo primero que se define en la corriente es la composicin de vapor, que en
este caso es 0, ya que en nuestro caso la alimentacin entrar como lquido
saturado, es decir, condicin de alimentacin igual a cero. Luego, se fija la
presin y el caudal msico especificado para la alimentacin o para la
corriente que se est definiendo (en este caso, P = 200,00 kPa y F=50.000
kg/h).

2014

46

Despus, se introducen los valores correspondientes a las composiciones
molares de la corriente en su respectiva pestaa.

En este momento, la alimentacin queda totalmente definida y se presentan
todos los valores de sus propiedades calculados. Adems, en la pestaa K-
values aparecen los datos de volatilidad de cada uno de los compuestos
que forman la corriente.

2014

47

Una vez definida por completo la corriente de alimentacin se deber
continuar con los parmetros necesarios en la torre de rectificacin. Una
vez dentro de esta se deber especificar las corrientes de entrada y salida de
la misma al igual que el nombre que adquirir los calores retirado y
aportado al condensador y caldern, respectivamente.

Tras definir todos los nombres de las corrientes se procede a indicar cules
sern los componentes clave ligera y clave pesada, que en este caso sern el
C10 y el C11, respectivamente, y cules sern sus composiciones en cabeza
y cola.

Tras esto se especificar el valor de la presin del condensador y caldern,
que en este caso tomarn un valor, ambos, de 100 kPa.

Finalmente el simulador mostrar el valor del reflujo mnimo calculado y
ser necesario multiplicarlo por un valor de 1,3 para el clculo del reflujo
externo.

2014

48

Con esto quedar completamente definida esta simulacin. En la pestaa
Performance se podrn visualizar datos de inters como el mnimo nmero
de etapas, el valor del nmero de etapas tericas, la situacin ptima del
plato de alimentacin, etc, los cuales se comprobarn en el apartado de
anexos del diseo de la columna mediante las expresiones correspondientes
y el programa Microsoft Excel.

2014

49

2. SIMULACIN COMPLEJA

En esta simulacin compleja se obtendrn todos los datos referentes al
diseo de la columna, algunos de los cuales se servirn de comprobacin
con los obtenidos anteriormente en la simulacin simple.

En esta simulacin se partir de la misma corriente de alimentacin que
para el caso anterior y se seleccionar el icono de la columna que en este
caso ser la que se indica en la siguiente imagen.

Seguidamente aparece una ventana donde se introducen el nmero de
platos, los nombres de las corrientes y los nombres de los calores retirado y
aportado a condensador y caldern.

2014

50

Tras pulsar Next la siguiente pantalla debe completarse con la
configuracin necesaria para el caldern de la siguiente manera.

Tras pulsar Next la siguiente pantalla debe completarse con el valor de la
presin que se quiere tener en el condensador y en el caldern.

2014

51

Los siguientes pasos son opcionales, por lo tanto se presiona Next hasta
que aparezca Done.

2014

52

Una vez creada la columna aparece una tabla con el resumen de todos los
datos.

Ahora se procede indicando las especificaciones que deben cumplirse en la
columna en la pestaa Design en la opcin Specs.

Se seleccionan las 3 especificaciones necesarias para obtener 0 grados de
libertad en nuestro sistema. En este caso, se han elegido la composicin de
2014

53

decano lineal en la corriente de destilado y la composicin de undecano en
la corriente de cola, y el caudal msico de destilado.

2014

54

Por ltimo, hay que insertar los valores de la eficacia de plato, que en el
caso del presente Proyecto, mantiene el valor para toda la columna porque
se ha calculado de manera global.

Finalmente, se pulsa la tecla Run para comenzar la simulacin. Si nuestro
sistema converge, el simulador proveer de todos los datos (balances,
reflujos, propiedades, etc) del sistema resuelto.
2014

55

2.1. Resultados

El simulador proporciona el balance de materia, que en este caso coincide
con el que se diseo preliminar. A continuacin se presenta una tabla
resumida.

Tambin provee los datos del balance de energa, el perfil de temperatura y
de presiones, las condiciones y propiedades del lquido y del vapor en cada
plato.

2014

56

El valor del reflujo facilitado por el simulador es igual a 5,483,
coincidiendo con el valor de la simulacin simple.

En conclusin, todos los clculos realizados hasta este punto han ayudado a
ejecutar un ptimo uso del simulador obteniendo un resultado convergente
del funcionamiento de la columna.

2014

57

ANEXO IV: DISEO DE INTERCAMBIADORES DE
CALOR

1. DISEO DEL CALDERN

Para el clculo de los parmetros implicados en el intercambio de calor se
emplea la ley de Fourier:

Calculando cada parmetro por separado.

El clculo del calor intercambiado en este equipo se calcular mediante el
balance energtico del mismo:

Siendo los valores de stos:

Caudal L: 109229,25 kg/h
Caudal V: 62214,5 kg/h
Caudal W: 40200 kg/h
Temperatura de L: 210,3 C
Temperatura de V: 215,3 C
Temperatura de W: 215,3 C
C
p
de L: 0,702 kcal/kgC
C
p
de V: 0,587 kcal/kgC
C
p
de W: 0,702 kcal/kgC

Al sustituir, se obtiene un valor de calor intercambiado igual a:

= 2186990,65 kcal/h

Clculo del incremento de temperatura:

El incremento de temperatura media logartmica se calcula mediante la
siguiente expresin:
2014

58

Siendo:

- T
c,sal
= Temperatura del fluido caliente a la salida del caldern: 290 C
- T
F,sal
= Temperatura del fluido fro a la salida del caldern: 215,3 C
- T
c,ent
= Temperatura del fluido caliente la entrada del caldern: 320C
- T
F,ent
= Temperatura del fluido fro a la entrada del caldern: 210,3 C

Sustituyendo, en la ecuacin, se obtiene un valor de la temperatura
media logartmica igual a:

T
ml
=91,1 C

El factor F, se halla mediante las siguientes ecuaciones:

Resolviendo ambas ecuaciones se obtienen los siguientes resultados:

R= 0,17

P= 0,27

2014

59

Utilizando la grfica mostrada, se obtiene un valor de F=1. Por tanto,

Para calcular el valor del coeficiente global de transmisin de calor, U, se
toma el valor de este de la alimentacin (mezcla de parafinas lineales, de C
9

a C
15
), de la siguiente tabla:

Por lo que el valor de U correspondiente, se encontrar entre 100-300
, que tomando un valor medio, se va a se va a considerar

2014

60

U=200
.

Ahora ya se puede hallar el rea total del intercambiador mediante la ley de
Fourier:

2. DISEO DEL INTERCAMBIADOR PARA ALIMENTACIN





Caudal F
ent
: 50000 kg/h
Caudal F
sal
: 50000 kg/h
Temperatura de F
ent
: 201 C
Temperatura de F
sal
: 232,2 C
C
p
de F
ent
: 0,69 kcal/kgC
C
p
de F
sal
: 0,73 kcal/kgC


Q= 1540800 kCal/h
2014

61


siguiente expresin:

Siendo:

T
c,sal
= Temperatura del fluido caliente a la salida del intercambiador:
280 C
T
F,sal
= Temperatura del fluido fro a la salida del intercambiador:
232,2 C
T
c,ent
= Temperatura del fluido caliente la entrada del
intercambiador: 311 C
T
F,ent
= Temperatura del fluido fro a la entrada del intercambiador:
201 C

Sustituyendo, en la ecuacin, se obtiene un valor de la temperatura media
logartmica igual a:

T
ml
= 74,6 C


2014

62

R= 1

P= 0,28


9

a C
15

2014

63


U=200
.

Fourier:

3. DISEO DEL CONDENSADOR


2014

64



Caudal V: 63118,44 kg/h
Caudal L: 53317,44 kg/h
Caudal D: 9801kg/h
Temperatura de V: 174,2 C
Temperatura de L: 173,4 C
Temperatura de D: 173,4 C
C
p
de V: 0,65 kcal/kgC
C
p
de L: 0,67 kcal/kgC
C
p
de D: 0,68 kcal/kgC


= -203068,09 kcal/h


siguiente expresin:

Siendo:

T
c,sal
= Temperatura del fluido caliente a la salida del condensador:
173,4 C
T
F,sal
= Temperatura del fluido fro a la salida del condensador: 100
C
T
c,ent
= Temperatura del fluido caliente la entrada del condensador:
174,2 C
2014

65

T
F,ent
= Temperatura del fluido fro a la entrada del condensador: 15
C

Sustituyendo, en la ecuacin, se obtiene un valor de la temperatura media
logartmica igual a:

T
ml
= 110,8 C



R= 106,25

P= 0,005


9

a C
15
2014

66


U=200
.

Fourier:

2014

67

ANEXO V: PLANOS
1. PLANO DEL PROCESO

2014

68

2. PLANO DE LA COLUMNA

2014

69

3. PLANO DE PLATO

2014

70

4. PLIEGO DE CONDICIONES

El objetivo del presente pliego de condiciones es definir el conjunto de
directrices, requisitos y normas aplicables al desarrollo de las que se refiere
el refiere el proyecto.

- DOCUMENTOS QUE DEFINEN LAS OBRAS

Los documentos que definen las obras y que la propiedad entregar al
contratista pueden tener carcter contractual o meramente informativo.
Son documentos contractuales los planos, pliego de condiciones, cuadro de
precios y presupuestos, que se incluyen en el presente proyecto. Los datos
incluidos en la memoria y nexos tienen carcter meramente informativo.

- DIRECCIN FACULTATIVA

La direccin facultativa de las obras e instalaciones recaer sobre un
ingeniero nombrado por la propiedad en su representacin. Este ingeniero
ser responsable de la inspeccin y vigilancia de la ejecucin del contrato,
y asumir la representacin de la administracin o de la entidad pertinente
frente al contratista.

Las funciones del ingeniero director de obras sern las siguientes:

Garantizar la ejecucin de las obras con estricta sujecin al proyecto
aprobado, o modificaciones debidamente autorizadas.

Resolver todas las cuestiones tcnicas que surjan en cuanto a la
interpretacin de los planos, condiciones de materiales y de
ejecucin de unidades de obra, siempre que no se modifiquen las
condiciones del contrato.

Estudiar las incidencias o problemas planteados en las obras que
impidan el normal cumplimiento del contrato o aconsejen su
modificacin, tramitando, en su caso, las propuestas
correspondientes.

- Obras y ejecucin

Antes de comenzar las obras del proyecto primero ser necesaria realizar
una programacin del trabajo que se vaya a llevar a cabo, de forma que en
2014

71

el plazo que se determine en das hbiles a partir de la aprobacin del acta,
se presentar el programa de trabajos de las obras.

Para comenzar a ejecutar la obra primero ser necesario disponer de toda la
maquinaria que podr ser utilizada y de los materiales necesarios para el
comienzo del trabajo. Estos materiales deben de cumplir con los requisitos
propuestos para la realizacin del presente proyecto, pudiendo ser, en caso
de que no cumplan con los objetivos requeridos, retirados inmediatamente
del lugar de la obra, a menos que el ingeniero ordene lo contrario.

Una vez que se vaya a comenzar con la ejecucin de la obra, el lugar donde
se realice debe de estar perfectamente sealizado todo el lugar de la obra
donde se vaya a realizar.

A lo largo de la ejecucin de toda la obra debern tenerse en cuenta unas
precauciones especiales en caso de que se diera el caso de lluvias
abundantes, por lo que durante las fases de construccin, montaje e
instalacin de obras y equipos, estos se mantendrn en todo momento en
perfectas condiciones de drenaje; incendios, para ello se debe de atener a
las disposiciones vigentes para la prevencin y control de incendios y en
caso de fallo, acatar las recomendaciones u rdenes que se reciba del
director.

2014

72

5. PRESUPUESTO

El presupuesto del presupuesto del presente proyecto se ha llevado a cabo
teniendo en cuenta el precio aproximado de algunas de las partes ms
relevantes de la planta, sin tener en cuenta la obra civil, puesta en marcha
etc. Las partes analizadas y sus respectivos costes se muestran en la
siguiente tabla:

Equipos unidades
Coste ($)
(2002)
Coste ()
(2002)
estimacin
coste factor n actualizacin
ndice
2013
ndice
2002
Torre 1 1423808 1039275,912 - - 1491135,005 567,6 395,6
Caldera 1 300000 218978,1022 - - 314185,9727 567,6 395,6
Bombas 6 3384 2470,072993 - - 3544,017772 567,6 395,6
Vlvulas 6 507 370,0729927 - - 530,9742939 567,6 395,6
Condensador 1 3077 2245,985401 - - 3222,500793 567,6 395,6
Intercambiador 1 3078 2246,715328 - - 3223,54808 567,6 395,6
Total - Naves 1809395,97

Naves
506806,52

Total 2316202,49

Para el clculo de estos costes se tuvo en cuenta los siguientes datos:

ndice de Marshall & Swig (M&S) de 2013.
ndice de Marshall & Swig (M&S) de 2002.
Actualizacin econmica segn el factor exponencial de
escalamiento.

Las frmulas utilizadas para la elaboracin de la anterior tabla fueron las
siguientes:

Frmula para la estimacin de costes de los equipos:

2014

73

Siendo:

A: Atributo del equipo (Volumen, capacidad,)
C: Precio de compra
n: Factor exponencial de escalamiento

Para lo cual sera necesario el uso de las tablas para el factor exponencial
de escalamiento:

2014

74

En este caso no fue necesario el clculo de estos valores, ya que la
herramienta online que se menciona a continuacin nos aport todos los
valores econmicos necesarios. En caso contrario habra sido necesario este
clculo.

Frmula para la estimacin del coste:

Siendo:

C: Precio de compra.
I: ndice de costes.

Para lo cual sera necesario el uso de las tablas de los ndices de Marshall &
Swig (M&S) de 2013 y 2002, adems de conocer el valor del coste de los
equipos en la herramienta online de http://www.mhhe.com/. La tabla de los
ndices son las siguientes:

2014

75

BIBLIOGRAFA

La bibliografa utilizada para el desarrollo de este proyecto es la siguiente:

A. Marcilla Gomis, Introduccin a las operaciones de separacin,
Universidad de Alicante, 1999.
A. Vian Ortuo,Introduccin a la umica Industrial, Revert,
1994.
Robert E. Treybal , Operaciones de transferencia de masa, Mc
Graw Hill, 1988.
Warren L. McCabe; Julian C. Smith; Peter Harriott, Operaciones
unitarias en ingeniera qumica, Mc Graw Hill, 2007.
Simulador Aspen Hysys.
Apuntes de la asignatura Transmisin de Calor.
Apuntes de la asignatura Diseo de Operaciones de Separacin.
Apuntes de la asignatura Flujo de Fluidos.
Apuntes de la asignatura Termodinmica Aplicada.
www.lanaveindustrial.com
www.mhhe.com/engcs/chemical/peters/data/ce.html

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2014

Daniel Prez Espl,

=Velocidad de inundacin (m/s).

=densidad del vapor (Kg/m3).

=densidad del lquido (Kg/m3).

, que tomando un valor medio, se va a se va a considerar

, que tomando un valor medio, se va a se va a considerar

, que tomando un valor medio, se va a se va a considerar

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