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ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL

FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA YAGROINDUSTRIA

DISEÑO DE LA TORRE DE CONTACTO EN CONTRACORRIENTE PARA SECUESTRAR H2S UBICADA EN EL BLOQUE TARAPOA

PROYECTO PREVIO A LA OBTENCIÓN DEL TÍTULO DE INGENIERAQUÍMICA

NATALIA JOHANA MARTÍNEZ PALACIOS

[email protected]

DIRECTOR: ING. MARIO ALDÁS

[email protected]

Quito, enero 2014

DECLARACIÓN

Yo, Natalia Johana Martínez Palacios, declaro que el trabajo aquí descrito es de mi autoría; que no ha sido previamente presentado para ningún grado o calificación profesional; y, que he consultado las referencias bibliográficas que se incluyen en este documento.

La Escuela Politécnica Nacional puede hacer uso de los derechos correspondientes a este trabajo, según lo establecido por la Ley de PropiedadIntelectual, por su Reglamento y por la normativa institucional vigente.

__________________________Natalia Johana Martínez Palacios

CERTIFICACIÓN

Certifico que el presente trabajo fue desarrollado por Natalia Johana Martínez Palacios,bajo mi supervisión.

_________________________Ing. Mario Aldás

DIRECTOR DE PROYECTO

AGRADECIMIENTOS

Es inexplicable la fuerza y voluntad de Dios, quien con su infinita misericordia me

ha acompañado durante este largo y a veces difícil camino. Gracias Virgencita

Dolorosa, madre mía, por este momento que no hubiese podido construir sin tu

abrigo.

Las palabras me quedan cortas para agradecer a los seres que son mi motor, mi

alegría y la razón de ser, por quienes lucharé toda mi vida; esto es para ustedes

mis padres, Mario y María Elena. A mis hermanos quienes siempre me apoyaron,

Natasha, Bryan y Kevin, este logro es para ustedes, les amo.

Marujita, quien desde el cielo te has convertido en ese angelito que guía cada uno

de mis pasos, te extraño, gracias. A toda mi familia, mis abuelos, tíos, primos,

quienes siempre confiaron en mí, este logro es de todos.

Un agradecimiento especial al Ing. Wilson Corrales, quien me brindo su apoyo

incondicional para la ejecución de este proyecto, a todas las personas que en

Campo me guiaron, gracias por su paciencia.

Gracias a los Ing. Mario Aldás, Marcelo Albuja, Eduardo Almeida, Oswaldo

Proaño y Luis Mera, quienes siempre estuvieron prestos a brindarme su ayuda.

Gracias por todas sus enseñanzas durante este largo recorrido en nuestra

Politécnica Nacional.

Yo me siento bendecida por encontrar personas increíbles, quienes siempre han

estado conmigo, mis amigos. Gracias a Byron, Diana Y., Santiago Z., Diana A.,

Edison, Santiago I., y a todos mis Lagarteros. Gracias Nadia, Cristina, Lili y Mayra

por ser esas personas incondicionales. Gracias por todos los momentos que

hemos vivido, espero siempre contar con ustedes. En especial a Carolina y Alicia,

por toda su ayuda y compresión, les quiero mucho.

Gracias a todos, este es solo el inicio…

DEDICATORIA

“Mejor es la esperanza, pues produce paciencia, arma fuerte contra la decepción

temprana”.

Miguel Retana

El camino fue largo, con caídas, pero siempre con fuerza me levante. La vida es

una lucha constante y sólo aquel quien está dispuesto a librar la batalla resultará

vencedor. Nada es posible sin su bendición, Dios y Virgencita Dolorosa.

A mis padres, María Elena y Mario, a mis hermanos, Bryan, Natasha y Kevin, por

ser mi ejemplo, mi vida y mi fuerza. Este peldaño de alegría es para los seis, les

amo. A mi Sweety, quien siempre nos acompañará.

A toda mi familia, quienes siempre confiaron en mí.

i

ÍNDICE DE CONTENIDOS

RESUMENINTRODUCCIÓN

PÁGINA

xxii

1. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA 1

1.1. Plantas de tratamiento de gas natural 11.1.1. Gas natural 1

1.1.1.1. Gases contaminantes 31.1.1.2. Factores de corrosión 5

1.1.2. Endulzamiento del gas natural 61.1.2.1. Absorción 6

1.1.3. Descripción de las facilidades de producción del Bloque Tarapoa 81.1.3.1. Descripción de la planta de combustibles ubicada en

el Bloque Tarapoa 10

1.2. Diseño de torres empaquetadas de absorción 121.2.1. Equipo utilizado en operaciones de absorción 13

1.2.1.1. Torres de platos 131.2.1.2. Torres de relleno o empacadas 14

1.2.2. Diseño de torres de absorción empacadas en contracorriente 191.2.3. Diseño de torres de absorción empacadas en paralelo 231.2.4. Cálculo de la altura del relleno y del diámetro de una torre de

absorción empacada 25

2. PARTE EXPERIMENTAL 32

2.1. Evaluación de las condiciones actuales de operación de la torre de contacto en paralelo utilizada para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa 32

2.2. Evaluación del efecto de la concentración y del flujo de químico secuestrante sobre la eliminación de H2S a las condiciones de operación actuales 35

2.3. Determinación de los parámetros de diseño de la torre de contacto en contracorriente para secuestrar H2S 41

2.4. Análisis económico de la operación de la torre de contacto encontracorriente 43

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 45

ii

3.1. Resultados de la evaluación de las condiciones actuales de operación de la torre de contacto en paralelo utilizada para secuestrar H2Subicada en el Bloque Tarapoa 45

3.2. Resultados de la evaluación del efecto de la concentración y del flujo de químico secuestrante sobre la eliminación de H2S a las condiciones de operación actuales 56

3.2.1. Tratamiento con químico puro (Secuestrante de H2 57S )3.2.2. Tratamiento con dilución 1:1 (Secuestrante: Agua) 62

3.2.3. Tratamiento con dilución 2:1 (Secuestrante: Agua) 66

3.2.4. Tratamiento con dilución 1:2 (Secuestrante: Agua) 70

3.3. Resultados de la determinación de los parámetros de diseño de la torre de contacto en contracorriente para secuestrar H2S 78

3.3.1. Análisis de los parámetros de diseño de la torre de contacto en contracorriente para secuestrar H2S 793.3.1.1. Operación de la torre de contacto en

contracorriente 913.3.1.2. Operación de la torre de contacto en paralelo 923.3.1.3. Operación de la torre de contacto para

mantenimiento 923.3.2. Análisis del rango de operación de la torre de

contacto para secuestrar H2

contracorrienteS en operación a

93

3.4. Resultados del análisis económico de la operación de la torre de contacto en contracorriente 95

4. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 97

4.1. Conclusiones 97

4.2. Recomendaciones 98

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 100

ANEXOS 105

iii

ÍNDICE DE TABLAS

PÁGINA

Tabla 1.1. Efectos en los seres humanos por inhalación de sulfuro de hidrógeno 3

Tabla 1.2. Límites Permisibles de Exposición de personas al sulfuro de hidrógeno 4

Tabla 1.3. Resumen de la operación de la planta de combustibles ubicada en el Bloque Tarapoa 11

Tabla 2.1. Denominación de los rangos de medición de los tubos detectores (Hydrogen Sulfide Detector Tubes) utilizados durante la experimentación 38

Tabla 2.2. Relación del flujo inyectado a la torre de contacto en función del secuestrante puro y el agua para cada una de las diluciones 40

Tabla 3.1. Propiedades físicas del solvente secuestrante de H2S medidas a 15,55 °C determinadas en función de la Norma indicada 46

Tabla 3.2. Parámetros de operación actuales de la torre de contacto utilizada para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa 47

Tabla 3.3. Resultados del análisis cromatográfico de gas natural en base a la Norma ASTM D1945 48

Tabla 3.4. Valores de presión de vapor a 78,88 °C y presiones parciales de cada uno de los componentes del gas natural 50

Tabla 3.5. Datos obtenidos para el gráfico de equilibrio líquido-vapor del soluto 51

Tabla 3.6. Resultados obtenidos de los cálculos de los parámetros de operación de la torre de absorción para secuestrar H2S en paralelo 52

Tabla 3.7. Resultados de los cálculos de HTU, NTU, HEPT y de la torre de absorción para secuestrar H2S en paralelo 55

Tabla 3.8. Resultados de las mediciones de las concentraciones de H2Sa la entrada (MPF) y a la salida (Compresores) de la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 1 58

iv



Tabla 3.11. Resultados de las mediciones de las concentraciones de H2Sa la entrada (MPF) y a la salida (Compresores) de la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:1, repetición 1 62









Tabla 3.20. Consolidado de los resultados del diseño experimental aplicado a la torre de contacto continuo para secuestrar H2S 74

v

Tabla 3.21. Parámetros de operación actuales de la torre de contacto ubicada en el Bloque Tarapoa utilizados para el diseño a contracorriente 80

Tabla 3.22. Resultados obtenidos de los cálculos de los parámetros de operación de la torre de absorción para secuestrar H2S encontracorriente 80

Tabla 3.23. Resultados de los cálculos del dimensionamiento de la torre de absorción para secuestrar H2S en contracorriente 83

Tabla 3.24. Características determinadas para el diseño del distribuidor de líquido en la torre de contacto a contracorriente 85

Tabla 3.25. Resultados del efecto en la variación del flujo de gas y de la concentración de H2S a la entrada de la torre de contacto a contracorriente 93

Tabla 3.26. Resultados del análisis económico para la construcción de la torre de contacto a contracorriente para secuestrar H2S 96

Tabla AIV.1. Datos de las composiciones de cada uno de los componentes del gas natural tratado corregidos, a partir del análisis cromatográfico 110

Tabla AIV.2. Resultados del cálculo del peso molecular de la corriente líquida dilución 1:1 (secuestrante: agua) que ingresa a la torre de contacto 112

Tabla AIV.3. Resultados del cálculo de la densidad @ 15,55 °C de la corriente líquida dilución 1:1 (secuestrante: agua) que ingresa a la torre de contacto 112

Tabla AIV.4. Condiciones estándar a las cual se efectúan los cálculos de las corrientes gaseosas de comportamiento ideal 113

Tabla AV.1. Resultados del cálculo de la viscosidad cinemática @ 23,88 °C de la corriente líquida dilución 1:1 (secuestrante: agua) que ingresa a la torre de contacto 125

vi

ÍNDICE DE FIGURAS

PÁGINA

Figura 1.1. Efectos de la corrosión en equipos que utilizan gas natural 6

Figura 1.2. Facilidades de producción de la Compañía en el Bloque Tarapoa 9

Figura 1.3. Esquema de tratamiento de gas en el Bloque Tarapoa 11

Figura 1.4. Rellenos al azar y regulares utilizados en columnas empacadas 15

Figura 1.5. Soporte de empaque y rellenos utilizados en columnas de absorción 16

Figura 1.6. Distribución del líquido e irrigación del empaque (a) inadecuada; (b) adecuada 16

Figura 1.7. Distribuidor de líquido de boquillas de aspersión17

Figura 1.8. Distribuidor de líquido tipo Cone Spray Nozzle 17

Figura 1.9. Esquema de una torre de rellenos en operación a contracorriente 20

Figura 1.10. Rectas de equilibrio y de operación en una torre de absorción con operación a contracorriente 22

Figura 1.11. Esquema de una torre de rellenos en operación a paralelo23

Figura 1.12. Rectas de equilibrio y de operación en una torre de absorción con operación a paralelo 25

Figura 2.1. Torre de contacto para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa 33

Figura 2.2. Relleno Cascade Mini Ring utilizado actualmente en la torre de contacto ubicada en el Bloque Tarapoa 35

Figura 2.3. Detector Tube Pump, aparato utilizado durante la medición de H2S 37

Figura 2.4. Hydrogen Sulfide Detector Tubes, material utilizado durante la medición de H2S 37

Figura 2.5. Fórmula desarrollada de la triazina 38

vii

Figura 2.6. Sistema de reacción de hexahidro-1,3,5-tris(2-hidroxietil)-S-triazina con el H2

S 39

Figura 3.1. Recta de equilibrio líquido- vapor para el sistema evaluado 51

Figura 3.2. Rectas de equilibrio líquido- vapor y de operación para el sistema en paralelo evaluado 54

Figura 3.3. Representación del porcentaje de eliminación de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 1 60



Figura 3.6. Representación del porcentaje de eliminación de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:1, repetición 1 64







viii

Figura 3.13. Representación del porcentaje de eliminación de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:2, repetición 2

72


Figura 3.15. Representación de los cuatro tratamientos propuestos durante la experimentación para la eliminación de H2S en función del flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto en paralelo 76

Figura 3.16. Rectas de equilibrio líquido- vapor y de operación para el sistema diseñado a contracorriente 82

Figura 3.17. Diagrama de instrumentación y tubería de la torre de contacto continuo para secuestrar H2S 87

Figura 3.18. Diagrama de instrumentación y tubería de la torre de contacto continuo para secuestrar H2S en operación a contracorriente 88

Figura 3.19. Diagrama de instrumentación y tubería de la torre de contacto continuo para secuestrar H2S en operación a paralelo 89

Figura 3.20. Diagrama de instrumentación y tubería de la torre de contacto continuo para secuestrar H2S proceso de mantenimiento 90

Figura 3.21. Relación de la concentración de H2S a la entrada y salida de la torre de contacto en contracorriente en función de variaciones en el flujo de gas natural 94

Figura AI.1. Correlación generalizada para pérdida de carga de Eckert/ Leva, extrapolada 106

Figura AIII.1. Diagrama actual de la torre de contacto para secuestrar H2Subicada en el Bloque Tarapoa 108

Figura AVII.1. Análisis geométrico para la determinación del ángulo de rociado para el Spray Nozzle seleccionado en la torre de contacto

130

Figura AVII.2. Catálogo de selección del aspersor de líquido 131

Figura AVII.3. Tapa semi – elíptica 2:1 Código ASME 132

Figura AVII.4. Análisis geométrico para la determinación de la altura total de la torre de contacto 134

ix

ÍNDICE DE ANEXOS

PÁGINA

ANEXO I Correlación generalizada para pérdida de carga de Eckert/ Leva 106

ANEXO II Especificaciones del relleno utilizado en la torre de contacto para secuestrar H2S 107

ANEXO III Diagrama actual de la torre de contacto para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa 108

ANEXO IV Cálculos de diseño de la torre de contacto en paralelo para secuestrar H2Subicada en el Bloque Tarapoa 109

ANEXO V Cálculos de diseño de la torre de contacto en contracorriente para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa 118

ANEXO VICódigo de simulación 128

ANEXO VIIDiseño de los componentes o accesorios de la torre de contacto para secuestrar H2S con operación en contracorriente 130

x

RESUMEN

El presente proyecto pretende analizar la operación de la torre de contacto a las

condiciones de flujo actuales, en paralelo, y así establecer una propuesta de

mejora de su funcionamiento a través del diseño de una columna que opere en

contracorriente para elevar la eficiencia en el secuestro de H2S.

Se determinaron las condiciones de operación de la torre en paralelo y en base a

este análisis se sustentó teóricamente el diseño actual de la torre ubicada en el

Bloque Tarapoa.

Además, se evaluó el efecto de la concentración y el flujo de químico

secuestrante sobre la eliminación de H2S a las condiciones de flujo actuales, a

partir de la ejecución de cuatro tratamientos a nivel industrial.

Para mejorar la eficiencia de la torre de contacto, se propuso un diseño en el cual

el ingreso de las corrientes de alimentación a la torre se da en contracorriente y

se establecieron nuevos parámetros de diseño. Se presentó un sistema de

tuberías y válvulas constituido por un bypass que permite la operación de la torre

tanto en paralelo como en contracorriente, además de un proceso de

mantenimiento de la columna de contacto. Se estableció un rango de operación

en base a variaciones en el flujo de gas y la concentración de H2S a la entrada de

la torre de contacto.

En función al análisis económico de la operación de la torre de contacto en

contracorriente, se estimó el costo de la instalación en el Bloque Tarapoa.

A partir del análisis experimental se concluye que la eficiencia máxima de

eliminación del H2S en la torre de contacto en paralelo es del 58 % a la dilución

1:1 (secuestrante: agua) con un flujo de 80 gal/d. El secuestro del contaminante

no es suficiente para el correcto funcionamiento de la planta de tratamiento de

gas; por lo que se establecieron nuevos parámetros de operación de la columna

en contracorriente, cuyas dimensiones son de 0,4 m de diámetro, 1,65 m de altura

xi

del relleno y 3,4 m de altura total de la columna, para lograr una eliminación de

H2S del 90 %. La torre diseñada posee un distribuidor de líquido, dos soportes de

empaque, uno en la parte superior de la torre y otro en la zona inferior, y la

instalación de un solo lecho empacado. El fondo diseñado fue de tipo semi –

elíptico 2:1 Código ASME, el cual acoplado a un sistema de control de nivel

permite que el líquido abandone la torre.

Se estimó que su instalación demanda una inversión de $ 110 700,00. Un costo

elevado, pero realmente es una inversión que presentará sus réditos a lo largo del

tiempo de operación de la Compañía.

xii

INTRODUCCIÓN

La Compañía opera en el Bloque Tarapoa en la provincia de Sucumbíos. Se

encuentra en el Ecuador desde el año 2006 con altos estándares productivos y

cualitativos demostrados con claros beneficios para el desarrollo del país. La

Compañía persigue mejorar sus procesos de producción y mantener sus plantas

de refinación de crudo en condiciones que prolonguen su tiempo de operación.

El presente proyecto pretende analizar y proponer soluciones para el

mejoramiento en el proceso de eliminación de H2S del gas asociado en un

sistema de separación continuo en una torre empacada con rellenos al azar.

El diseño actual de la torre de contacto contempla el ingreso de las corrientes

líquida y gaseosa en sentido paralelo, de tal forma que la transferencia de masa

entre el químico secuestrante de H2S y el gas a través del relleno no es el

adecuado para disminuir la concentración de H2S por medio del fenómeno de

absorción química. El gas que ingresa a la torre de contacto posee una

concentración de 100 ppm y al salir de 42 ppm de H2S aproximadamente.

Existe otra corriente de gas que proviene de una subestación adyacente a la

planta de tratamiento de gas. Esta corriente gaseosa posee muy bajas

concentraciones de H2S, de alrededor de 5 ppm. Ambas corrientes se unen y se

transportan a un sistema de filtros para posteriormente ingresar a las turbinas

como combustible en el proceso de generación eléctrica.

Es conveniente, que la concentración de H2S a la salida de la torre deba

mejorarse de tal forma que al mezclarse con la nueva corriente e ingrese a los

filtros, la concentración final de H2S disminuya notablemente y se prevengan

problemas serios de corrosión.

El H2S es un gas incoloro que huele a huevos podridos, con alto grado de

toxicidad, inflamable, más pesado que el aire, que se lo encuentra en el petróleo

no procesado, gas natural y gases volcánicos (Chang y College, 2003, p. 862-

xiii

863). Para poder usar el gas de salida de la torre de contacto como combustible

se debe reducir a niveles muy bajos la concentración de H2S en las corrientes.

Diversos estudios en los que se analizan los diferentes factores de corrosión,

indican que la presencia de H2S puede causar un rápido deterioro en los metales

a pesar de encontrarse este a bajas concentraciones, de tal forma que se ven

afectados directamente los parámetros operativos de las plantas de tratamiento

de gas natural por su presencia con el disolvente (Byars, 1999, p. 31; Santa-Cruz

y Pacho-Carrillo, 2006, p. 34).

El proceso de absorción es uno de los métodos de separación más importantes

dentro de la ingeniería química. La absorción se lleva a cabo entre las fases

gaseosa y líquida en cada etapa de una columna. En el proceso de absorción del

soluto, o componente a ser absorbido, en este caso el H2S, se transfiere de la

fase gaseosa a la fase líquida (Wilcox, 2012, p. 53). La absorción se utiliza para

eliminar uno o varios componentes de una corriente gaseosa con un disolvente.

Este proceso puede perseguir diversos objetivos: recuperar un componente

gaseoso deseado o eliminar un componente gaseoso no deseado. Se puede

tratar, por ejemplo, de la eliminación de una sustancia nociva de una corriente de

gases residuales como es el caso del secuestro de H2S (Heckmann y Heckmann,

2006, p. 20).

Para lograr la absorción del sulfuro de hidrógeno se produce una reacción

química instantánea entre el secuestrante líquido y el H2S, es decir, ocurre un

fenómeno de absorción química. El compuesto químico conocido como triazina es

utilizado a escala industrial para remover gases como el H2S (Park, Choi y Lee,

2006, p. 138). Es necesario analizar el efecto de la concentración y el flujo de

disolvente (secuestrante) para estimar los mejores parámetros de inyección para

la operación de la torre de absorción en paralelo.

Una vez realizado el análisis de los parámetros de operación en paralelo y la

evaluación del desempeño del químico en el secuestro de H2S, se presenta un

diseño de la torre de contacto para mejorar su eficiencia. Para alcanzar esta meta

xiv

se propone el ingreso de las corrientes de alimentación a la torre en

contracorriente y establecer nuevos parámetros de diseño.

El gas tratado es utilizado en la planta de generación eléctrica, razón por la cual

cabe resaltar los grandes ahorros en los que se incurren cuando las turbinas de

generación operan con gas dulce en lugar de diesel; este proceso provoca un

menor impacto sobre el medio ambiente por la disminución de emisiones

(Mandujando-Ocampo, Maldonado-Tapia, Guerrero-Gómez, y Hernández, 2010,

p. 123).

La ejecución de este proyecto permite a la Compañía obtener un gas de mejor

calidad, con una baja concentración de H2S, el cual es el responsable de

ocasionar corrosión en todos los equipos donde se usa este tipo de combustible.

La optimización de este equipo permite contemplar mejoras notables en la calidad

del proceso, disminuir el impacto ambiental y evitar futuros daños en la planta de

generación de energía eléctrica.

1

1. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA

1.1 PLANTAS DE TRATAMIENTO DE GAS NATURAL

La importancia que poseen el petróleo y el gas natural como fuentes de energía a

nivel mundial es indudable, por esta razón se han convertido en un factor de

desarrollo de los países industriales. El petróleo, el carbón y el gas natural son

llamados combustibles fósiles, ya que su formación comenzó hace millones de

años a partir de restos orgánicos. Una vez formados, el petróleo y el gas tienden a

fluir hacia la superficie, de zonas de presión alta a zonas de presión baja (Parra,

2003, p.31-32).

El gas natural tiene un extenso campo de utilización, que va desde el uso

doméstico hasta el campo industrial, donde puede justificarse su aplicación en

casi todas las ramas de la industria (Borrás, 1987, p. 35).

1.1.1 GAS NATURAL

El gas natural es una mezcla cuyos componentes principales son hidrocarburos

ligeros gaseosos, que existe como un gas a presiones y temperaturas ordinarias.

En estado bruto, tal como se produce a partir de la tierra, consiste principalmente

en metano y etano, con cantidades fraccionarias de propano, butano, pentano y

otros hidrocarburos (Maddox y Cannon, 1993, p. 510).

El gas natural se puede encontrar acompañando al crudo en pozos de petróleo o

disuelto en el yacimiento, a esta forma se la llama gas natural asociado; o bien en

yacimientos exclusivos o en reservas que no contienen petróleo crudo, en este

caso se lo conoce como gas natural no asociado. No existe una teoría de

formación del gas natural pero puede aseverarse que proviene de un proceso

análogo al de la formación del petróleo (Base de Datos Institucional PEMEX;

SEDIGAS Certificación de personas, 2011, p.18).

2

Además de los hidrocarburos, el gas natural puede contener cantidades variables

de otros compuestos considerados contaminantes, tales como el sulfuro de

hidrógeno (H2S), dióxido de carbono (CO2), agua (H2O) y nitrógeno (N2). Los

sistemas ácidos o amargos son los términos más comunes para identificar

ambientes en los cuales el H2S se encuentra presente (Byars, 1999, p. 31). El gas

amargo es procesado en las plantas de tratamiento o endulzadoras para obtener

gas dulce, es decir se separan los gases ácidos del gas natural. Se conoce como

gas dulce a aquel que contiene bajas concentraciones de H2

El gas se encuentra disponible previo a un tratamiento simple a comparación

con otros combustibles.

S.

Una de las principales propiedades físicas del gas natural es su densidad relativa,

la cual es menor a uno, por lo que es más ligero que el aire. Es inodoro, incoloro y

no es tóxico al inhalarlo (SEDIGAS Certificación de personas, 2011, p.18).

Entre las modernas fuentes de energía de indudable valor se encuentra el gas

natural, que por sus cualidades de eficacia, comodidad, facilidad de regulación,

automatización, limpieza y antipolución representa un factor de desarrollo mundial

(Borrás, 1987, p. 1) por lo que es importante analizar las ventajas que existen al

utilizarlo:

No hace falta adquirirlo con antelación, ni formar un stock para su empleo.

El calor se aplica en el lugar y momento en el cual es requerido, es regulable,

sencillo y preciso, manteniendo la temperatura o la presión constantes.

La productividad o la potencia de los hornos puede mejorarse, en determinados

casos, debido a la flexibilidad del gas para adaptarse a una reducción del ciclo

operativo (Borgna, Di Cosino y Figoli, 2001, p. 35; Borrás, 1987, p. 40-41).

Entre las desventajas del uso del gas natural se tiene que, su poder calorífico en

ciertas circunstancias no es tan elevado para operar una instalación específica.

En la mayoría de los casos, posee contaminantes como el H2S o el CO2 que

producen corrosión a lo largo de las líneas y equipos en los cuales se utiliza este

gas como combustible.

3

1.1.1.1 Gases contaminantes

Sulfuro de hidrógeno

El H2S también llamado ácido sulfhídrico o sulfuro de hidrógeno, es un gas o

líquido venenoso, incoloro, inflamable, con un olor desagradable a huevos

podridos y propiedades irritantes; puede encontrarse en el petróleo no procesado,

gas natural y gases volcánicos. El sulfuro de hidrógeno es ligeramente más

pesado que el aire, y la fase líquida es menos densa que el agua. El H2S es

soluble en agua, alcohol, disolventes de petróleo y petróleo crudo (Chang y

College, 2003, p. 862; Compressed Gas Association, Inc., 1999, p. 448). En la

Tabla 1.1 se observa una lista de efectos en la salud de los seres humanos

debido al contacto vía respiratoria con el ácido sulfhídrico en función de la

concentración a la cual el individuo se encuentre expuesto.

Tabla 1.1. Efectos en los seres humanos por inhalación de sulfuro de hidrógeno

Concentración(ppm)

Síntomas y Efectos

0,00011 – 0,00033 Perfil típico de concentraciones

0,01 - 1,5Umbral de olor (cuando el olor a huevo podrido es detectado).

Por encima de 30 ppm, olor descrito como dulce o desagradable.

2 - 5La exposición prolongada puede causar náuseas, lagrimeo de los ojos,

dolores de cabeza o pérdida del sueño.

20 Fatiga, pérdida de apetito, dolor de cabeza, falta de memoria, mareos.

50 - 100Conjuntivitis leve, irritación de las vías respiratorias después de 1 h.

Puede causar trastornos digestivos y pérdida de apetito.

100 Irritación de la garganta después de 1 h. La muerte puede ocurrir en 48 h.

100 - 150 Pérdida del olfato (fatiga olfativa o parálisis).

200 - 300Marcada irritación de las vías respiratorias y conjuntivitis después de 1 h.

Edema pulmonar.

500 - 700Tambaleo, colapso en 5 min. Graves daños a los ojos en 30 min.

Muerte a los 30 - 60 min.

700 – 1 000Inconsciencia rápida "caída" o colapso inmediato dentro de 1 a 2

respiraciones, la respiración se detiene, la muerte en cuestión de minutos.

1 000 – 2 000 Muerte casi instantánea.

(OSHA, 2005)

4

El sulfuro de hidrógeno es un gas y por lo tanto, la inhalación es la ruta más

probable para la exposición en los seres humanos. Los efectos sobre la salud

varían dependiendo de cuánto tiempo y a qué nivel de concentración la persona

se encuentra expuesta (Cush, 2011, p. 2; OSHA, 2005).

La Tabla 1.2 examina la Norma OSHAS (2005) y se establecen los límites de

exposición de personas al sulfuro de hidrógeno.

Tabla 1.2. Límites Permisibles de Exposición de personas al sulfuro de hidrógeno

Límites Permisibles de Exposición del Sulfuro de Hidrógeno

Detección por olfato 0,13 ppm

NIOSH REL (hasta 10 min) 10 ppm

OSHA PEL (hasta 10 min) Límite Máximo General en la Industria

20 ppm

OSHA PEL (hasta 10 min) Límite Pico General en la Industria

50 ppm

NIOSH IDLH: 100 ppm

LEL 4,00 % (10 % LEL, 4 000 ppm)

ACGIH TLV 10 ppm TWA, 15 ppm STEL

(OSHA, 2005)NIOSH: Instituto Nacional para la Seguridad y Salud OcupacionalOSHA: Administración de Seguridad y Salud OcupacionalREL: Límite de Exposición RecomendadoPEL: Límite de Exposición PermisibleIDLH: Inmediatamente Peligroso para la Vida y la SaludLEL: Límite Inferior de ExplosiónACGIH: Conferencia Americana de Higienistas IndustrialesTLV:

El dióxido de carbono, CO

Valor Límite UmbralTWA: Promedio Ponderado de TiempoSTEL: Plazo Corto del Límite de la Exposición

Dióxido de carbono

2, es uno de los productos obtenidos a partir de muchos

procesos industriales. Durante el fenómeno de combustión completa uno de los

resultantes es el dióxido de carbono. Es un gas incoloro, con un olor y sabor

ácido, no combustible a temperatura ambiente y presión normal. El dióxido de

carbono es soluble en agua. La densidad de CO2 es de aproximadamente 1,5

5

veces la del aire (Bósquez y Yumi, 2011, p.3; Lück y Jager, 1997, p. 72). El CO2

se encuentra frecuentemente en la naturaleza, en reservorios de hidrocarburos y

en mezclas de combustibles. Se emplea generalmente en forma de gas licuado,

que puede ser medido fácilmente y de forma confiable (Lück y Jager, 1997, p. 72).

1.1.1.2 Factores de corrosión

La corrosión está definida como una reacción química o electromecánica entre un

material metálico y su ambiente (atmósfera, suelo, agua, etc.) que produce un

deterioro, un ataque destructivo del material, afectando a sus propiedades (Davis,

2000, p. 2; Gómez y Alcaraz, 2004, p. 13). Esta reacción depende de la

naturaleza química del entorno y de la concentración efectiva de las especies

reactivas. El efecto de corrosión es una alteración en las propiedades de los

materiales afectados, que puede venir acompañada de una pérdida de material

(Gómez y Alcaraz, 2004, p. 13).

Las reacciones y las tasas de corrosión se ven afectadas por las diversas

variables que conforman el entorno de la corrosión. Por ejemplo: la conductividad

y el pH del electrolito, los gases disueltos como el oxígeno, CO2 y H2S,

condiciones microbiológicas y variables físicas como temperatura, presión y

velocidad; todos estos parámetros juegan un papel esencial en la corrosión de un

sistema específico (Byars, 1999, p. 25). El oxígeno, CO2 y H2

Cuando el H

S disueltos en agua,

incrementan drásticamente la corrosión. De hecho, los gases disueltos son la

causa primaria de la mayoría de los problemas de corrosión en sistemas de

tratamiento de crudo y gas. Si éstos compuestos pueden ser excluidos y a la vez,

el agua se mantiene a un pH neutro o mayor, gran cantidad de aguas que

provienen de campos petroleros causarían menos problemas de corrosión.

2S se encuentra presente en el crudo o en el gas, éste se disolverá

en agua a un bajo pH, de la misma manera que lo hace el CO2. Un sistema agrio

o ácido es el término más común usado para identificar un ambiente en el cual el

H2S se encuentra presente. Diversos estudios en los que se analizan los

6

diferentes factores de corrosión, indican que la presencia de H2

Figura 1.1. Efectos de la corrosión en equipos que utilizan gas natural

1.1.2 ENDULZAMIENTO DEL GAS NATURAL

El proceso de endulzamiento de gas natural consiste en la eliminación de

compuestos ácidos como el H

S puede causar un

rápido deterioro en los metales a pesar de encontrarse este a bajas

concentraciones (Byars, 1999, p. 26; Santa-Cruz y Pacho-Carrillo, 2006, p. 34).

La Figura 1.1 muestra claramente los efectos de la corrosión a lo largo de las

líneas en las cuales estos gases contaminantes se encuentran presentes.

2S y el CO2

La absorción de gases es una operación en la cual una mezcla gaseosa se pone

en contacto con un líquido, a fin de disolver de manera selectiva uno o más

mediante el uso de tecnologías que se

basan en sistemas de absorción utilizando un solvente selectivo. Generalmente,

el gas alimentado se denomina “amargo” y el producto “gas dulce” (Instituto

Mexicano del Petróleo, 2013).

1.1.2.1 Absorción

7

componentes del gas y obtener una solución de éstos en el líquido, con la

finalidad de eliminarlos de la corriente gaseosa (Treybal, 1988, p. 306).

Según la naturaleza del componente gaseoso a separar, tiene que emplearse un

disolvente que transfiera selectivamente dicho componente. En este caso,

selectivamente significa que el disolvente absorbe principalmente el o los

componentes a separar, y no el gas portador. En la absorción participan por lo

menos tres sustancias: el componente gaseoso a separar (absorbato), el gas

portador y el disolvente (absorbente). En base a lo descrito, se indica que la

absorción persigue varios objetivos indicados a continuación:

Recuperar un componente gaseoso deseado.

Eliminar un componente gaseoso no deseado. Se puede tratar, por ejemplo, de

la eliminación de sulfuro de hidrógeno de una corriente de gas.

Obtención de un líquido; un ejemplo sería la producción de ácido clorhídrico por

absorción de HCl gaseoso en agua (Heckmann y Heckmann, 2005, p. 20).

La absorción aplicada a los procesos de purificación de gases puede clasificarse

dependiendo de la interacción entre los componentes del gas y el absorbente:

1. Absorción física: En este proceso el componente a eliminar de la corriente de

gas es más soluble en el líquido que los demás componentes, pero no hay

reacción química con el absorbente. La concentración en la fase líquida

depende de la presión parcial del componente en la fase gaseosa.

2. Absorción con reacción reversible: Este tipo de absorción implica una reacción

química entre el componente gaseoso que se absorbe y un componente de la

fase líquida. Presenta una curva de equilibrio no lineal y la velocidad de

reacción afecta al coeficiente de absorción.

3. Absorción con reacción irreversible: El producto de reacción que se forma no

se descompone para regenerar el absorbente (López, 2010, p. 49).

8

Absorción química

En procesos de separación de sustancias, en este caso la absorción, ocurren una

serie de reacciones químicas. Es común que éstas sucedan en la fase líquida con

el componente absorbido de la fase gaseosa, en la que el reactivo y el producto

son solubles. Estas reacciones aumentan la velocidad de absorción y la

capacidad de la fase líquida para disolver el soluto, al compararse con el proceso

de absorción física (Perry, 2001, p. 14-22; Treybal, 1988, p. 369).

Si la reacción en fase líquida es extremadamente rápida e irreversible, la

velocidad de reacción puede estar gobernada por la resistencia a la fase gaseosa.

Además, si el soluto es muy soluble en el líquido se puede afirmar que la rapidez

de la transferencia de masa esta también controlada por la fase gaseosa, como

por ejemplo para el fenómeno de absorción de H2S contenido en una corriente

gaseosa diluida mediante una solución fuertemente alcalina (Perry, 2001, p. 14-

22; Treybal, 1988, p. 125).

“Ciertos sistemas pueden diseñarse por métodos referentes a sistemas de

absorción física pura, puesto que son controlados por la resistencia a la

transferencia en la fase gaseosa” (Perry, 2001, p. 14-24). Por lo tanto, la

aplicabilidad de los métodos de diseño de la absorción física, pueden ser

utilizados para sistemas con reacciones químicas rápidas controladas por la fase

gaseosa. Se asumirá este enunciado para el diseño de las torres empaquetadas

de contacto continuo para la absorción de H2

La Compañía opera en el Bloque Tarapoa en la provincia de Sucumbíos. La

Compañía persigue mejorar sus procesos de producción y mantener sus plantas

S por medio de una reacción

química, debido a que el sistema cumple con los parámetros indicados (Multi-

Chem, 2009, p. 1).

1.1.3 DESCRIPCIÓN DE LAS FACILIDADES DE PRODUCCIÓN DEL BLOQUE

TARAPOA

9

de refinación de crudo en condiciones que prolonguen su tiempo de operación.

La Figura 1.2 indica la distribución de las facilidades de producción del Bloque.

Figura 1.2. Facilidades de producción de la Compañía en el Bloque Tarapoa

Su producción está en alrededor de 30 000 barriles por día. El crudo posee una

gravedad específica de 22 °API. En las estaciones de producción se separa el

crudo, agua y gas. El petróleo se dirige a la estación de transferencia, y otra parte

a la planta de combustibles conjuntamente con el gas. El agua se utiliza en los

sistemas de reinyección de pozos.

Facilidades de Producción

Estaciones

Estaciones de Producción

MPF

Dorine Battery

Mariann Battery

Old Mariann

Shirley PTU

Estaciones de Transferencia

Dorine 5

Estaciones de Generación

Power Plant

Plataformas de Pozos

Campo Fanny

Campo Dorine

Campo Mariann

Campo Shirley

10

1.1.3.1 Descripción de la planta de combustibles ubicada en el Bloque Tarapoa

La planta de combustibles de la Compañía ubicada en Tarapoa está constituida

por tres unidades de proceso: planta de gas, planta de fraccionamiento y planta

Topping.

Planta de gas

La planta de gas tiene una capacidad de procesamiento de 8 millones SCFD (pies

cúbicos medidos a condiciones estándar por día) y tiene la finalidad de

aprovechar el gas asociado para la producción de gas combustible empleado para

la generación eléctrica que suple una buena parte de la demanda del Bloque

Tarapoa.

La planta tiene dos fuentes de abastecimiento, la primera proviene de MPF

(Principales Facilidades de Producción) a baja presión (2,7 – 3,4 atm) y la

segunda de Dorine por medio de un gasoducto a alta presión (20,7 – 23,5 atm).

En la planta se ubican dos compresores que permiten aumentar la presión del gas

de MPF hasta niveles similares a la de Dorine, de esta forma las dos corrientes se

unen. El gas seco obtenido, que se lo utiliza como combustible, se dirige a un

sistema de filtración. Finalmente el gas es recalentado y se distribuye a los

diferentes usuarios para su consumo, estos son: generación eléctrica,

combustible para compresores, rehervidores, pilotos de tea, gas blanket, topping

plant. Actualmente se procesa una carga de 5 millones SCFD, que permite

obtener alrededor de 4,5 millones SCFD de gas combustible.

A continuación la Figura 1.3 muestra un esquema de las facilidades existentes en

el Bloque Tarapoa para el procesamiento del gas.

11

MPF

DORINE

M-919

K-600/610

V-180/190

3 000 000 SCFD100 ppm H2S

50 ppm H2S

40 gal/d LÍQUIDO SECUESTRANTE

DE H2S

Bomba de Dosificación2 800 000 SCFD

5 ppm H2S

Planta de GeneraciónEléctrica

Allison Turbines

30 ppm H2S

M-919: Torre de contacto para

secuestrar H2S

K-600/610: Compresores

V-180/190: Filtros

Figura 1.3. Esquema de tratamiento de gas en el Bloque Tarapoa

La Tabla 1.3 resume las diversas unidades descritas, capacidades, cargas,

productos y subproductos de cada uno de los procesos de operación en el

Bloque.

Tabla 1.3. Resumen de la operación de la planta de combustibles ubicada en el Bloque Tarapoa

Unidad Capacidad Carga Productos Subproductos

Planta de gas 8 000 000 SCFDGas asociado (MPF y

Dorine)Gas

combustibleCondensados

Planta de fraccionamiento

1 200 bbl/dCondensados (Dorine,

compresores y sistemas de refrigeración)

GLPGasolina natural

Planta toppingRelativo a las necesidades

Petróleo crudo (Crudo Fanny)

Diesel Residuo, naftas

12

1.2 DISEÑO DE TORRES EMPAQUETADAS DE ABSORCIÓN

Existe un procedimiento de diseño sugerido por Perry (2001), el cual se cita a

continuación.

“El diseño de equipos para absorción implica tres etapas:

1. Obtención de los datos de equilibrio gas-líquido o vapor-líquido para el sistema.

Si la operación se considera como una serie de etapas de equilibrio, que es el

punto de vista más usual, los datos citados son críticos para la determinación

de la máxima separación posible. Entre otros datos necesarios se incluyen

propiedades físicas como la viscosidad y la densidad.

2. Información sobre la capacidad del dispositivo de contacto elegido. Incluye la

referente a la pérdida de carga en el dispositivo, que permitirá encontrar el

compromiso óptimo entre los costes correspondientes a la sección transversal

de la columna y al consumo de energía.

3. Determinación de la altura necesaria para la zona de contacto como función de

las propiedades de los fluidos y de la eficacia de la transferencia de materia en

el equipo. Esta determinación implica el cálculo de parámetros de transferencia

de materia, como las alturas de unidades de transferencia y las eficiencias de

piso, así como parámetros de equilibrio o de velocidad de transferencia, tales

como el número de etapas teóricas o el número de unidades de transferencia”

(p. 14-5).

A continuación se resumen las diferentes condiciones para el diseño de sistemas

de absorción de gases:

Elegir el mejor disolvente

Determinar la velocidad óptima del gas a través de la columna, es decir, el

diámetro de la torre

13

Determinar la altura de la columna y sus elementos interiores, lo que significa

la altura y el tipo de relleno

Establecer el caudal óptimo del disolvente a través del absorbedor

Definir las temperaturas de las corrientes que entran y salen de la columna

Establecer la presión de operación

Realizar el diseño mecánico de los recipientes, incluyendo distribuidores de

flujo, soportes de relleno.

1.2.1 EQUIPO UTILIZADO EN OPERACIONES DE ABSORCIÓN

La separación lograda a través del contacto directo de dos fases inmiscibles es un

proceso sumamente importante ya que incluye a la mayoría de las operaciones de

transferencia de masa.

Las operaciones de absorción, desorción y rectificación se realizan en columnas o

torres, que son equipos de forma cilíndrica, de configuración vertical, que en el

interior poseen platos o lechos de relleno. El funcionamiento de estos equipos

puede ser en contracorriente o en paralelo (Perry, 2001, p. 14-6).

El equipo seleccionado para el proceso de absorción debe garantizar el contacto

íntimo de los dos fluidos, logrando la difusión interfacial de los componentes

(Treybal, 1988, p. 157). Para evaluar los equipos más importantes utilizados en el

proceso de absorción se procede a argumentar sus características principales.

1.2.1.1 Torres de platos

Las torres de platos son equipos cilíndricos verticales en los que el gas y el líquido

se ponen en contacto en forma de pasos sobre platos o charolas. Si su operación

es en contracorriente, el líquido entra por la parte superior y fluye en forma

descendente, durante su trayecto traspasa cada plato. El gas sube a través de los

14

orificios de los platos, burbujea en el líquido, se separa de la espuma y pasa al

plato inmediatamente superior. Cada plato en la columna corresponde a una

etapa, ya que sobre este se ponen en contacto íntimo los fluidos, ocurriendo la

difusión interfacial y la separación del soluto (Treybal, 1988, p. 179). La cantidad

de platos teóricos o etapas en el equilibrio en una torre de este tipo es función de

cuan complicada sea la separación del sistema. Los dispositivos de contacto o

platos pueden ser de diversos tipos, como por ejemplo, perforados, de válvulas,

de capuchones; hechos de metal y acondicionados para ajustarse al diámetro y

operación de la columna (Geankopolis, 1998, p. 680).

1.2.1.2 Torres de relleno o empacadas

Este es un aparato muy utilizado en la absorción de gases y en otra serie de

operaciones en la industria. Consiste en un equipo de contacto continuo, vertical,

cilíndrico, equipado con una serie de rellenos o empaques en su interior. Las

torres empacadas pueden operar con un flujo a contracorriente o en paralelo

(McCabe, Smith y Harriott, 1991, p. 717). Los rellenos son dispositivos que

proporcionan una gran superficie de contacto entre el líquido y el gas,

promoviendo un contacto íntimo entre las fases. Los empaques pueden ser

cargados a la torre al azar u ordenados, de tal manera que el sistema se exponga

a una gran superficie de contacto. Los rellenos deben cumplir con ciertas

características indicadas a continuación:

Proporcionar el mayor área para el contacto

Ser químicamente inerte

Tener suficiente resistencia mecánica sin representar un peso excesivo en la

torre

Permitir el paso del líquido y del gas

Ser barato (McCabe et al., 1991, p. 718).

Un parámetro a tomar en consideración en la selección del relleno más efectivo

para la operación en columnas empaquetadas al azar es que la relación entre el

15

diámetro de la torre y el diámetro del relleno debe ser mayor a 7 (Peters y

Timmerhaus, 1991, p. 691). El relleno seleccionado debe estar sustentado con

datos de diseño que especifiquen su tipo, tamaño, material, dimensiones, área

específica, factor de diseño, etc.

En la Figura 1.4 se muestra los diversos tipos de empaques, tanto al azar como

regulares.

Rellenos al azar Rellenos regulares u ordenados

Figura 1.4. Rellenos al azar y regulares utilizados en columnas empacadas(Treybal, 1988, p. 214-215)

Soportes de empaque

Los rellenos poseen una estructura de sostén o apoyo para que se mantengan

fijos dentro de la torre. Una buena operación de la columna está ligada

estrictamente a la selección de un correcto soporte de empaque. La fortaleza y

estabilidad deben ser características primordiales del soporte. Además posee un

área libre, suficientemente amplia, para permitir el flujo del líquido y del gas con

un mínimo de restricción. Se recomienda que su selección sea en función a la

existencia de un área libre de alrededor del 65 % o más del área de la torre

(Ludwig, 1997, p. 236). Debe ser fabricado de materiales metálicos resistentes a

la corrosión. En la Figura 1.5 se presenta un ejemplo de soportes de empaque.

16

Figura 1.5. Soporte de empaque y rellenos utilizados en columnas de absorción

Distribuidores de líquido

La distribución del líquido (solvente) debe ser adecuada, abarcando toda el área

del relleno para mejorar la transferencia de masa. En la Figura 1.6 se indica la

manera no adecuada y la adecuada de inyección de líquido, esto resalta la

importancia de la distribución inicial del disolvente.

Figura 1.6. Distribución del líquido e irrigación del empaque (a) inadecuada; (b) adecuada (Treybal, 1988, p. 217)

17

La distribución del líquido en la torre es uno de los factores más importantes

durante la operación de la columna y su eficiencia. La mala distribución reduce el

área efectiva humedecida del empaque y promueve la canalización de líquido.

Existen diversos tipos de distribuidores de líquido en el mercado, algunas

opciones se presentan en las Figuras 1.7 y 1.8, cuya finalidad es optimizar la

aspersión del solvente sobre el relleno.

Figura 1.7. Distribuidor de líquido de boquillas de aspersión(Ludwig, 1997, p. 263)

Figura 1.8. Distribuidor de líquido tipo Cone Spray Nozzle

La selección del mecanismo de distribución de líquido a través del relleno

depende de su tipo y material, tamaño, configuración de la torre y tendencia del

empaque a desviar líquido hacia las paredes de la columna. Generalmente un

buen diseño considera que la corriente de líquido debe ingresar a la torre por la

parte superior del relleno a una altura aproximada de 0,08 a 0,15 m para torres

pequeñas y para columnas de mayor diámetro se debe calcular la relación del

18

diámetro de la columna dividido para 6, obteniendo así la altura recomendada. Se

consideran columnas pequeñas a aquellas cuyo diámetro es menor a 0,91 m. Es

importante acotar que los puntos de irrigación deben ser uniformes alrededor del

relleno, sin exceder los 108 puntos/m2 (10 puntos/pie2

Seleccionar un líquido en el que la solubilidad del soluto sea elevada, a fin de

aumentar la rapidez de la absorción y disminuir la cantidad de disolvente en

circulación.

), sin descuidar el área

adyacente a las paredes de la torre (Ludwig, 1997, p. 254).

La redistribución del líquido que fluye hacia abajo debe realizarse después que la

altura de un lecho de relleno aleatorio o estructurado sea de 3 a 6 m o como el

fabricante o diseñador lo indique (Ludwig, 1997, p. 267).

Solvente

El disolvente o absorbente es especificado por la naturaleza del producto. Si el

propósito principal es eliminar algún componente del gas, casi siempre existe la

posibilidad de elección, sin embargo se deben analizar una serie de aspectos,

como son los siguientes:

El disolvente debe tener una presión baja de vapor, puesto que el gas saliente

en una operación de absorción generalmente está saturado con el solvente y

en consecuencia, puede perderse una gran cantidad.

Debe ser no corrosivo, de bajo costo y de fácil obtención de tal forma que las

pérdidas no sean elevadas.

La viscosidad del líquido debe ser baja, no espumante, debido a la rapidez en

la absorción, bajas caídas de presión en el bombeo y buenas características

de transferencia de calor.

En lo posible, el disolvente no debe ser tóxico, ni inflamable, debe ser

químicamente estable y tener un punto bajo de congelamiento (Perry, 2001, p.

14-6; Treybal, 1988, p.312).

19

En consecuencia se indica que, en general, los disolventes de naturaleza química

similar a la del soluto que se va a absorber, proporcionan una buena solubilidad.

Suele suceder que una reacción química del disolvente con el soluto tiene como

consecuencia una solubilidad muy elevada del gas y permite utilizar una mínima

cantidad de disolvente (Perry, 2001, p. 14-6).

Presiones elevadas y temperaturas bajas favorecen la absorción. Dependiendo

del tipo de disolvente, el gas se absorbe por disolución física (absorción física) o

por reacción química (absorción química) (Heckmann y Heckmann, 2005, p. 20).

Las columnas empacadas de contacto continuo son aquellas en las que el gas y

líquido se encuentran en contacto íntimo a todo momento; mientras que las torres

de platos son equipos en el que el contacto se da de manera intermitente. Por lo

tanto en una torre empaquetada las composiciones del gas y del líquido a lo largo

de su paso a través del relleno cambian con la altura del empaque. Los equipos

de absorción con cuerpos rellenos pueden operar tanto en paralelo como en

contracorriente.

A continuación se presenta un procedimiento para el diseño de una columna

empaquetada en contracorriente y en paralelo.

1.2.2 DISEÑO DE TORRES DE ABSORCIÓN EMPACADAS EN

CONTRACORRIENTE

En una torre a contracorriente con cuerpos rellenos, el diseño se basa en

expresiones de velocidad que representan la transferencia de materia en un punto

de la interfase gas-líquido y en los balances de materia que relacionan los

cambios de composición global en las dos fases en circulación.

En este capítulo se exponen las ecuaciones y los balances de masa, cuya

descripción inicia con la Figura 1.9.

20

Corriente Gaseosade Salida

Corriente Líquidade Entrada

Corriente Líquidade Salida

Corriente Gaseosade Entrada

GsG1

YA1

yA1

LsL2

XA2

xA2

GsG2

YA2

yA2

LsL1

XA1

xA1

Figura 1.9. Esquema de una torre de rellenos en operación a contracorriente

es el flujo molar del gas seco (fase gaseosa sin soluto) y es el flujo molar del

solvente líquido (fase líquida sin soluto) a la entrada y a la salida de la torre. Son

valores constantes. Por lo tanto se cumple lo siguiente:

= 1 = 1 11

= 2 12

[1.1]

= 1 = 1 11

= 2 12

[1.2]

Donde:

GS: flujo molar del gas seco a la entrada y a la salida de la torre (kgmol

gas/m2s)

LS: flujo molar del líquido a la entrada y a la salida de la torre (kgmol

líquido/m2s)

G1: flujo molar del gas a la entrada de la torre (kgmol gas/m2s)

L1: flujo molar del líquido a la salida de la torre (kgmol líquido/m2s)

G2: flujo molar del gas a la salida de la torre (kgmol gas/m2s)

L2 flujo molar del líquido a la entrada de la torre (kgmol líquido/m2s)

yA1: fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre

21

xA1: fracción molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre

yA2: fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre

xA2

=1

: fracción molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre

Se puede percibir que las relaciones molares no son iguales a las fracciones

molares. Se procede a realizar un análisis dimensional de unidades para

establecer sus diferencias:

( + )

( + )

Sin embargo, se establece una relación entre ellos, así:

[1.3]

=1

[1.4]

Una alimentación se considera muy diluida cuando se cumplen los siguientes

parámetros:

1=

1

2=

2

1 =

2 =

Donde:

YA1: relación molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre

XA1: relación molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre

YA2: relación molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre

XA2: relación molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre

22

Para realizar la evaluación de la torre de absorción se procede a analizar el

balance de masa en contracorriente:

Balance total

1 + 2 = 2 + 1 [1.5]

Balance del soluto

1 1 +2 2 =

2 2 +1 1 [1.6]

1+

2=

2+

1[1.7]

1 2=

1 2

1 2=

1 2

=[1.8]

La expresión 1.8 representa la ecuación de la recta de operación de una torre en

contracorriente. En este proceso de absorción la pendiente de la recta de

operación es positiva. Las rectas de equilibrio y de operación tienen la

configuración presentada en la Figura 1.10.

Recta de equilibrio

Recta de operación

XAXA2 XA1

YA

YA1

YA2

Figura 1.10. Rectas de equilibrio y de operación en una torre de absorción con operación acontracorriente

23

1.2.3 DISEÑO DE TORRES DE ABSORCIÓN EMPACADAS EN PARALELO

Son torres en las que las corrientes líquida y gaseosa están en la misma

dirección, como se muestra en la Figura 1.11. Para analizarlas se procederá de la

misma forma en la que se evaluó a la columna con operación a contracorriente.

Los respectivos balances de masa y ecuaciones para el cálculo de la torre con

operación en paralelo se presentan en este capítulo.

Corriente Gaseosade Entrada

Corriente Líquidade Entrada

Corriente Líquidade Salida

Corriente Gaseosade Salida

GsG1

YA1

yA1

LsL2

XA2

xA2

GsG2

YA2

yA2

LsL1

XA1

xA1

Figura 1.11. Esquema de una torre de rellenos en operación a paralelo

Balance total

1 + 1 = 2 + 2 [1.9]

Balance del soluto

1 1 +1 1 =

2 2 +2 2 [1.10]

1+

1=

2+

2[1.11]

1 2=

2 1

1 2=

2 1

24

= 1 2

2 1

[1.12]

=[1.13]

Donde:

GS: flujo molar del gas seco a la entrada y a la salida de la torre (kgmol

gas/m2s)

LS: flujo molar del líquido a la entrada y a la salida de la torre (kgmol

líquido/m2s)

G1: flujo molar del gas a la entrada de la torre (kgmol gas/m2s)

L1: flujo molar del líquido a la entrada de la torre (kgmol líquido/m2s)

G2: flujo molar del gas a la salida de la torre (kgmol gas/m2s)

L2: flujo molar del líquido a la salida de la torre (kgmol líquido/m2s)

YA1: relación molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre

XA1: relación molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre

YA2: relación molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre

XA2: relación molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre

yA1: fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre

xA1: fracción molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre

yA2: fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre

xA2: fracción molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre

La expresión 1.13 representa la ecuación de la recta de operación de una torre en

paralelo. En este proceso de absorción la pendiente de la recta de operación es

negativa. Las rectas de equilibrio y de operación tienen la configuración expuesta

en la Figura 1.12.

25

Recta de equilibrio

Recta de operación

XAXA2XA1

YA

YA1

YA2

Figura 1.12. Rectas de equilibrio y de operación en una torre de absorción con operación aparalelo

1.2.4 CÁLCULO DE LA ALTURA DEL RELLENO Y DEL DIÁMETRO DE UNA

TORRE DE ABSORCIÓN EMPACADA

Analizando los procesos de transferencia de masa en base a la primera Ley de

Fick de la Difusión, tenemos:

= [1.14]

Donde:

NA: flujo molar del soluto (kgmol/m2s)

dz: gradiente de la distancia (m)

: coeficiente de difusión (m2/s)

dCA: gradiente de la concentración molar del soluto (kgmol/m3

0

=2

1

)

Para integrar esta ecuación se considera que el flujo molar y el coeficiente de

difusión son constantes, por lo tanto:

[1.15]

26

( ) =2 1

[1.16]

=1 2

[1.17]

El término indicado en la ecuación 1.17, , se lo conoce como coeficiente de

transferencia de masa referido a concentraciones y al flujo molar ( ).

=1 2

[1.18]

Para el tratamiento con gases ideales se presenta el siguiente sistema de

ecuaciones.

= =

[1.19]

= 1 2 [1.20]

=1 2

[1.21]

Donde:

: presión parcial del componente i (atm)

C i: concentración molar del componente i (kgmol/m3)

R: constante de los gases ideales (m3

=1 2

atm/K kgmol)

T: temperatura (K)

A la expresión se la denomina coeficiente de transferencia de masa referido a

presiones y al flujo molar ( ).

[1.22]

27

= =[1.23]

=1 2

[1.24]

=1 2

[1.25]

Donde:

P: presión total (atm)

y i:

=1 2

fracción molar del componente i

Al producto se lo conoce como coeficiente de transferencia de masa referido

a fracciones molares y al flujo molar ( ).

[1.26]

A partir de este análisis se presenta la ecuación 1.27 que resume lo indicado

anteriormente.

=1 2

= 1 2

[1.27]

Se considera una torre empacada de sección transversal, cuya superficie efectiva

total para la transferencia de masa, como resultado de difundir el líquido en una

película sobre el relleno, es por sección transversal unitaria de la torre. Esta

superficie se describe como el producto de una superficie interfacial específica por

el volumen empacado; por lo tanto en el volumen diferencial , la superficie

interfacial es:

= [1.28]

28

En base a este razonamiento, para determinar los coeficientes volumétricos se

multiplica al flujo por el factor , que corresponde al área interfacial de una torre

de relleno sobre el volumen del relleno. Además las soluciones que intervienen en

el proceso se las consideran diluidas, = . Así, se tiene lo siguiente:

= =

[1.29]

= =

[1.30]

= = =

[1.31]

Donde:

: presión parcial del soluto a las condiciones de equilibrio (atm)

: relación molar del soluto en la fase gaseosa a las condiciones de equilibrio

: presión parcial del soluto en la fase gaseosa (atm)

: relación molar del soluto en la fase gaseosa

En la ecuación 1.31 se procedió a igualar las ecuaciones de flujo al balance

diferencial de la torre.

= [1.32]

0

=

[1.33]

=

[1.34]

Para realizar el análisis de la altura del relleno se utiliza la ecuación de diseño en

la cual intervienen términos como HTU (Altura de Unidad de Transferencia) y NTU

(Número de Unidades de Transferencia).

29

= ×

Donde:

[1.35]

=

[1.36]

=

[1.37]

La integral de la ecuación para el cálculo de NTU representa la medida de la

dificultad de la separación y relaciona el cambio en la composición de la fase gas,

con la fuerza impulsora media. El número de unidades de transferencia es una

medida de la altura necesaria en un equipo de contacto continuo. La altura de

unidad de transferencia, HTU, es la altura del relleno que produce un cambio en la

composición equivalente a una unidad de transferencia (King, 1979, p. 344-345).

Se procede al cálculo del número de unidades de transferencia, procedimiento en

el cual intervienen las relaciones molares del sistema a la entrada y salida de la

torre y en el equilibrio. La ecuación 1.37 será reemplazada por la siguiente

expresión:

= 1 2

1 1 2 2

ln 1 1

2 2

[1.38]

Para la determinación del diámetro de la torre se utiliza la Figura AI.1 del Anexo I,

en la cual es necesario calcular cada uno de los ejes y determinar la caída de

presión por unidad de longitud de relleno.

= =

0,5 [1.39]

30

= =0,5

0,5 0,05[1.40]

=0,5

=0,5

3600

[1.41]

=0,5

0,5 0,05

[1.42]

= =0,5 0,5

3600

0,5 0,05

[1.43]

Donde:

L: velocidad másica del líquido (lb/h pie2)

G: velocidad másica del gas (lb/h pie2)

: densidad del gas (lb/pie3)

: densidad del líquido (lb/pie3)

F: factor del relleno (pie-1)

: viscosidad cinemática del líquido (cS)*

* En este conjunto de parámetros se utiliza el sistema inglés de unidades, debido

a que el método de cálculo emplea este patrón.

Para el diseño de absorbedores la caída de presión del gas recomendada es de

200 a 400 N/m de espesor empacado (Treybal, 1988, p. 224).

“La altura equivalente para una etapa ideal o plato teórico (HEPT) es un método

simple para diseñar torres empacadas que ignora las diferencias entre el contacto

por pasos y el continuo” (Treybal, 1988, p. 334). Para su cálculo Peters y

Timmerhaus (1991) presentan la siguiente ecuación:

31

=2

+ 1

[1.44]

Esta expresión puede ser utilizada para estimar HETP de una sección de una

columna empacada para sistemas de absorción cuyas soluciones sean diluidas,

en función del valor de HTU. Si se determina que la curva de operación y

equilibrio son rectas y paralelas, = 1, por lo tanto, HETP es igual a HTU (p.

521).

Para determinar el porcentaje de eliminación de H2

% ó 2 = 2 2

2

× 100

S se utiliza la expresión 1.45.

[1.45]

Donde:

2: concentración de H2S a la entrada de la torre (ppm)

2: concentración de H2S a la salida de la torre (ppm)

32

2. PARTE EXPERIMENTAL

2.1 EVALUACIÓN DE LAS CONDICIONES ACTUALES DE

OPERACIÓN DE LA TORRE DE CONTACTO EN PARALELO

UTILIZADA PARA SECUESTRAR H2

La planta de gas tiene una capacidad de procesamiento de 8 millones SCFD (pies

cúbicos medidos a condiciones estándar por día) y tiene la finalidad de

aprovechar el gas asociado para la producción de gas combustible empleado para

la generación eléctrica. La torre de contacto se encuentra en el Bloque Tarapoa y

actualmente procesa 3 millones SCFD aproximadamente de gas que proviene de

MPF (Principales Facilidades de Producción).

Para la evaluación de la operación actual de la torre de contacto para secuestrar

H

S UBICADA EN EL

BLOQUE TARAPOA

2S se procedió a efectuar un reconocimiento preliminar del equipo antes

mencionado, para establecer: altura y diámetro de la columna, número y altura de

los lechos, sistema de distribución de líquido, tipo y soportes del empaque.

La operación de la torre es en paralelo, es decir que las corrientes de gas y

líquido ingresan por la parte superior de la torre. La Figura 2.1 muestra la torre

empacada ubicada en el Bloque Tarapoa.

A continuación se caracterizaron las corrientes de entrada y de salida de la torre

de contacto. Para las corrientes gaseosas es importante conocer su composición,

por lo tanto se realizaron los análisis cromatográficos correspondientes en base a

la Norma ASTM D1945: “Standard Test Method for Analysis of Natural Gas by

Chromatography”.

33

Figura 2.1. Torre de contacto para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa

Para el disolvente líquido (secuestrante de H2

Baño termostático KOEHLER, 302 °C, 1 °C

S), se obtuvieron propiedades

físicas como densidad utilizando como referencia la Norma ASTM D1217-12:

“Standard Test Method for Density and Relative Density (Specific Gravity) of

Liquids by Bingham Pycnometer”; y la viscosidad cinemática, Norma ASTM D445-

12: “Standard Test Method for Kinetic Viscosity of Transparent and Opaque

Liquids (and Calculation of Dynamic Viscosity)”.

Durante la determinación de estas propiedades se utilizaron los siguientes

materiales:

Termómetro EVER SAFE, 1 °F

Picnómetro de Bingham de 25 mL

Viscosímetro KOEHLER, 700-493

34

Balanza analítica SARTORIUS, 320 g, 0,0001 g

Jeringas de 10 mL

Vaso de precipitación de 10 y 50 mL

Agua destilada

Químico secuestrante de H2

Según información de ciertos distribuidores del químico, el solvente líquido

secuestrante de H

S, Champion Technologies

2S es hexahidro-1,3,5-tris(2-hidroxietil)-S-triazina.

Este compuesto químico actúa rápidamente y con una alta eficiencia aún a

elevadas concentraciones de sulfuro de hidrógeno. Además reacciona

selectivamente con el H2S aún en presencia de altas concentraciones de CO2. Es

un líquido no inflamable, seguro y de fácil aplicación. Produce una reacción

estable y su inyección es en base acuosa. Puede ser administrado continuamente

para remover H2S o mercaptanos de una corriente moderada de gas natural o de

hidrocarburos líquidos. Su acción depende de la turbulencia de la mezcla, la

presión de vapor, la temperatura, la relación de crudo y agua, y la concentración

del producto a la cual es inyectado (Champion Technologies, 2010, p. 1; Multi-

Chem, 2009, p. 1).

Además se obtuvieron los parámetros de operación como presión, temperatura y

flujo de las corrientes de entrada y salida del gas y del compuesto líquido

utilizado.

En la configuración de la torre se identificaron dos lechos rellenos con dispositivos

tipo Cascade Mini Ring, de acero inoxidable, indicados en la Figura 2.2.

Para el diagnóstico de la operación fue necesario evaluar la curva de equilibrio,

admitiendo un comportamiento ideal utilizando la Ley de Raoult, basándose en las

presiones de vapor de cada uno de los componentes del gas natural.

35

Figura 2.2. Relleno Cascade Mini Ring utilizado actualmente en la torre de contacto ubicada en el Bloque Tarapoa

(Beijing Zehua Chemical Engineering, p. 3)

Con toda esta información se determinaron las condiciones actuales de

funcionamiento de la torre de contacto a través de los cálculos de los balances de

materia y de los coeficientes de transferencia de masa de una torre empaquetada

con operación en paralelo descritos en el Capítulo 1.

2.2 EVALUACIÓN DEL EFECTO DE LA CONCENTRACIÓN Y DEL

FLUJO DE QUÍMICO SECUESTRANTE SOBRE LA

ELIMINACIÓN DE H2

El ácido sulfhídrico disuelto es causa primaria de la mayoría de los problemas de

corrosión en sistemas de tratamiento de crudo y gas. Se indica que la presencia

de H

S A LAS CONDICIONES DE OPERACIÓN

ACTUALES

2

Por esta razón se propuso un diseño experimental que, inicialmente, pretende

realizar un estudio para la eliminación de sulfuro de hidrógeno.

S puede causar un rápido deterioro en los metales a pesar de encontrarse a

bajas concentraciones. Si el sulfuro de hidrógeno puede disminuir su

concentración o ser totalmente excluido de la corriente de gas combustible, gran

cantidad de problemas de corrosión se evitarían.

36

Se realizaron cuatro tipos de tratamientos a escala industrial, en función de la

dilución a la cual el disolvente es aplicado a la torre de contacto. Cada uno de los

procedimientos correspondió a la inyección del químico secuestrante puro y

posteriormente diluido con agua en relaciones 1:1, 2:1, 1:2 (secuestrante: agua).

Para cada uno de estos se efectuaron 6 variaciones (niveles) de las dosis entre 0

y 50 gal/d de solvente puro con tres repeticiones. Se midieron las concentraciones

resultantes de H2S en el gas en base a la Norma ASTM D4810-88: “Standard

Test Method for Hydrogen Sulfide in Natural Gas Using Length-of-Stain Detector

Tubes”, a la entrada y salida de la torre de contacto. Todo este procedimiento se

basó en el diseño experimental completamente al azar.

Cabe indicar que para el estudio del efecto de la concentración y del flujo de

químico secuestrante sobre la eliminación de H2

Bolsas plásticas

S se utilizó el sistema inglés de

unidades.

Para realizar las diversas mediciones se utilizaron los siguientes materiales:

Detector Tube Pump GASTEC

Hydrogen Sulfide Detector Tubes GASTEC: No. 4LB, 4LL, 4L

Se utilizó todo el equipo de protección personal necesario para realizar las

diferentes mediciones.

Las Figuras 2.3 y 2.4 muestran los materiales usados durante las mediciones de

H2S en la experimentación.

Al utilizar los tubos detectores durante las mediciones de H2

2 + ( 3 )2 + 2 3

(Gastec, 2011)

S se produce una

reacción química la cual se señala a continuación:

[2.1]

37

Figura 2.3. Detector Tube Pump, aparato utilizado durante la medición de H2S

Figura 2.4. Hydrogen Sulfide Detector Tubes, material utilizado durante la medición de H2S

Al producirse la reacción con el H2S, las ampollas cambian de color de blanco a

café. Los tubos detectores dan lecturas directas de la concentración de H2

Existe un sistema de inyección continua del líquido a la torre de contacto,

conformado por dos bombas dosificadoras y dos puntos de inyección, una para

S en

partes por millón en seco (ppm). Cada uno de los tubos posee un rango de

medición, como se indica en la Tabla 2.1.

38

cada lecho. El secuestrante de H2S tiene por compuesto activo a la triazina, la

cual es diluida con agua para su uso.

Tabla 2.1. Denominación de los rangos de medición de los tubos detectores (Hydrogen Sulfide Detector Tubes) utilizados durante la experimentación

Tubos detectores de sulfuro de hidrógeno (No.)

Rango de medición

4 LB 1 – 6 ppm

4 LL 2,5 – 60 ppm

4 L 10 – 120 ppm

Además la reacción entre las triazinas y el H2S es más rápida que la reacción

entre un aldehído y el H2S. Este tipo de compuesto es utilizado para eliminar

ácido sulfhídrico hasta concentraciones muy bajas (Soegaard, 2011, p. 9). La

fórmula desarrollada de la triazina se muestra en la Figura 2.5.

Figura 2.5. Fórmula desarrollada de la triazina(Soegaard, 2011, p. 9).

Acerca del químico secuestrante, se conoce que la triazina más utilizada para

remover H2

(Soegaard, 2011, p. 20)

S es hexahidro-1,3,5-tris(2-hidroxietil)-S-triazina, cuya estructura es

simétrica alternando un átomo de nitrógeno y un átomo de carbono. Se forma a

partir de la siguiente reacción:

[2.2]

39

Soegaard (2011) en su estudio propone un sistema de reacción que se presenta a

continuación en la Figura 2.6, el cual en general estima tres reacciones de

sustitución donde el H2

Figura 2.6. Sistema de reacción de hexahidro-1,3,5-tris(2-hidroxietil)-S-triazina con el H

S reacciona con un átomo de nitrógeno de la estructura del

anillo y la monoetanolamina (MEA) deja el grupo (p. 17).

2

En base al diseño experimental propuesto, los niveles son 6, por lo tanto las dosis

de químico secuestrante de H

S(Soegaard, 2011, p. 17)

El compuesto resultante es el tritiano (trithiane), del cual se sospecha sea el

causante de dejar incrustaciones a lo largo de las líneas durante la operación. Es

un sólido cristalino de color blanco (Soegaard, 2011, p. 21).

2S son 0, 10, 20, 30, 40 y 50 gal/d de solvente puro.

Para cada uno de los tratamientos se procedió a preparar el químico de acuerdo a

la dilución propuesta y como solvente puro. Por ejemplo, la dilución 2:1, se

preparó con dos partes de secuestrante puro y una parte de agua utilizando los

siguientes flujos 0, 15, 30, 45, 60 y 75 gal/d. En cambio para la dilución 1:1 se

preparó con una parte de secuestrante y una parte de agua. Los flujos para este

caso fueron 0, 20, 40, 60, 80 y 100 gal/d. Se realizaron 3 repeticiones de cada

40

uno de los niveles (flujos) en cada tratamiento. Con esta relación se tiene un

punto de comparación en función del secuestrante puro para todos los

tratamientos. La Tabla 2.2 indica las relaciones de las dosis y del solvente puro

para la dilución 1:1, 2:1 y 1:2 (solvente: agua).

Tabla 2.2. Relación del flujo inyectado a la torre de contacto en función del secuestrantepuro y el agua para cada una de las diluciones

Tratamiento(Secuestrante:

Agua)

Flujo inyectado a la torre (gal/d)

Relación del flujo de secuestrante de H2S puro y el agua (gal/d)

Flujo de secuestrantepuro (gal/d)

Flujo de agua (gal/d)

Dilución 1:1

0 0 0

20 10 10

40 20 20

60 30 30

80 40 40

100 50 50

Dilución 2:1

0 0 0

15 10 5

30 20 10

45 30 15

60 40 20

75 50 25

Dilución 1:2

0 0 0

30 10 20

60 20 40

90 30 60

120 40 80

150 50 100

La cantidad de disolvente utilizado para secuestrar la mayor concentración de

H2S permitió establecer un rango de consumo para la operación de la torre de

contacto y determinar la cantidad máxima de H2S que es posible eliminar durante

el proceso.

41

2.3 DETERMINACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO DE LA

TORRE DE CONTACTO EN CONTRACORRIENTE PARA

SECUESTRAR H2

Una vez realizado el análisis del diseño actual de la torre de absorción en paralelo

y la evaluación del efecto de la concentración y el flujo de líquido secuestrante

sobre la eliminación de H

S

2S, se propusieron mejoras en las condiciones de

funcionamiento de la torre de contacto al realizar el diseño de la columna en

operación a contracorriente y de esta manera establecer nuevos parámetros de

trabajo.

Las propuestas de diseño contemplaron el redimensionamiento de la torre o el

mejoramiento de los sistemas de distribución de líquido. Cualquiera de estos

cambios será recomendado una vez concluidos los cálculos de ingeniería para

elevar la eficiencia de la absorción gaseosa del contaminante.

Los datos recolectados de la cromatografía de gases, construcción de la curva de

equilibrio, condiciones de operación como presión, temperatura, flujos de líquido y

gas a la entrada de la torre, así como el relleno usado actualmente en la columna

en paralelo fueron parámetros utilizados para las diversas estimaciones en

contracorriente debido a que se trata del mismo sistema.

Para proseguir con el cálculo se debió establecer la caída de presión en la torre

de relleno en contracorriente, con la ayuda del gráfico de “Correlación

Generalizada para Pérdida de Carga de Eckert/Leva”, y con ello se determinó el

diámetro óptimo de operación bajo las condiciones establecidas. En la Figura AI.1

del Anexo I se presenta la gráfica extrapolada para poder manejar los flujos

establecidos de las corrientes líquida y gaseosa. Treybal (1988) propone una

caída de presión en absorbedores de 200 a 400 N/m (p. 224), por lo tanto se tomó

el promedio, 300 N/m (0,375 plgH2O/pie, valor utilizado en la gráfica).

42

Para mejorar el porcentaje de eliminación de H2S en la torre se asumió una

concentración de salida, valor a partir del cual se calcularon los caudales de las

diferentes corrientes y relaciones molares del soluto en las fases líquida y

gaseosa. Este valor deberá ser corroborado de tal manera que los diversos

parámetros de diseño se cumplan, como por ejemplo, relación diámetro / altura

del relleno (mayor a 7), caída de presión en absorbedores (de 200 a 400 N/m),

relación diámetro de la torre / diámetro del relleno (0,25). Caso contrario se

estimará otra concentración de salida de ácido sulfhídrico de la torre hasta

verificar las condiciones de diseño establecidas en las referencias.

En base a los resultados obtenidos del análisis de la torre empaquetada en

operación en paralelo, se estimó el valor del coeficiente volumétrico de

transferencia de masa, , del equipo de contacto gas - líquido, el cual sirvió

para obtener los datos finales de redimensionamiento de la torre en

contracorriente, esto es la determinación de la altura de unidad de transferencia,

HTU. Dicho procedimiento se lo realiza debido a que no existen referencias

bibliográficas del relleno utilizado, tampoco la Compañía posee información sobre

los parámetros de construcción de la torre de contacto ubicada en el Bloque

Tarapoa. Para el cálculo de la altura del relleno se utilizó un sistema de

ecuaciones planteado en una simulación en Microsoft Visual Basic que permitió

determinar la altura en función del coeficiente volumétrico de transferencia de

materia establecido.

De esta manera se establecieron los nuevos parámetros de diseño: diámetro,

altura del relleno, altura total de la torre, configuración de la columna, dirección de

los flujos.

El sistema de distribución de líquido y soporte del relleno fueron elegidos de tal

manera que en toda el área del empaque exista un buen contacto entre el líquido

secuestrante y el gas.

43

Existe la posibilidad de variaciones del flujo y de concentración de H2S en el gas a

la entrada de la torre de contacto, por lo que fue necesario establecer un rango de

operación que permita un correcto funcionamiento del equipo.

Además se estableció una configuración de tuberías y válvulas para la instalación

de la torre en el Bloque. Esta configuración permitirá a la columna trabajar tanto

en paralelo como en contracorriente; también con el respectivo manejo de

válvulas puede realizarse un mantenimiento del equipo ocasionalmente.

De esta manera se busca encontrar una solución global en el mejoramiento de las

condiciones de operación de la torre de absorción de H2

2.4 ÁNALISIS ECONÓMICO DE LA OPERACIÓN DE LA TORRE

DE CONTACTO EN CONTRACORRIENTE

S, manejando

concentraciones de este contaminante que eviten futuros problemas de corrosión

en la planta de combustibles ubicada en el Bloque Tarapoa.

El análisis económico en este proyecto contempla la evaluación de costos para la

construcción e instalación de la torre de contacto para secuestrar H2

1. Materiales

S diseñada a

contracorriente en el Bloque Tarapoa.

Se consideraron los costos de materiales, de instalación y, de ingeniería y

supervisión. Se analizó el efecto sobre los costos directos e indirectos en función

de parámetros vigentes en el mercado.

Entre los requerimientos necesarios para el desarrollo del proyecto se tiene:

Relleno

Distribuidor de líquido

Soporte del empaque

44

Tubería

Válvulas

2. Construcción

Proceso de construcción (instalación de la torre, soportes, distribuidor de

líquido, relleno)

3. Ingeniería y supervisión

Ingeniería y diseño

Supervisión (Peters y Timmerhaus, 1991, p. 159-160).

45

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

3.1 RESULTADOS DE LA EVALUACIÓN DE LAS CONDICIONES

ACTUALES DE OPERACIÓN DE LA TORRE DE CONTACTO EN

PARALELO UTILIZADA PARA SECUESTRAR H2

La torre de contacto pretende disminuir la concentración de H

S UBICADA

EN EL BLOQUE TARAPOA

2S del gas asociado

proveniente de pozos y tanques, para poder utilizarlo como combustible en la

planta de generación eléctrica. Es esencial eliminar el H2S de la corriente de

salida ya que su presencia puede causar un rápido deterioro en los metales a

pesar de encontrarse a bajas concentraciones.

En la torre ocurre un fenómeno de absorción química que aumenta la velocidad

de absorción y la capacidad de la fase líquida para disolver, en este caso, el ácido

sulfhídrico. Sucede que una parte del soluto en fase gaseosa pasa a formar

parte de la fase líquida debido a una reacción química instantánea entre el H2S y

el solvente químico secuestrante.

Los flujos pertenecientes tanto a la corriente gaseosa y líquida de entrada son

manejados en paralelo. La torre de absorción es una columna empacada con

rellenos Cascade Mini Ring (cuyas especificaciones se encuentran en el Anexo

II), conformada por dos lechos. Es un proceso isotérmico, a flujo continuo con

inyección de disolvente a la torre.

El químico secuestrante de H2S, compuesto por hexahidro-1,3,5-tris(2-hidroxietil)-

S-triazina, reacciona rápidamente y con una alta eficiencia aún a elevadas

concentraciones de H2S (Champion Technologies, 2010, p. 1; Multi-Chem, 2009,

p. 1). El disolvente se inyecta a razón de 80 gal/d en dilución 1:1 (solvente: agua).

Se determinaron ciertas propiedades físicas del secuestrante, cuyos resultados se

exponen en la Tabla 3.1.

46

Tabla 3.1. Propiedades físicas del solvente secuestrante de H2S medidas a 15.55 °Cdeterminadas en función de la Norma indicada

Parámetro Valor Unidad Norma

Densidad 1212,92 kg/m ASTM D1217-123

Viscosidad Cinemática 4,56 E-06 m2 ASTM D445-12/s

El gas ingresa a la torre a un flujo de 3 millones SCFD, 78,88 °C y 3,38 atm. La

concentración de entrada de H2S es de aproximadamente 100 ppm y de 42 ppm a

la salida.

Es una torre adaptada al sistema, que inicialmente eliminaba ácido sulfhídrico

hasta valores aceptables o tolerables (del 20 al 40 % de eliminación de H2S) para

la cantidad de gas que se manejaba en el proceso. Sin embargo, los flujos de gas

han aumentado y consecuentemente las concentraciones de H2S han elevado su

valor, demandando cambios en la ingeniería de la torre. Es imperativo realizar la

evaluación actual en paralelo, ya que servirá como constancia del diseño

existente en el campo. Los datos resultantes, además, son la base para el diseño

de la torre a contracorriente debido a la ausencia de datos bibliográficos o de

fabricantes o de diseñadores de este proceso específico. Únicamente se cuenta

con un diagrama del equipo en el que se indican las dimensiones y ciertas

características de los accesorios de la torre. Este diagrama se encuentra en el

Anexo III.

Todas las características de operación de la torre de contacto se enlistan en la

Tabla 3.2, estos datos son la base de los cálculos de los parámetros de

transferencia de materia y del coeficiente volumétrico de transferencia de masa de

la columna.

47

Tabla 3.2. Parámetros de operación actuales de la torre de contacto utilizada para secuestrar H2S ubicada en el Bloque Tarapoa

Parámetro Valor Unidades

Diámetro de la torre 0,254 m

Altura total de la torre 2,938 m

Tipo de relleno Cascade Mini Ring

Número de lechos 2

Altura de cada lecho 0,762 m

Temperatura de la corriente gaseosa de entrada 78,88 °C

Temperatura de la corriente líquida de entrada 15,55 °C

Presión de operación 3,38 atm

Flujo de gas a la entrada de la torre 3 000 000 SCFD

Flujo de líquido a la entrada de la torre 80 gal/d *

Dilución del secuestrante administrado 1:1

Densidad del gas @ 78,88 °C 3,667 kg/m3

Concentración de H2 100S a la entrada de la torre ppm

Concentración de H2 42S a la salida de la torre ppm

(* Se utiliza el sistema inglés de unidades para evaluar el efecto de la concentración y el flujo de secuestrante en la torre de contacto para eliminar H2

Cabe resaltar que este análisis cromatográfico no arroja valores de sulfuro de

hidrógeno, por lo tanto se utilizarán los valores recolectados durante las

mediciones en campo. Por ejemplo, si la lectura en base a la Norma ASTM

D4810-88: “Standard Test Method for Hydrogen Sulfide in Natural Gas Using

S, como se indicó en el acápite 2.2)

La evaluación continúa con la caracterización de la corriente gaseosa de entrada

a la columna de contacto. Para esto se realizaron los análisis cromatográficos

correspondientes en base a la Norma ASTM D1945: “Standard Test Method for

Analysis of Natural Gas by Chromatography”, cuyos datos se encuentran

enlistados en la Tabla 3.3.

A partir de los datos recolectados por cromatografía del gas natural se obtiene la

fracción molar de cada uno de sus componentes como son: metano, etano,

propano, i-butano, n-butano, i-pentano, n-pentano, nitrógeno, dióxido de carbono,

etc.

48

Length-of-Stain Detector Tubes”, es de 100 ppm en seco, el porcentaje en

volumen de H2S será de 0,01 y por consiguiente su porcentaje en fracción molar

será de 0,01; siendo su fracción molar de 0,0001. Según este análisis se deduce

que la fracción molar del H2S es muy pequeña, razón por la cual no se encuentra

su valor en la cromatografía de gases, además al realizar la sumatoria de las

fracciones molares totales de todos los componentes del gas natural no se afecta,

sigue siendo 1.

Tabla 3.3. Resultados del análisis cromatográfico de gas natural en base a la NormaASTM D1945

Composición del gasFracción

% molar

Nitrógeno (N2) 6,439

Dióxido de carbono (CO2) 30,344

Metano (C1) 13,307

Etano (C2) 6,079

Propano (C3) 13,307

I-Butano (i-C4) 2,640

N-Butano (n-C4) 6,449

I-Pentano (i-C5) 7,399

N-Pentano (n-C5) 8,528

N-Hexano (n-C6) 1,640

Agua 3,869

Total 100,001

(Intertek, 2013, p. 1)

Las Leyes de Dalton y Raoult aplicada a sistemas ideales, establecen que:

= 2 [3.1]

=2

[3.2]

Donde:

49

PT: presión total

2 : presión parcial H2S

y: fracción molar H2S en fase gaseosa

x: fracción molar H2

= ×

S en fase líquida

Para el cálculo de la presión total se procedió a realizar el producto de las

presiones de vapor a 78,88 °C (174 °F) de cada componente por su fracción

molar, la sumatoria de estos valores indica la presión total.

[3.3]

= [3.4]

Donde:

PT: presión total

: presión parcial del componente i

: presión de vapor del componente i

X i:

Los datos recolectados de presión de vapor de cada uno de los componentes del

gas natural son valores elevados, resultando una presión total de alrededor de

136 atm. Se procederá a realizar una comparación con otra fuente bibliográfica,

Gas Processors Supplies Association (1994) en su edición de Engineering Data

Book, indica, por ejemplo, que la presión de vapor del metano a 37,78 °C es de

340 atm y del etano de 54 atm (p. 23.2). Estas cifras muestran que el

comportamiento de la presión de vapor en función de la temperatura tiene una

tendencia exponencial como se muestra en Maxwell (1950) y que los valores de

presión de vapor de 520 atm para el metano y de 100 atm del etano a 78,88 °C (p.

fracción molar del componente i (dato de la cromatografía)

La Tabla 3.4 resume los datos recolectados de presión de vapor a 78,88 °C y

presión parcial de cada uno de los componentes del gas natural tratado.

50

27-28), por resaltar un valor, son correctos. A partir de este análisis se puede

afirmar que los valores señalados en la Tabla 3.4 son coherentes en base a la

bibliografía propuesta.

Tabla 3.4. Valores de presión de vapor a 78,88 °C y presiones parciales de cada uno de los componentes del gas natural

Composición del gasPresión de Vapor @

78,88 °C [atm] *Presión Parcial

[atm]

Dióxido de carbono (CO2) 183,75 55,76

Sulfuro de Hidrógeno (H2S) 62,07 62,07E-04

Metano (C1) 520 69,20

Etano (C2) 100 6,08

Propano (C3) 30 3,99

I-Butano (i-C4) 13 0,34

N-Butano (n-C4) 10 0,64

I-Pentano (i-C5) 4,40 0,33

N-Pentano (n-C5) 3,50 0,29

N-Hexano (n-C6) 0,70 0,01

Agua 0,44 0,01

Presión Total 136,67

(*Maxwell, 1950, p. 27-33)

Una vez obtenido el valor de la presión parcial del H2S, se procede a calcular los

valores de la fracción molar del soluto (H2S) en fase gas en función de valores

dados de fracción molar en fase líquida utilizando la ecuación 3.1 cuyos valores

se indican en la Tabla 3.5.

51

Tabla 3.5. Datos obtenidos para el gráfico de equilibrio líquido-vapor del soluto

0 0

0,1 4,5E-06

0,2 9,0E-06

0,3 1,4E-05

0,4 1,8E-05

0,5 2,3E-05

0,6 2,7E-05

0,7 3,2E-05

0,8 3,6E-05

0,9 4,1E-05

1 4,5E-05

Con estos resultados se procede a construir la recta de equilibrio líquido-vapor

mostrada en la Figura 3.1.

Figura 3.1. Recta de equilibrio líquido- vapor para el sistema evaluado

y = 4,5E-05 x

R² = 1

0,0E+00

5,0E-06

1,0E-05

1,5E-05

2,0E-05

2,5E-05

3,0E-05

3,5E-05

4,0E-05

4,5E-05

5,0E-05

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

y A

xA

52

Por lo tanto la ecuación de la recta es:

= 4,5 05 [3.5]

= 4,5 05

Los resultados del análisis de las condiciones actuales de operación de la torre de

contacto se basan en los cálculos de ingeniería, en los balances de materia y en

la determinación de los coeficientes de transferencia de masa cuyo proceso de

cálculo se indica en el Capítulo 1.

Los resultados se exponen en la Tabla 3.6, que se muestra a continuación:

Tabla 3.6. Resultados obtenidos de los cálculos de los parámetros de operación de la torre de absorción para secuestrar H2S en paralelo

Parámetro Símbolo Valor Unidad

Área de transferencia 0,0507 m2

Fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre 1

0,0001

Fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre 2

0,000042 *

Relación molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre 1 0,0001

Relación molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre 2 0,000042 *

Fracción molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre 1

0

Fracción molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre 2

0,0687

Relación molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre 1

0

Relación molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre 2

0,0738

Flujo molar del gas a la entrada y a la salida de la torre

0,8199kgmol

m2s

53

Tabla 3.6. Resultados obtenidos de los cálculos de los parámetros de operación de la torre de absorción para secuestrar H2

Parámetro

S en paralelo (continuación …)

Símbolo Valor Unidad

Flujo molar del líquido a la entrada y a la salida de la torre

0,00064 *kgmol

m2s

Flujo molar del gas a la entrada de la torre 1 0,82007 *

kgmol

m2s

Flujo molar del gas a la salida de la torre 2 0.82002 *kgmol

m2s

Flujo molar del líquido a la entrada de la torre 1 0,00064 *

kgmol

m2s

Flujo molar del líquido a la salida de la torre 2 0,00069 *

kgmol

m2s

Velocidad másica del gas 25,6653kg

m2s

Velocidad másica del líquido 0,0765kg

m2s

Densidad de la corriente líquida (solvente: agua)

1106kg

m3

Viscosidad de la corriente líquida (solvente:agua)

5,0457E-03 Pa s

Peso molecular corriente gaseosa 31,2964kg

kgmol

Peso molecular corriente líquida 118,6400kg

kgmol

(* Estos valores se encuentran expresados con 5 o 6 cifras significativas debido a que su sensibilidad debe ser más precisa ya que la cantidad de flujo de líquido y las cantidades de concentración de H2S son muy pequeñas. Si se mantiene otro número de cifras no se puede apreciar las variaciones o cambios en los

parámetros de diseño)

Con estos resultados se concluye el sistema está formado por soluciones diluidas,

= .

En la curva de equilibrio líquido-vapor respectiva, es necesario examinar la línea

de operación para establecer las condiciones de equilibrio. Para lo cual se

presenta la Figura 3.2.

54

Figura 3.2. Rectas de equilibrio líquido - vapor y de operación para el sistema en paralelo evaluado

La recta de operación se encuentra sobre la recta de equilibrio en los procesos de

absorción y con pendiente negativa en los procesos en paralelo; además, se

confirma que 1

>2

y que 2

>1en los procesos en paralelo.

Las condiciones de equilibrio se establecen de acuerdo a la ecuación siguiente:

= [3.6]

Se puede obtener a la entrada y a la salida de la torre en el equilibrio, cuyos

valores se muestran a continuación:

1= 0,0001

1= 0

2= 0,000042

2= 3,3503 06

0,0E+00

2,0E-05

4,0E-05

6,0E-05

8,0E-05

1,0E-04

1,2E-04

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

y A

xA

Recta de Equilibrio Recta de Operación

55

Otra etapa del cálculo es la determinación de la altura del relleno de la torre de

contacto. Para realizar este análisis se utiliza la ecuación de diseño en la cual

intervienen términos como HTU (Altura de Unidad de Transferencia) y NTU

(Número de Unidades de Transferencia). Los valores obtenidos se resumen en la

Tabla 3.7.

Con estos valores se puede analizar que la altura del relleno (z) total es la suma

de la longitud de los dos lechos que conforman la torre de contacto, como se

puede apreciar en el Anexo III.

Tabla 3.7. Resultados de los cálculos de HTU, NTU, HEPT y de la torre de absorción para secuestrar H2S en paralelo


Altura del relleno total z 1,524 m

Número de Unidades de Transferencia NTU 0,899

Coeficiente volumétrico de transferencia de masa 0,483kgmol

m3s

Altura de Unidad de Transferencia HTU 1,696 m

Altura equivalente a un plato teórico HEPT 3,206 m

El porcentaje de eliminación es del 58 %, lo cual sugiere la idea de mejorar este

valor para alcanzar una mejor operación de la torre y cumplir con los

requerimientos operacionales de la planta de tratamiento de gas en el Bloque

Tarapoa.

Todos los cálculos realizados se encuentran expresados en su totalidad en el

Anexo IV. A partir de estos resultados se puede establecer un fundamento con

base de ingeniería del funcionamiento de la torre de contacto en paralelo ubicada

en el Bloque Tarapoa.

56

3.2 RESULTADOS DE LA EVALUACIÓN DEL EFECTO DE LA

CONCENTRACIÓN Y DEL FLUJO DE QUÍMICO

SECUESTRANTE SOBRE LA ELIMINACIÓN DE H2

La planta de gas tiene la finalidad de aprovechar el gas asociado para la

producción de gas combustible empleado para la generación eléctrica que suple

una buena parte de la demanda del Bloque Tarapoa.

Una de las fuentes de abastecimiento de gas a la planta es la que proviene de

MPF (Principales Facilidades de Producción) a baja presión (2,7 – 3,4 atm). En la

planta se ubican dos compresores que permiten aumentar la presión del gas de

MPF hasta niveles similares a la de Dorine (23,5 atm), de esta forma las dos

corrientes se unen. El gas seco obtenido, que se lo utiliza como combustible, se

dirige a un sistema de filtración y se distribuye a los diferentes puntos para su

consumo: generación eléctrica, combustible para compresores, rehervidores,

pilotos de tea, gas blanket, topping plant.

El diseño experimental planteado, completamente al azar, establece cuatro

tratamientos a realizarse. Fueron aplicados a la torre de contacto a nivel industrial,

entre estos están: solvente puro y diluido con agua en relaciones 1:1, 2:1, 1:2

(solvente: agua).

Las mediciones fueron realizadas a la entrada y salida de la torre de contacto en

base a la Norma ASTM D4810-88: “Standard Test Method for Hydrogen Sulfide in

Natural Gas Using Length-of-Stain Detector Tubes”. A la torre ingresa todo el gas

proveniente de MPF, por lo tanto de esta manera se le denominará a la entrada

de la torre, MPF. El gas que sale de la torre de contacto ingresa a los

compresores, por lo tanto a la salida de la torre se denominará Compresores.

S A LAS

CONDICIONES DE OPERACIÓN ACTUALES

57

Se realizaron tres pruebas que son consideradas como repeticiones de las

mediciones para disminuir el error y estimar datos correctos sobre los efectos en

la disminución de sulfuro de hidrógeno en las corrientes.

Es importante señalar que este es un paso preliminar al mejoramiento de la

operación de la torre de contacto. Si existe una mejora a partir de las variaciones

de concentración y flujo de químico secuestrante en la configuración en paralelo,

y el porcentaje de eliminación aumenta notablemente para cumplir con los

parámetros de operación de la planta de tratamiento de gas, se recomendará los

cambios obtenidos.

A continuación se mostrarán los resultados obtenidos a partir de la

experimentación en campo y la discusión de los efectos en el tratamiento del gas.

Los resultados se encuentran expresados en el sistema inglés de unidades, como

se indicó previamente en el acápite 2.2.

3.2.1 TRATAMIENTO CON QUÍMICO PURO (SECUESTRANTE DE H2

El secuestrante de H

S)

2S compuesto por hexahidro-1,3,5-tris(2-hidroxietil)-S-triazina

es dosificado a la columna de absorción a cada uno de los lechos de manera

continua, de tal manera que se pueda evaluar el desempeño del químico puro y

su eficiencia. Este tratamiento será la base o referencia para la comparación de

las dosis aplicadas con secuestrante diluido. Los seis niveles de aplicación en

este caso son: 0, 10, 20, 30, 40 y 50 gal/d.

Los datos recopilados para cada una de las repeticiones se presentan en las

Tablas 3.8, 3.9 y 3.10.

58

Tabla 3.8. Resultados de las mediciones de las concentraciones de H2S a la entrada (MPF) y a la salida (Compresores) de la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 1

Flujo inyectadoa la torre (gal/d)

Relación de flujo con el secuestrante puro

(gal/d)

Concentración H2S (ppm) Porcentaje de eficiencia de

secuestroMPF Compresores

0 0 90 90 0,00 %

10 10 90 70 22,22 %

20 20 90 60 33,33 %

30 30 90 50 44,44 %

40 40 110 48 56,36 %

50 50 110 48 56,36 %

60 60 110 47 57,27 %

( = 0,22 %)

Tabla 3.9. Resultados de las mediciones de las concentraciones de H2S a la entrada (MPF) y a la salida (Compresores) de la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 2



(gal/d)



0 0 100 100 0,00 %

10 10 110 85 22,73 %

20 20 140 90 35,71 %

30 30 100 50 50,00 %

40 40 98 39 60,20 %

50 50 100 40 60,00 %

60 60 100 40 60,00 %

( = 0,23 %)

59

Tabla 3.10. Resultados de las mediciones de las concentraciones de H2S a la entrada (MPF) y a la salida (Compresores) de la torre de contacto con el tratamiento Puro,

repetición 3



(gal/d)



0 0 95 95 0,00 %

10 10 100 78 22,00 %

20 20 115 75 34,78 %

30 30 95 48 49,47 %

40 40 105 44 58,10 %

50 50 105 44 58,10 %

60 60 100 42 58,00 %

( = 0,22 %)

De acuerdo a los datos recolectados a partir de la experimentación a nivel

industrial, se estima que la máxima eficiencia al secuestrar H2S en la torre de

contacto en paralelo es de aproximadamente el 58,52 % con el tratamiento de

químico puro.

Otro parámetro de operación a tomar en cuenta es que mientras menos sea el

flujo inyectado de disolvente a la torre, menor es la eficiencia en la eliminación de

H2S en la corriente de gas asociado.

Se puede afirmar que cuando no se inyecta secuestrante a la torre, el valor de las

concentraciones a la entrada y salida de la torre se mantienen constantes, esto

indica que el uso de disolvente sí garantiza la eliminación de H2S de las corrientes

de gas natural.

Las Figuras 3.3, 3.4 y 3.5 muestran la relación entre el porcentaje de eliminación

de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante en la torre de contacto en

paralelo con el tratamiento Puro para cada una de las repeticiones,

respectivamente.

60

Figura 3.3. Representación del porcentaje de eliminación de H2

Figura 3.4. Representación del porcentaje de eliminación de H

S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 1

2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 2

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60 70

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado

Flujo de secuestrante de H2S (gal/d)

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60 70

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


61

Figura 3.5. Representación del porcentaje de eliminación de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Puro, repetición 3

Como se puede observar en las figuras 3.3, 3.4 y 3.5, cuando el flujo de químico

secuestrante es de 40 gal/d se obtiene el máximo porcentaje de secuestro de

H2S.

Si el flujo aumenta a 50 o 60 galones por día inyectados se mantiene el porcentaje

de eliminación en alrededor del 58 %, esto indica que la eliminación al exceder

este flujo permanece relativamente constante. Es decir que si ingresan 100 ppm,

salen 42 ppm de H2S de la torre de absorción. Razón por la cual se recomienda

no exceder este flujo de secuestrante si este tipo de tratamiento es aplicado.

Además, se puede apreciar que se aplicaron 7 variaciones de flujo (niveles) en

este tratamiento para confirmar la secuencia de la curva asintótica. Esto quiere

decir que por más que la inyección de líquido secuestrante de H2S aumente en su

flujo, la concentración de ácido sulfhídrico secuestrado será constante como se

indica en el porcentaje de la eficiencia del secuestro.

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60 70

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


62

3.2.2 TRATAMIENTO CON DILUCIÓN 1:1 (SECUESTRANTE: AGUA)

En este caso se preparó la solución diluida en relación 1:1 (solvente: agua), para

estimar las concentraciones de sulfuro de hidrógeno a la entrada y salida de la

torre de contacto. En este tratamiento se establecen 6 variaciones en el flujo de

solución aplicada: 0, 20, 40, 60, 80 y 100 gal/d. Los datos recopilados para cada

una de las repeticiones se presentan en las Tablas 3.11, 3.12 y 3.13.

Tabla 3.11. Resultados de las mediciones de las concentraciones de H2S a la entrada (MPF) y a la salida (Compresores) de la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:1,

repetición 1

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)

Relación del flujo de secuestrante puro y el

agua (gal/d)Concentración H2S (ppm)

Porcentaje de eficiencia de secuestroFlujo de

secuestrante puro (gal/d)


MPF Compresores

0 0 0 98 98 0,00 %

20 10 10 105 80 23,81 %

40 20 20 95 65 31,58 %

60 30 30 90 55 38,89 %

80 40 40 97 40 58,76 %

100 50 50 90 50 44,44 %

( = 0,20 %)

En función a este tratamiento experimental, se confirma nuevamente que la

presencia de secuestrante sí conduce a la eliminación de H2S de las corrientes

gaseosas. De la misma manera, si el flujo de solvente es bajo, la concentración

de H2S a la salida de la torre de contacto aumenta, es decir la cantidad de

secuestrante afecta directamente en la disminución de contaminante de la

corriente gaseosa.

63


repetición 2

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)





Flujo deagua (gal/d)

MPF Compresores

0 0 0 100 100 0,00 %

20 10 10 150 110 26,67 %

40 20 20 105 75 28,57 %

60 30 30 100 60 40,00 %

80 40 40 120 50 58,33 %

100 50 50 105 58 44,76 %

( = 0,20 %)


repetición 3

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 110 110 0,00 %

20 10 10 130 95 26,92 %

40 20 20 100 70 30,00 %

60 30 30 100 60 40,00 %

80 40 40 110 45 59,09 %

100 50 50 100 55 45,00 %

( = 0,20 %)

Como se puede observar la máxima eficiencia en el secuestro de sulfuro de

hidrógeno ocurre cuando el flujo inyectado es de 80 gal/d, es decir 40 gal de

secuestrante y 40 gal de agua. El porcentaje de secuestro es de alrededor de

58,73 %.

64

Las Figuras 3.6, 3.7 y 3.8 presentan la relación entre el porcentaje de eliminación

de H2S y las dosis o flujo de secuestrante en la torre de contacto con operación a

paralelo para el tratamiento Dilución 1:1 (solvente: agua) para cada una de las

repeticiones, respectivamente.

Además si la concentración de secuestrante de H2


S aumenta, es decir si el flujo

de solvente es mayor a 40 gal/d de secuestrante puro, la eficiencia en la

eliminación del soluto disminuye notablemente, como se puede confirmar en las

figuras anteriores.

2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:1,

repetición 1

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ec

ue

str

ad

o


65



S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:1,

repetición 2


repetición 3

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


66

Durante las 3 repeticiones se confirmó que al dosificar 100 gal/d (50 gal de

secuestrante de H2


S y 50 gal de agua por día) la eficiencia en el secuestro decae

significativamente en un 14 %.

Esto permite identificar un rango máximo de inyección de disolvente a la torre de

contacto en las condiciones de flujo actuales.

Según esta evaluación, el flujo de secuestrante no debe sobrepasar los 80 gal/d

con el tratamiento de Dilución 1:1.

Una de las propuestas de tratamiento en el diseño experimental es evaluar el

efecto de la concentración de disolvente en relación 2:1 (solvente: agua). De igual

manera se evaluará el desempeño en función del solvente puro. En las Tablas

3.14, 3.15 y 3.16 se resumen los datos recolectados durante la experimentación

en campo.


repetición 1

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 105 105 0,00 %

15 10 5 110 92 16,36 %

30 20 10 110 74 32,73 %

45 30 15 110 62 43,64 %

60 40 20 105 50 52,38 %

75 50 25 110 54 50,91 %

( = 0,21 %)

67


repetición 2

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 110 110 0,00 %

15 10 5 115 100 13,04 %

30 20 10 110 78 29,09 %

45 30 15 105 60 42,86 %

60 40 20 105 53 49,52 %

75 50 25 110 58 47,27 %

( = 0,20 %)


repetición 3

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 100 100 0,00 %

15 10 5 100 86 14,00 %

30 20 10 110 82 25,45 %

45 30 15 110 64 41,82 %

60 40 20 105 50 52,38 %

75 50 25 110 54 50,91 %

( = 0,21 %)

Las Figuras 3.9, 3.10, y 3.11 representan la relación entre las dosis inyectadas a

la torre y el porcentaje de secuestro de H2S con el tratamiento Dilución 2:1

(solvente: agua) con sus respectivas repeticiones.

68




repetición 1


repetición 2

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


69

Figura 3.11. Representación del porcentaje de eliminación de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Dilución 2:1,

repetición 3

Se puede observar que el máximo porcentaje de secuestro de H2S ocurre cuando

el flujo aplicado a la torre es de 60 gal/d, es decir 40 gal de secuestrante puro y 20

gal de agua. Se estima una eliminación del 51,43 % de ácido sulfhídrico

aproximadamente.

De igual forma en estas figuras, se produce un aumento en el porcentaje de

secuestro de H2S cuando el flujo de solvente es elevado. Si las dosis de

secuestrante siguen aumentando, se puede deducir que la eficiencia de la

operación de la torre disminuye en un 1,7 %.

Esto indica que el flujo de químico secuestrante más acertado al trabajar con el

tratamiento de Dilución 2:1 es de 60 gal/d, es decir 40 gal de secuestrante puro y

20 gal de agua por día.

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


70

No es recomendable aumentar los flujos de inyección a la torre de contacto

porque la cantidad de secuestrante es elevada y puede causar problemas

posteriores. Su eficiencia no compensa el uso de este tratamiento, a pesar de que

el porcentaje de disminución en la eficiencia es bajo.


El último tratamiento propuesto es la dilución del solvente en relación 1:2

(secuestrante: agua). Los niveles se mantienen en función del secuestrante puro

como parámetro de comparación.

A continuación se enlistan los valores recolectados durante la parte experimental

al trabajar con la Dilución 1:2, mostrados en las Tablas 3.17, 3.18 y 3.19.


repetición 1

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 105 105 0,00 %

30 10 20 105 88 16,19 %

60 20 40 110 72 34,55 %

90 30 60 110 65 40,91 %

120 40 80 110 58 47,27 %

150 50 100 110 54 50,91 %

( = 0,20 %)

71


repetición 2

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 100 100 0,00 %

30 10 20 100 80 20,00 %

60 20 40 100 72 28,00 %

90 30 60 100 56 44,00 %

120 40 80 100 52 48,00 %

150 50 100 100 48 52,00 %

( = 0,20 %)


repetición 3

Flujo inyectado a

la torre (gal/d)






MPF Compresores

0 0 0 100 100 0,00 %

30 10 20 100 84 16,00 %

60 20 40 105 68 35,24 %

90 30 60 105 57 45,71 %

120 40 80 100 50 50,00 %

150 50 100 100 47 53,00 %

( = 0,21 %)

Las Figuras a continuación, 3.12, 3.13 y 3.14, reflejan el comportamiento de este

último tratamiento propuesto en el diseño experimental.

72




repetición 1


repetición 2

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


73

Figura 3.14. Representación del porcentaje de eliminación de H2S en función de las dosis o flujo de secuestrante aplicado a la torre de contacto con el tratamiento Dilución 1:2,

repetición 3

Este tratamiento es en el cual se inyecta la menor cantidad de secuestrante a

comparación de los otros tratamientos, sin embargo se aumentará el flujo de

líquido para mantener los parámetros de comparación en función del solvente

puro.

Para este tratamiento, el mayor porcentaje de secuestro de H2S se da con un flujo

de 150 gal/d, es decir con 50 gal de químico secuestrante y 100 gal de agua. El

porcentaje de eliminación máximo alcanzado es del 51,97 %.

En este caso no se pudieron realizar pruebas de un nivel adicional para observar

el comportamiento de los datos, no se pudo comprobar si probablemente

disminuía en algún rango la eficiencia, ya que la capacidad de la bomba

dosificadora es de máximo 160 gal/d.

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S s

ecu

estr

ado


74

Además a pesar de encontrarse el líquido absorbente muy diluido, el

comportamiento en el secuestro de H2S se mantuvo, es decir, mayor cantidad de

sulfuro de hidrógeno es eliminado cuando el flujo de químico aumenta.

Sin embargo, el flujo más adecuado en este tratamiento es de 50 gal/d de químico

secuestrante, este valor es distinto al obtenido en los otros 3 tratamientos, en los

cuales se determinó que el flujo de 40 gal/d es el que mejor resultados obtuvo al

eliminar sulfuro de hidrógeno de la corriente gaseosa. Una de las causas de este

comportamiento puede ser la dilución a la cual el solvente es inyectado a la torre,

existe una mayor cantidad de agua que de químico. Este proceso puede disminuir

la efectividad del solvente al secuestrar H2S.

Como parte de las observaciones generales, se presenta la Tabla 3.20, la cual

resume los resultados de todos los tratamientos aplicados a la torre de contacto

continuo durante el procedimiento experimental a nivel industrial.

Tabla 3.20. Consolidado de los resultados del diseño experimental aplicado a la torre de contacto continuo para secuestrar H2S

TratamientoFlujo inyectado a la torre (gal/d)

Relación de flujo con el secuestrante

puro (gal/d)

Porcentaje máximo de

secuestro de H2S

Desviación estándar promedio

Puro 40 40 58,52 % 0,22 %

Dilución 1:1 (secuestrante: agua)

80 40 58,73 % 0,20 %


60 40 51,43 % 0,21 %


150 50 51,97 % 0,20 %

Se puede afirmar que la concentración de secuestrante más favorable es la que

pertenece al tratamiento con dilución 1:1 para la eliminación de un 58,73 % de

H2S aplicado a un flujo de 80 gal/d (40 gal de secuestrante puro y 40 gal de

agua). Este tratamiento es el más recomendable ya que sus costos de operación

son razonables y la eficiencia en el secuestro de H2S es la más elevada.

75

La concentración menos eficiente es la del tratamiento con dilución 2:1 con un

51,43 % de efectividad en la eliminación de sulfuro de hidrógeno. Para obtener

este valor se debe mantener un flujo de 60 gal/d (40 gal de secuestrante puro y 20

gal de agua).

El tratamiento con químico puro trabaja relativamente bien, el porcentaje de

secuestro es de alrededor del 58,52 % con un flujo de 40 gal/d. Sin embargo su

uso no es recomendable debido a que se incurren en gastos elevados en

comparación con los otros tratamientos propuestos, lo cual afecta directamente en

a los costos de operación de la torre de contacto. Además la aplicación de

secuestrante puro podría afectar las líneas de flujo, produciendo taponamiento u

obstrucciones; esta observación es parte de las experiencias de campo.

Además se puede observar que la eficiencia en la disminución de la

concentración de H2

La Figura 3.15 se muestra un promedio de todas las repeticiones para cada uno

de los tratamientos propuestos en el diseño experimental.

S no es función directa de la cantidad de secuestrante puro

inyectado a la torre en función de la dilución a la cual es dosificado, como por

ejemplo la dilución 2:1 no es necesariamente mejor a la dilución 1:2 por contener

mayor cantidad de solvente puro. La eficiencia es mayor cuando se prepara una

solución con una parte de químico y dos partes de agua con un 51,97 %. A pesar

de que la eficiencia entre ambos tratamientos no es tan diferente y elevada, el

flujo debe aumentarse notablemente al tratar la columna con la Dilución 1:2.

El flujo de 40 gal/d de solvente puro actúa bastante bien en todos los

tratamientos. Lo que significa que esta dosis representa la cantidad óptima de

químico secuestrante a ser inyectado en la torre. En cambio el procedimiento con

dilución 1:2, en el cual el flujo es de 50 gal/d, no sigue la misma tendencia.

La experimentación confirma un patrón durante todas las repeticiones, y en

consecuencia los valores pequeños de desviación estándar, entre 0,20 y 0,22 %,

ratifican este comportamiento.

76

Figura 3.15. Representación de los cuatro tratamientos propuestos durante la experimentación para la eliminación de H2S en función del flujo de secuestrante aplicado a

la torre de contacto en paralelo

En función a la Figura 3.15 se puede confirmar lo antes señalado con respecto al

mejor tratamiento a ser aplicado a la torre de contacto. El procedimiento de

inyección de secuestrante de H2

Con respecto a investigaciones realizadas por Santa-Cruz y Pacho-Carrillo (2006),

se estudia una planta de endulzamiento de gas natural que trata un flujo de

900 000 millones SCFD, en la cual se utiliza químico secuestrante de H

S más recomendado es el de dilución 1:1, con un

flujo de 40 gal/d de químico puro y 40 gal/d de agua. Similares resultados se

obtienen con el tratamiento con químico puro, manteniendo el mismo flujo de 40

gal/d.

2S a razón

de 6 millones de galones por día para disminuir la concentración del contaminante

de 4 000 ppm a aproximadamente 400 ppm. La torre de absorción trabaja a

condiciones de temperatura similares a la torre de contacto continuo ubicada en el

Bloque Tarapoa, sin embargo la presión es mayor, de alrededor de 6,8 atm. En

0,00%

10,00%

20,00%

30,00%

40,00%

50,00%

60,00%

70,00%

0 10 20 30 40 50 60

% d

e H

2S

se

cue

stra

do


Tratamiento con Químico Secuestrante Tratamiento con Dilución 1:1

Tratamiento con Dilución 2:1 Tratamiento con Dilución 1:2

77

virtud a los resultados de este trabajo se puede afirmar que el químico

secuestrante elimina en un porcentaje razonable la concentración de H2S de la

corriente gaseosa. Al comparar los flujos utilizados en la torre presentada en este

proyecto, que es de 80 gal/d, se concluye que este caudal si es permisible para

las condiciones de operación de la torre presentada.

Cabe indicar que la calidad de agua es un factor a tomar en cuenta, ya que

dependiendo de su grado de pureza, puede ocasionar cambios en la eficiencia y

el desempeño del químico como tal.

Una vez realizado el análisis del efecto del químico secuestrante en la eliminación

de H2

Se puede afirmar que se debe mantener el flujo de 40 gal/d de solvente puro

para el diseño de la torre a contracorriente ya que en función de la

experimentación, si el flujo de químico secuestrante aumenta, la eficiencia en

el secuestro puede disminuir.

S en la torre de contacto, es necesario evaluar las condiciones tanto a la

entrada de Dorine y en los filtros antes del ingreso del gas a las respectivas

instalaciones para su uso. La entrada de Dorine contiene bajas concentraciones

de sulfuro de hidrógeno, de aproximadamente 5 ppm. Si se mantiene el sistema

de operación de la torre en paralelo, la entrada a los filtros tiene alrededor de 30

ppm. Este valor es demasiado elevado para la correcta operación de las diversas

facilidades de producción y con el tiempo originaría serios problemas de corrosión

en los diferentes equipos que forman parte de la planta de tratamiento de gas.

Por esta razón se propuso el diseño de la torre de contacto con operación en

contracorriente. Este análisis se basará en los siguientes parámetros obtenidos a

lo largo de este capítulo:

La concentración a la cual el solvente debe ser inyectado es 1:1, es decir una

parte de químico secuestrante y una parte de agua.

78

3.3 RESULTADOS DE LA DETERMINACIÓN DE LOS

PARÁMETROS DE DISEÑO DE LA TORRE DE CONTACTO EN

CONTRACORRIENTE PARA SECUESTRAR H2

El diseño actual de la torre de contacto contempla el ingreso de las corrientes

líquida y gaseosa en sentido paralelo, de tal forma que la transferencia de materia

entre el químico secuestrante de H

S

2S y el gas a través del relleno no es el

adecuado para disminuir la concentración de H2S por medio del fenómeno de

absorción química.

Cabe indicar la existencia de otra corriente de gas que proviene de una

subestación adyacente (Dorine) a la planta de tratamiento de gas. Esta corriente

gaseosa posee muy bajas concentraciones de H2S, de alrededor de 5 ppm.

Ambas corrientes se unen e ingresan a un sistema de filtros para posteriormente

ingresar a las turbinas como combustible en el proceso de generación eléctrica.

Se puede deducir que la concentración de H2S a la salida de la torre debe

mejorarse de tal forma que al mezclarse con la nueva corriente e ingrese a los

filtros, la concentración final de H2S disminuya notablemente y se prevengan

problemas serios de corrosión, lo cual no es posible a las condiciones de flujo

actuales.

Es importante señalar que el límite máximo de H2S en las especificaciones del

gas natural como combustible en la Norma ASTM D5504: “Standard Test Method

for Determination of Sulfur Compounds in Natural Gas and Gaseous Fuels by Gas

Chromatography and Chemiluminescence”, es de 15 ppm. Este valor sirve como

referencia, ya que en el proceso descrito únicamente es necesario obtener

condiciones de concentración de sulfuro de hidrógeno similares a las de la

corriente adyacente a la planta de tratamiento.

79

3.3.1 ANÁLISIS DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO DE LA TORRE DE

CONTACTO EN CONTRACORRIENTE PARA SECUESTRAR H2

A partir de los resultados obtenidos del análisis de las condiciones actuales de

operación de la torre de contacto en paralelo, se podrán establecer una serie de

lineamientos para el desarrollo del diseño de la columna en contracorriente con el

objetivo de eliminar la mayor cantidad posible de H

S

2S de la corriente de gas

asociado proveniente de MPF.

En el acápite 3.2 se analizó el efecto de la concentración y el flujo al cual el

solvente, secuestrante de H2S, debe ser inyectado a la torre de contacto. No se

obtuvieron mejoras notables durante la experimentación, sin embargo se tomarán

estos resultados como base en el diseño de la columna de contacto continuo a

contracorriente. Además las propiedades físicas del solvente, secuestrante de

H2S, determinadas a lo largo de este trabajo serán utilizadas en el nuevo diseño.

Los resultados expuestos en este capítulo se encuentran en función de las

condiciones actuales de entrada de las corrientes a la torre de contacto, que se

enlistan en la Tabla 3.21, debido a que estos parámetros no cambiarán al instalar

la torre propuesta.

Tanto el sistema en paralelo como el que se evalúa en este capítulo, a

contracorriente, se los considera como ideales, por lo tanto los datos de equilibrio

serán los mismos. La Figura 3.1 presenta la recta de equilibrio líquido – vapor

para el sistema estudiado en función del soluto, H2S.

Los diversos cálculos de ingeniería se realizaron en función de las ecuaciones

formuladas en el acápite 1.2.

80

Tabla 3.21. Parámetros de operación actuales de la torre de contacto ubicada en el Bloque Tarapoa utilizados para el diseño a contracorriente

Parámetro Valor Unidades

Flujo de gas a la entrada de la torre 3 000 000 SCFD

Flujo de líquido a la entrada de la torre 80 gal/d*

Temperatura de la corriente gaseosa de entrada 78,88 °C

Temperatura de la corriente líquida de entrada 15,55 °C

Presión de operación 3,38 atm

Dilución del secuestrante administrado 1:1

Densidad del gas @ 78,88 °C 3,667 kg/m3

Densidad del secuestrante de H2S @ 15,55 °C 1 212,921 kg/m3

Tipo de relleno Cascade Mini Ring

(* Se utiliza el sistema inglés de unidades para evaluar el efecto de la concentración y el flujo de secuestrante en la torre de contacto para eliminar H2S, como se indicó en el acápite 2.2)

En la Tabla 3.22 se encuentran indicados los parámetros de operación

determinados en el diseño de la torre a contracorriente.


Parámetro

S en contracorriente


Área de transferencia 0,1297 m2

Fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre 1

0,0001

Fracción molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre 2

0,00001 *

Relación molar del soluto en la fase gaseosa a la entrada de la torre 1 0,0001

Relación molar del soluto en la fase gaseosa a la salida de la torre 2 0,00001 *

Fracción molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre 1

0,1027

Fracción molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre 2

0

Relación molar del soluto en la fase líquida a la salida de la torre 1

0,1145

81


Parámetro

S en contracorriente (continuación …)


Relación molar del soluto en la fase líquida a la entrada de la torre 2

0

Flujo molar del gas a la entrada y a la salida de la torre

0,32031 *kgmol

m2s

Flujo molar del líquido a la entrada y a la salida de la torre

0,00025 *kgmol

m2s

Flujo molar del gas a la entrada de la torre 1 0,32034 *

kgmol

m2s

Flujo molar del gas a la salida de la torre 2 0,32031 *

kgmol

m2s

Flujo molar del líquido a la salidade la torre 1 0,00028 *

kgmol

m2s

Flujo molar del líquido a la entrada de la torre 2 0,00025 *

kgmol

m2s

Velocidad másica del gas 10,0255kg

m2s

Velocidad másica del líquido 0,0298kg

m2s

Densidad de la corriente líquida (solvente:agua)

1106kg

m3

Viscosidad de la corriente líquida (solvente:agua)

5,0457E-03 Pa s

Peso molecular corriente gaseosa 31,2964kg

kgmol

Peso molecular corriente líquida 118,6400kg

kgmol

(* Estos valores se encuentran expresados con 5 cifras significativas debido a que su sensibilidad debe ser más precisa ya que la cantidad de flujo de líquido y las cantidades de concentración de H2S son muy pequeñas. Si se mantiene otro número de cifras no se puede apreciar las variaciones o cambios en los

parámetros de diseño)

Con estos resultados se concluye que se tratan de soluciones diluidas, = .

Los cálculos respectivos se encuentran en el Anexo V.

A partir de estos resultados se puede graficar las condiciones de operación para

el proceso expuesto. Se presenta la Figura 3.16 en la cual se indican la curva de

equilibrio líquido – vapor con su respectiva línea de operación.

82

Como se puede apreciar la recta de operación se encuentra sobre la curva de

equilibrio en los procesos de absorción y su pendiente es correcta para equipos

con configuración a contracorriente. Además, se confirma que 1

>2

y que

2<

1en este proceso.

Figura 3.16. Rectas de equilibrio líquido- vapor y de operación para el sistema diseñado acontracorriente

El valor de la pendiente de la curva de equilibrio está indicado en la ecuación 3.5.

A partir de la ecuación 3.6 se puede obtener a la entrada y a la salida de la

torre en el equilibrio, cuyos valores se muestran a continuación.

1= 0,0001

1= 5,20 06

2= 0,00001

2= 0

Con la estimación de estas características se procede al cálculo de NTU y HTU,

para lo cual se formuló un modelo matemático representado en una simulación en

el programador Microsoft Visual Basic como herramienta de cálculo para la

determinación de la altura del relleno. Esta es una simulación simple, en la cual se

0,0E+00

2,0E-05

4,0E-05

6,0E-05

8,0E-05

1,0E-04

1,2E-04

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

yA

xA

Recta de Equilibrio Recta de Operacion

83

plantearon las diversas ecuaciones para el cálculo de z en función del coeficiente

de transferencia de masa determinado en los cálculos de la torre en paralelo. El

código de simulación se adjunta en el Anexo VI.

A continuación se indican los resultados del dimensionamiento de la torre a

contracorriente en la Tabla 3.23.

Tabla 3.23. Resultados de los cálculos del dimensionamiento de la torre de absorción para secuestrar H2

Parámetro

S en contracorriente


Diámetro de la torre d 0,40 m

Altura del relleno total z 1,65 m

Número de lechos 1

Altura total de la torre h 3,40 m

Número de Unidades de Transferencia NTU 2,38

Altura de Unidad de Transferencia HTU 0,66 m

Caída de presión por altura de relleno / 300 N/m

Altura equivalente a un plato teórico HEPT 1,25 m

Porcentaje de eliminación de H2 % EliminaciónS 90 %

Relación diámetro de la torre/ altura del relleno d/z 0,25

Relación diámetro de la torre/ diámetro del relleno

d/d 9,25relleno

A partir de los datos expuestos en la tabla anterior podemos afirmar que el diseño

de la torre a contracorriente cumple con todos los parámetros de diseño

expuestos en el acápite 1.2, detallados a continuación.

La caída de presión recomendada en absorbedores es de 200 a 400 N/m. En

el diseño se tomo un promedio entre ambos valores, 300 N/m (0,375 plg

H2O/pie, valor utilizado en la gráfica de “Correlación Generalizada para

Pérdida de Carga de Eckert/Leva”), y a partir de esta información se calculó el

diámetro de la torre de contacto.

84

Para una correcta configuración de la columna de contacto se sugiere que la

relación entre el diámetro de la torre y la altura del relleno sea de 0,25. Este

valor fue corroborado durante el diseño del equipo.

La relación entre el diámetro de la torre y el diámetro del relleno utilizado,

Cascade Mini Ring, debe ser mayor a 7. El resultado obtenido en los cálculos

es de 9,25.

Todos los valores indicados en la Tabla 3.23 confirman los lineamientos asumidos

a partir de los cálculos de la torre de contacto en paralelo.

A continuación se exponen los resultados del diseño de los componentes o

accesorios de la torre con operación en contracorriente, los cuales se sustentaron

en las características establecidas en bibliografía indicadas en el acápite 1.2. El

diseño de los accesorios se detalla en el Anexo VII.

El diseño del sistema de distribución de líquido establece que su ubicación dentro

de la torre debe ser de 0,15 m sobre el relleno. Además, se sugiere la instalación

de un solo lecho debido a que la redistribución se debe realizar cuando la altura

es de 3 a 6 m de empaque aproximadamente, en este caso la altura del relleno es

de 1,65 m.

Se descartó la opción de la instalación de un distribuidor de boquillas de

aspersión, ya que durante su diseño se obtuvieron un mayor número de puntos de

inyección que los recomendados en bibliografía, es decir no se debe exceder los

108 puntos/m2 (10 puntos/pie2). El sistema de distribución elegido es el de una

boquilla de aspersión, indicada en la Figura 1.8, cuyas características se indican

en la Tabla 3.24. La evaluación de estas características se realizó en función al

catálogo indicado en la Figura AVII.2.

85

Tabla 3.24. Características determinadas para el diseño del distribuidor de líquido en latorre de contacto a contracorriente

Parámetro Característica

Tipo Spray Nozzle

Patrón de pulverización Cono

Ángulo (Spray) 120 °

Presión 6,8 atm (100 psi)

Material Acero inoxidable 316

Accesorios Sistema retráctil de inyección con válvula 1.5 plg

El soporte del empaque es otro accesorio a ser evaluado. Para una correcta

operación de la torre se recomienda que su selección asegure un área libre de

aproximadamente el 65 % o más de la sección transversal de la torre. Por esto, se

recomienda el soporte de tipo Flat Bar Rolled, similar al utilizado actualmente en

la torre de contacto, de 0,025 m de altura de los surcos y de 0,37 m de diámetro

para el flujo de las corrientes a través de la torre. Además, se sugiere la

instalación de dos soportes en la columna, uno en la parte superior y otro en la

zona inferior de la torre para garantizar que el relleno se mantenga seguro en su

sitio durante la operación de la torre en cualquiera de las configuraciones, en

paralelo o en contracorriente. La Figura 1.5 muestra el soporte recomendado.

En procesos de ingeniería es necesario seleccionar tapas en los diversos equipos

dependiendo de las condiciones de operación. Para esta configuración se escogió

una tapa ubicada en el fondo de la torre. El volumen que abarca esta depende

netamente de su diseño y tipo. La correcta selección depende de la presión total,

diámetro del equipo y material de construcción. Para la configuración de la torre a

contracorriente se diseñó una tapa semi – elíptica 2:1 Código ASME, utilizada

cuando la presión total es mayor a 4,4 atm. El volumen que almacena esta tapa

es de 8,7E-03 m3 (2,3 gal). Además posee un sistema de control para que el

líquido abandone la torre (LIC), que consta de un transmisor de nivel y de una

válvula de control automático. Para el diseño de la tapa se utilizó la Figura AVII.3

como referencia.

86

También se determinó la altura total de la torre de contacto, cuyo razonamiento se

basa en la Figura AVII.4 del Anexo VII. El cambio en las dimensiones de la

columna es necesario, ya que en el nuevo diseño propuesto presenta un cambio

de tubería de 0,25 a 0,40 m (de 10 a 16 plg). Para lo cual es necesaria la

instalación de un codo de 90 ° en la parte superior. Por geometría simple se

puede apreciar que la altura desde la ubicación del aspersor hasta el extremo del

codo de 90 °, es de 3 veces el radio, es decir, 0,6 m.

Se diseñó un sistema de tuberías e instrumentación de la torre, con el cual se

pueda operar la torre de contacto tanto en paralelo como en contracorriente,

además de un sistema que permita realizar un mantenimiento regular en la

columna. El sistema consta de un bypass que opera con 6 válvulas manuales

cuya manipulación permitirá establecer la operación del equipo en cualquiera de

las condiciones propuestas. Estos diagramas se presentan en las Figuras 3.17,

3.18, 3.19 y 3.20.

87

Fig

ura

3.1

7.D

iagr

ama

de in

stru

men

taci

ón y

tube

ría

de la

torr

e de

con

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o co

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uo p

ara

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2S

88

M-9

19

Secuestr

ante

H2S

MV

-3

MV

-1

MV

-2

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-1M

-1LIC

MV

-6M

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MV

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91

En la Figura 3.17 se muestra el diagrama de la torre de contacto diseñada, con

las dimensiones y componentes recomendados para su instalación.

Con los sistemas propuestos se sustenta ambas configuraciones y una vez

instalada la torre, el criterio de operación dependerá de los resultados al eliminar

H2S. Cabe indicar que la concentración de salida de soluto de 10 ppm en el

proceso a contracorriente y de 42 ppm en el proceso a paralelo, son las

concentraciones mínimas a las cuales se puede eliminar el contaminante H2S de

la corriente gaseosa.

En cada uno de los diagramas presentados se señala el estado de las válvulas

para la operación respectiva. A continuación se resume el procedimiento para

cada uno de los procesos.

3.3.1.1 Operación de la torre de contacto en contracorriente

De acuerdo a la Figura 3.18, las válvulas deben seguir el siguiente patrón de

operación para el funcionamiento a contracorriente. Las válvulas manuales MV-5

y MV-2 deben abrirse, al mismo tiempo que las válvulas MV-4 y MV-6 deben

cerrarse. Las válvulas MV-1 y MV-3 deben alcanzar su apertura máxima para

asegurar la correcta operación de la columna. La bomba dosificadora P-919 debe

mantener el flujo de secuestrante constante. De esta manera el gas atraviesa la

torre y se produce un contacto íntimo con el líquido secuestrante, cuyo ingreso es

continuo, que recorre el equipo en contracorriente con el gas. El líquido

contaminado con H2S se retiene en el fondo y es expulsado de la torre una vez

que el control de nivel (LIC), que posee un transmisor se active y envié una señal

para la apertura total de la válvula CV-1 cuando la altura del líquido alcance 0,1

m.

92

3.3.1.2 Operación de la torre de contacto en paralelo

En este caso el proceso se muestra en la Figura 3.19. La operación en paralelo

contempla el ingreso de ambas corrientes, líquida y gaseosa, por la parte superior

de la torre. Para que esto suceda las válvulas manuales MV-3 y MV-5 deben

cerrarse para impedir que el gas ingrese a la torre y se produzca la mezcla de las

corrientes dulces y amargas. Las válvulas que permiten el ingreso del gas a la

torre, MV-4 y MV-1, se deben abrir para permitir que la corriente gaseosa fluya en

la misma dirección que el líquido. El gas dulce sale de la columna por las válvulas

MV-2 y MV-6, para unirse al proceso de tratamiento de gas en el Bloque Tarapoa.

La bomba dosificadora P-919 debe mantener el flujo de secuestrante constante.

El líquido amargo de igual manera se almacena en el fondo y abandona la torre

una vez que el control de nivel (LIC) se encienda y envié una señal para la

apertura total de la válvula CV-1 cuando la altura del líquido sea de 0,1 m.

3.3.1.3 Operación de la torre de contacto para mantenimiento

El mantenimiento de la torre de contacto debe realizarse periódicamente para

evitar daños en el relleno y, obstrucciones o taponamientos en las líneas por las

que fluye el secuestrante de H2S.

El proceso se muestra en la Figura 3.20, en cuya operación las válvulas manuales

que deben abrirse en su totalidad son las MV-4 y MV-3. El funcionamiento de la

torre debe suspenderse, por lo tanto las válvulas que permiten el ingreso o salida

de las corrientes gaseosas deben cerrarse, estas válvulas son MV-5, MV-6, MV-2

y MV-1. Además también se debe suspender el ingreso de líquido secuestrante

de H2S a la columna apagando la bomba dosificadora P-919.

93

3.3.2 ANÁLISIS DEL RANGO DE OPERACIÓN DE LA TORRE DE

CONTACTO PARA SECUESTRAR H2

Es importante analizar el funcionamiento de la columna desde el punto de vista de

variación de flujo de gas y de la concentración de H

S EN OPERACIÓN A

CONTRACORRIENTE

2S a la entrada de la torre.

Estos valores pueden cambiar, y su análisis será evaluado en base a la caída de

presión óptima en los absorbedores, de 200 a 400 N/m, ya que este parámetro

determina la velocidad de inundación en una torre de absorción empaquetada.

Los valores mostrados en la Tabla 3.25 corresponden a las concentraciones

mínimas de ácido sulfhídrico que se logran a los distintos flujos de gas de entrada

a la torre.

Tabla 3.25. Resultados del efecto en la variación del flujo de gas y de la concentración deH2S a la entrada de la torre de contacto a contracorriente

Flujo de gas natural

Concentración de H2Sa la entrada de la torre

Concentración de H2Sa la salida de la torre

% de Eliminación de H2S

2,5MMSCFD

80 5 93,8

100 6 94,0

120 7 94,2

140 8 94,3

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3,75MMSCFD

80 13 83,8

100 15 85,0

120 19 84,2

140 22 84,3

Los cálculos determinaron que el flujo de gas a la entrada de la torre que puede

manejar el equipo diseñado puede variar entre 2,5 a 3,75 MMSCFD (millones de

pies cúbicos medidos a condiciones estándar por día).

94

Además la concentración de H2S en el gas puede variar dependiendo de los

diversos tratamientos que se realizan en campo para lograr disminuir la

producción de H2S desde los pozos; o bien de las cantidades de gas tratadas en

el campo.

Después de este análisis se establece un rango al cual la concentración de H2S a

la entrada de la torre se ubique entre los 80 a 140 ppm.

En función de los resultados expuestos se puede confirmar que la torre de

contacto a contracorriente diseñada opera en un amplio rango de flujo de gas

natural y que funciona dentro de un porcentaje de eliminación de H2S entre el

83,8 al 94,3 %.

La Figura 3.21 muestra los valores de la concentración de H2

Figura 3.21. Relación de la concentración de H

S a la entrada y

salida de la torre de contacto en contracorriente en función de variaciones en el

flujo de gas natural.

2S a la entrada y salida de la torre de contacto en contracorriente en función de variaciones en el flujo de gas natural

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Concentración de H2S a la entrada de la torre (ppm)

2,5 MMSCFD 3 MMSCFD 3,75 MMSCFD

95

Esto indica que la concentración mínima de H2S es de 8 ppm cuando el flujo de

gas es de 2,5 MMSCFD y la concentración de soluto a la entrada es de 140 ppm;

esto se refleja en una eficiencia del 94,3 %. Sin embargo, si el flujo de gas es

máximo para la operación de la torre, es decir de 3,75 MMSCFD, la concentración

mínima de eliminación de H2

3.4 RESULTADOS DEL ANÁLISIS ECONÓMICO DE LA

OPERACIÓN DE LA TORRE DE CONTACTO EN

CONTRACORRIENTE

S es de 15 ppm al ingresar el gas con 100 ppm y el

porcentaje de eliminación es del 85 %.

El análisis económico de este proyecto se enfoca en la determinación del costo de

la instalación de la torre de contacto para secuestrar H2S diseñada a

contracorriente en el Bloque Tarapoa.

Esta evaluación contempla los costos de materiales, de instalación y, de

ingeniería y supervisión vigentes en el mercado.

Se examinaron los costos directos e indirectos en función de estimados actuales

en el mercado y de la construcción de la columna de contacto en la planta de

tratamiento de gas. Los resultados de la evaluación se muestran en la Tabla 3.26.

Los resultados expuestos muestran que los costos directos representan un 91 %

de la totalidad del proyecto, contemplando los materiales y construcción de la

torre a contracorriente, se estiman unos $ 100 700,00. Los costos indirectos

representan únicamente $ 10 000,00.

96

Tabla 3.26. Resultados del análisis económico para la construcción de la torre de contacto a contracorriente para secuestrar H2S

Parámetro Cantidad UnidadPrecio

unitario ($)Total ($)

Ingeniería y supervisión 250 hh 40,00 10 000,00

Materiales

Tubería 16 plg 70 pie 110,00 7 700,00

Válvulas de bloqueo 6 c/u 4 000,00 24 000,00

Bridas 16 plg 4 c/u 1 350,00 5 400,00

Codos 16 plg 2 c/u 500,00 1 000,00

Sistema retráctil de inyección con válvula 1,5 plg con boquilla de rociado 120 °

1 c/u 600,00 600,00

Relleno acero inoxidable Cascade Mini Ring y soportes

10 pie3 100,00 1 000,00

Transmisor de nivel 1 c/u 4 000,00 4 000,00

Válvula de control de nivel 1 c/u 6 000,00 6 000,00

Instalación

Pulgadas diametrales de soldadura 800 plg 35,00 28 000,00

Montaje mecánico y puesta en marcha 1 c/u 15 000,00 15 000,00

Instalación y configuración de instrumentación

1 c/u 8 000,00 8 000,00

TOTAL 110 700,00

La puesta en marcha de la torre de contacto representa un costo elevado, pero

comparado con los grandes ahorros que se realizan al utilizar gas natural como

combustible y de la extensión de la vida útil de los equipos que conforman la

planta de generación eléctrica, realmente es una inversión que presentará sus

réditos a lo largo del tiempo de operación de la Compañía.

97

4. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

4.1 CONCLUSIONES

Se evaluaron las condiciones de operación de la torre de contacto en

paralelo. El parámetro de operación determinado en esta etapa fue el

coeficiente volumétrico de transferencia de masa, 0,483 kgmol/m3s, que

sirvió como referencia para los cálculos en contracorriente.

El análisis experimental determinó que la eficiencia máxima de eliminación

del H2S es del 58 % a la dilución 1:1 (secuestrante: agua) con un flujo de

80 gal/d en la torre de contacto en operación a paralelo.

Los parámetros de diseño de la torre de contacto en contracorriente para

secuestrar H2S son: diámetro de la torre de 0,4 m, altura del relleno de

1,65 m y altura total de la columna de 3,4 m.

Se diseñó el distribuidor de líquido, de tipo spray nozzle, de un patrón de

pulverización en forma de cono con un ángulo de 120 °, que opera a 6,8

atm (100 psi), cuya instalación debe realizarse 0,15 m sobre el relleno. Una

sola boquilla resulta satisfactoria para irrigar el único lecho empacado.

Es necesaria la instalación de dos soportes de empaque, uno en la parte

superior de la torre y otro en la zona inferior que evita el arrastre del

relleno, de tipo flat bar rolled, que contiene más del 65 % de espacio libre

para la circulación de las corrientes a través de la torre y cuya altura es de

0,025 m.

El fondo de la torre es de tipo semi – elíptico 2:1 Código ASME que abarca

un volumen de 8,7E-03 m3 (2,3 gal) y su altura es de 0,1 m acoplado a un

sistema de control de nivel que permite que el líquido abandone la torre.

98

El sistema de tuberías e instrumentación incluye un bypass que permite la

operación de la torre tanto en paralelo como en contracorriente, además de

un proceso de mantenimiento de la columna de contacto.

Las configuraciones analizadas indican que la concentración mínima de

H2S que se logra en el proceso en paralelo es de 42 ppm y de 10 ppm en

la operación en contracorriente.

La columna puede operar en un rango de flujo de gas de 2,5 hasta 3,75

MMSCFD.

Se concluye que dentro del rango de operación de 2,5 hasta 3,75

MMSCFD es posible eliminar H2S en un porcentaje entre el 83,8 al 94,3 %

dependiendo de los parámetros en los que la torre funcione.

Finalmente, con respecto al análisis económico se estima una inversión de

$ 110 700,00, tanto para la adquisición de materiales, costos de

instalación, supervisión e ingeniería.

4.2 RECOMENDACIONES

La instalación de la torre de contacto a contracorriente permite obtener un

gas de mejor calidad para el proceso de generación eléctrica, ya que se

elimina gran parte del contaminante, H2S, y de esta manera se evitan

problemas de corrosión. Por esta razón se sugiere la instalación de este

equipo en el Bloque Tarapoa.

Con respecto al químico secuestrante de H2S, hexahidro-1,3,5-tris(2-

hidroxietil)-S-triazina, cuyo producto de la reacción con el sulfuro de

hidrógeno es el tritiano (trithiane), se presume que sea este el causante de

99

dejar incrustaciones a lo largo de las líneas durante la operación. Se

recomienda analizar la presencia de estos sólidos y su posible eliminación.

Se sugiere el estudio de otros secuestrantes de H2S, su rango de inyección

y el efecto de su concentración al ser aplicado a la torre de absorción.

Controlar la calidad del agua con la que se diluye el químico secuestrante

para la operación de la torre es una medida que mejoraría el desempeño

del solvente.

Como una extensión del proyecto se sugiere la instalación de un sistema

de adsorción para la recuperación del disolvente, lo cual evitaría el uso

constante de secuestrante.

La instalación de nuevas tecnologías pueden ser de ayuda para el proceso,

pero los costos en los que se incurrirían son demasiado altos, no

comparables con la construcción de la torre con operación en

contracorriente que se plantea en este proyecto.

100

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105

ANEXOS

10

6

AN

EX

O I

CO

RR

EL

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IÓN

GE

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LIZ

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A P

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A P

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(Per

ry, 2

001,

p. 1

4-51

)

107

ANEXO II

ESPECIFICACIONES DEL RELLENO UTILIZADO EN LA TORRE

DE CONTACTO PARA SECUESTRAR H2S

10

8

AN

EX

O I

II

DIA

GR

AM

A A

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Tar

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109

ANEXO IV

CÁLCULOS DE DISEÑO DE LA TORRE DE CONTACTO EN

PARALELO PARA SECUESTRAR H2S UBICADA EN EL

BLOQUE TARAPOA

En este anexo los valores se encuentran expresados con diferente número de

cifras significativas, debido a que su sensibilidad debe ser más precisa ya que la

cantidad de flujo de líquido y las cantidades de concentración de H2S son muy

pequeñas. Si se mantiene otro número de cifras no se puede apreciar las

variaciones o cambios en los parámetros de diseño.

Además, los cálculos se efectúan manteniendo como sistema de unidades al

Sistema Internacional (SI), por lo tanto, se procederán a realizar las equivalencias

respectivas para seguir el patrón establecido a lo largo del proyecto.

La configuración de la torre de contacto se muestra en la Figura 1.11, en la cual

es importante aclarar los componentes del sistema.

( ) 2

í í ( )

Los datos obtenidos de la cromatografía se encuentran indicados la Tabla 3.3 en

base a la Norma ASTM D1945. Además, como se conoce que la composición de

H2S es muy pequeña, no existen datos reflejados en el análisis. Se realiza un

balance y se recalculan las fracciones molares de los componentes, tomando en

cuenta que la concentración de soluto a la entrada de la torre es de 100 ppm, es

decir que su fracción molar es de 0,0001.

La Tabla AIV.1 muestra el resumen de los cálculos de las composiciones de cada

uno de los componentes del gas natural corregidos con la fracción molar del H2S.

110

En función a los resultados se puede observar, que la fracción molar de cada uno

de los componentes no cambia, relativamente sigue siendo uno.

Tabla AIV.1. Datos de las composiciones de cada uno de los componentes del gas natural tratado corregidos, a partir del análisis cromatográfico

Composición del gas %V/VFracción % Molar Corregida con H2S

Fracción Molar Corregida con

H2S*

Nitrógeno (N2) 6,439 6,439 0,06439

Dióxido de carbono (CO2) 30,344 30,344 0,30344

Sulfuro de Hidrógeno (H2S) 0,010 0,010 0,00010

Metano (C1) 13,307 13,307 0,13307

Etano (C2) 6,079 6,079 0,06079

Propano (C3) 13,307 13,307 0,13307

I-Butano (i-C4) 2,640 2,640 0,02640

N-Butano (n-C4) 6,449 6,449 0,06449

I-Pentano (i-C5) 7,399 7,399 0,07399

N-Pentano (n-C5) 8,528 8,528 0,08528

N-Hexano (n-C6) 1,640 1,640 0,01640

Agua 3,869 3,869 0,03869

Total 100,001 100,011 1,00011

(* Estos valores se encuentran expresados con 5 cifras significativas debido a que su sensibilidad debe ser más precisa para poder afirmar el valor de la fracción molar de cada uno de los componentes no cambia la

fracción molar sigue siendo 1)

A partir de datos bibliográficos se obtiene la presión de vapor a 78,88 °C de cada

uno de los componentes, y con ello la presión parcial respectivamente. A partir del

procedimiento expuesto en el acápite 3.1 se determinan los datos para graficar la

recta de equilibrio y obtener su pendiente. Para este caso estudiado se presenta

la Figura 3.1.

Con estos parámetros se procede a realizar los diversos cálculos para evaluar la

torre de contacto en paralelo.

El área se determina a continuación:

= 0,2540

111

=2

2 [AIV.1]

=0,254

2

2

= 0,05067 2 ~ 0,0507 2 [AIV.2]

Con los datos de las concentraciones expresadas en % v

1= 0,01% = 0,0001

/v se obtiene la fracción

molar del soluto en fase gaseosa a la entrada y salida de la torre de contacto.

1= 1

11

[AIV.3]

1=

0,0001

1 0,0001

1= 0,0001 [AIV.4]

2= 0,0042% = 0,000042

2= 2

12

[AIV.5]

2=

0,000042

1 0,000042

2= 0,000042 [AIV.6]

El dato de 2de 0,0042 %, proviene del resultado del diseño experimental.

Con estos resultados se concluye que son soluciones diluidas, = .

112

Se calcula el peso molecular y la densidad de la corriente líquida que ingresa a la

torre de contacto, los resultados se exponen en la Tablas AIV.2 y AIV.3,

respectivamente.

Tabla AIV.2. Resultados del cálculo del peso molecular de la corriente líquida dilución 1:1 (secuestrante: agua) que ingresa a la torre de contacto

Parámetro Valor Unidad

Peso molecular triazina 219,28 kg/kgmol

Peso molecular agua 18 kg/kgmol

Peso molecular corriente líquida 118,64 kg/kgmol

Tabla AIV.3. Resultados del cálculo de la densidad @ 15,55 °C de la corriente líquida dilución 1:1 (secuestrante: agua) que ingresa a la torre de contacto


Densidad triazina 1 212,92 kg/m3

Densidad agua 999,08 kg/m3

Densidad corriente líquida 1 106 kg/m3

Se procede a analizar la corriente líquida de entrada a la torre de contacto

compuesta por el químico secuestrante de H2S y el agua a dilución 1:1.

= 80

80 ×3,7850

1 ×

1 3

1 000 ×

1 106

1 3×

1

24 ×

1

3 600 ×

1

118,6400 =

3,2671 5

=3,2671 05

0,05067 2= 6,4478 04

2

= 1 = 6,4478 042

113

El gas ingresa a la torre a razón de 3 000 000 SCFD, para analizar esta corriente

se utiliza la ecuación de los gases ideales a las siguientes condiciones:

Tabla AIV.4. Condiciones estándar a las cual se efectúan los cálculos de las corrientes gaseosas de comportamiento ideal


Presión estándar Ps 1 atm

Temperatura estándar Ts 15,55 °C

Constante gases ideales R 0,082 m3atm/kgmol K

= [AIV.7]

= = 1

[AIV.8]

1 =

1 3 000 0003

×(0,3048 )3

1 3 ×1

24 ×

1 3 600

0,08203

°(15,5556 + 273)°

1 = 0,041553

1 =0,041553

0,05067 2= 0,82007

2

Se procede a calcular los flujos molares de gas.

= 1 11

= 2 12

[AIV.9]

= 1 11

[AIV.10]

= 0,82007 2

(1 0,0001)

114

= 0,81998 2

= 2 12

[AIV.11]

2 =0,81998 2

1 0,000042

2 = 0,82002 2

En base al balance de masa en una torre con operación a paralelo se obtiene la

ecuación de la recta de operación, indicada a continuación.

= 1 2

2 1

[1.12]

= 1 2

1 2

[1.13]

A partir de la recta de operación se calcula las relaciones molares del soluto en la

fase líquida.

6,4478 04 2

0,81998 2

=0,0001 0,000042

20

2= 0,0738

2= 2

12

[AIV.12]

0,0738 = 2

12

115

2= 0,0687

= 2 12

[AIV.13]

6,4478 04 = 2(1 0,0687)

2 = 6,923 04 2

Con estos datos es posible graficar la línea de operación para establecer las

condiciones de equilibrio en paralelo. Se presenta la Figura 3.2 en el Capítulo 3

como resultado de los cálculos.


absorción, lo cual se confirma, y su pendiente negativa corrobora la operación en

paralelo.

Las condiciones de equilibrio se establecen de acuerdo a la ecuación siguiente:

= [3.6]

Donde el valor de la pendiente de la curva de equilibrio está indicado en la

ecuación 3.5.

A partir de la ecuación 3.6 se puede obtener a la entrada y a la salida de la

torre en el equilibrio, cuyos valores se muestran a continuación.

1= 0,0001

1= 0

2= 0,000042

2= 3,3503 06

Se procede al cálculo de términos como HTU (Altura de Unidad de Transferencia)

y NTU (Número de Unidades de Transferencia) para la determinación de la altura

del relleno en la torre de contacto para secuestrar H2S.

116

=[1.34]

= ×

[1.35]

=

[1.36]

=

[1.37]

= 1 2

1 1 2 2

1 1

2 2

[1.38]

Reemplazando los valores correspondientes se tiene:

=0,0001 0,000042

(0,0001 0) (0,000042 3,350 06)

ln0,0001 0

0,000042 3,350 06

= 0,899

El cálculo de la Altura de Unidad de Transferencia se efectúa en función del flujo

molar del gas y del coeficiente volumétrico de transferencia de masa.

= × 0,899

1,524 =0,81998

× 0,899

117

= 0,484 3

= 108,454 3

Por lo tanto HTU,

= =0,8199

0,484

= 1,695

118

ANEXO V

CÁLCULOS DE DISEÑO DE LA TORRE DE CONTACTO EN

CONTRACORRIENTE PARA SECUESTRAR H2S UBICADA EN EL

BLOQUE TARAPOA

En este capítulo los valores se encuentran expresados con diferente número de

cifras significativas, debido a que su sensibilidad debe ser más precisa ya que la

cantidad de flujo de líquido y las cantidades de concentración de H2S son muy

pequeñas. Si se mantiene otro número de cifras no se puede apreciar las

variaciones o cambios en los parámetros de diseño.

Además, los cálculos se efectúan manteniendo como sistema de unidades al

Sistema Internacional (SI), por lo tanto, se procederán a realizar las equivalencias

respectivas para seguir el patrón establecido a lo largo del proyecto.

La configuración de la torre de contacto se muestra en la Figura 1.9. En donde es

importante, de igual manera, clarificar los componentes del sistema.

( ) 2

í í ( )

Los datos obtenidos de la cromatografía y de equilibrio serán utilizados en los

cálculos de la torre de contacto de relleno en contracorriente ya que se evalúa el

mismo sistema.

Con los datos de las concentraciones expresadas en % v

1= 0,01% = 0,0001

/v se obtiene la fracción

molar del soluto en fase gaseosa a la entrada de la torre de contacto.

119

1= 1

11

[AIV.3]

1=

0,0001

1 0,0001

1= 0,0001 [AV.1]

El peso molecular y la densidad de la corriente líquida de entrada, compuesta por

el químico secuestrante y agua a dilución 1:1, se calculó en la torre en paralelo,

por lo cual se utilizarán los valores ya estimados.

= 3,267 05

= 2 = 3,267 05

La corriente gaseosa será evaluada a las mismas condiciones estándar

presentadas en la Tabla AIV.4.

1 = 0,0416

Se procede a calcular los flujos molares de gas con las ecuaciones AIV.9 y

AIV.10.

= 1 11

= 2 12

[AIV.9]

= 1 11

[AIV.10]

= 0,04155 (1 0,0001)

120

= 0,04154

Para proseguir con el cálculo se utilizó el modelo matemático presentado a lo

largo de este trabajo en una hoja de cálculo de Microsoft Excel que contribuyó a la

variación de parámetros como la concentración de salida de la torre, hasta

establecer la reducción de la concentración de H2S de 100 ppm a 10 ppm. Este

valor debe ser corroborado por diversas características de diseño establecidas en

el acápite 1.2. Por lo tanto se calcula la fracción molar del soluto en la fase

gaseosa.

2= 0,001% = 0,00001

2= 2

12

[AIV.5]

2=

0,00001

1 0,00001

2= 0,00001 [AV.2]

Con estos resultados de igual manera se concluye que son soluciones diluidas,

= .

Por lo tanto:

= 2 12

[AV.3]

2 =0,04154

1 0,00001

2 = 0,04154 2

121

En base al balance de masa en una torre en contracorriente se obtiene la

ecuación de la recta de operación.

= 1 2

1 2

[1.8]

A partir de esta se calcula las relaciones molares del soluto en la fase líquida,

como se indica a continuación.

3,267 05

0,04154

=0,0001 0,00001

10

1= 0,1145

1= 1

11

[AV.4]

0,114 = 1

1 1

1 = 0,1027

= 1 11

[AV.5]

3,267 05 = 1 (1 0,1027)

1 = 3,641 05

Con estos datos es posible graficar la línea de operación para establecer las

condiciones de equilibrio a contracorriente. Se presenta la Figura 3.16 en el

Capítulo 3 como resultado de los cálculos.

122


absorción, lo cual se confirma, y su pendiente positiva corrobora la operación en

contracorriente.

Para proseguir con el cálculo se debe establecer la caída de presión en la torre de

relleno en contracorriente, con la ayuda del gráfico de “Correlación Generalizada

para Pérdida de carga de Eckert/Leva” expuesto en la Figura AI.1 del Anexo I y

con ello se determinó el diámetro óptimo de operación bajo las condiciones

establecidas. Para el uso de esta gráfica se determina el valor de cada uno de los

ejes con las ecuaciones siguientes:

= =

0,5 [1.39]

= =0,5

0,5 0,05[1.40]

=0,5

=0,5

3600

[1.41]

=0,5

0,5 0,05

[1.42]

= =0,5 0,5

3600

0,5 0,05

[1.43]

Los valores de velocidad másica se establecen en función de las corrientes de

entrada a la torre de contacto, L2 y G1.

Corriente líquida:

2 =3,267 05

2

123

( )2

=2( ) + 1

2( ) + 2

[AV.6]

( )2

= 0 34 + (1 0) 118,640

( )2

= 118,640

2 = = 3,267 05 × 118,64 ×2,2

1×

3 600

1

= 30,699

Corriente gaseosa:

1 =0,04155

2

( )1

=1( ) + 1

1( ) [AV.7]

( ) = [AV.8]

= 3,667 / 3

( )1

= 0,0001 34 + (1 0,0001) 31,296

( )1

= 31,2964

1 = = 0,041553 × 31,2964 ×2,2

1×

3 600

1

124

= 10 299,786

Por lo tanto,

= =0,5

=0,5 [AV.9]

=30,699

10299,786

0,228 3

68,900 3

0,5

= 0,00017

En la gráfica de “Correlación Generalizada para Pérdida de carga de Eckert/Leva”

extrapolada para poder manejar los flujos establecidos de las corrientes líquida y

gaseosa se establece como caída de presión sugerida de 300 N/m (0,375 plg

H2O/pie). En bibliografía se propone una caída de presión en absorbedores de

200 a 400 N/m (0,25 a 0,5 plg H2O/pie), por lo tanto se tomó el promedio.

A partir de esto se establece que el valor del Eje y es de 1,5.

= =0,5 0,5

3600

0,5 0,05 [1.43]

Según el Anexo II, se especifican las características del relleno; obteniendo lo

siguiente.

Ring C (Cascade Mini Ring): Factor 22 m-1 6,7056 pie-1.

Se calcula la viscosidad cinemática del solvente, en función de la viscosidad y la

densidad de la corriente líquida de entrada con dilución 1:1 (solvente: agua).

125

Tabla AV.1. Resultados del cálculo de la viscosidad cinemática @ 23,88 °C de la corriente líquida dilución 1:1 (secuestrante: agua) que ingresa a la torre de contacto


Viscosidad triazina @ 23,88 °C 0,01 Pa s

Viscosidad agua @ 23,88 °C 9,10E-05 Pa s

Viscosidad corriente líquida 5,04E-03 Pa s

Viscosidad cinemática 4,56E-06 m2/s

Por lo tanto,

= 10 299,786

1,5 =

10 299,7862

68,9000.5 0,2280,5 3 6006,7010,54,5620,05

= 1,334 2

=2

2 [AIV.1]

= 1,304 = 15,650 = 0,398 ~ 0,4

Las condiciones de equilibrio se establecen de acuerdo a la ecuación 3.6, cuyos

valores se muestran a continuación.

1= 0,0001

1= 5,200 06

2= 0,00001

2= 0

Se determinó el valor de NTU, reemplazando los valores correspondientes se

tiene:

126

=0,0001 0,00001

(0,0001 5,200 06) (0,00001 0)

ln0,0001 5,200 06

0,00001 0

= 2,387

Para el cálculo de HTU se tomará como referencia el obtenido en los cálculos

de la torre de relleno en paralelo y la ayuda de la simulación simple formulada en

Microsoft Visual Basic.

= 0,484 3

= 108,454 3

=0,335 2

0,484 3

= 0,692

= × [1.35]

= 0,692 × 2,387

= 1,65

A partir de este valor se comprueba que el parámetro de diseño: diámetro/ altura

del relleno debe ser ¼, así:

=0,398

1,65 = 0,24~0,25

[AV.10]

127

Además el parámetro diámetro de la torre/ diámetro del relleno debe ser mayor a

7, obteniéndose:

=0,398

43 ×1

1 000

= 9,25[AV.11]

Con este cálculo se puede afirmar que asumir el Kya obtenido en los cálculos de la

torre en paralelo fue correcto para determinar la altura del relleno en la torre de

contacto en contracorriente.

128

ANEXO VI

CÓDIGO DE SIMULACIÓN

Sub inicio()

PAG = Worksheets("Datos").Cells(24, 2)

PA = Worksheets("Datos").Cells(25, 2)

YAG = Worksheets("Datos").Cells(5, 2)

YA = Worksheets("Datos").Cells(22, 2)

GSA = Worksheets("Datos").Cells(5, 6)

NTU = Worksheets("Datos").Cells(16, 6)

KGA_max = Worksheets("Datos").Cells(28, 2)

delta_KGA = Worksheets("Datos").Cells(30, 2)

KGA_min = Worksheets("Datos").Cells(29, 2)

'Limpieza del área de impresión de datos

Worksheets("Resultados").Range("A2:D100000").ClearContents

fila = 2

KGA = KGA_min

deltap = KGA_max / 100

For KGA = KGA_min To KGA_max Step delta_KGA

KYA = KGA * (PAG - PA) / (YAG - YA)

Z = (GSA / KYA) * NTU

'impresión de resultados

If KGA = KGA_min Then

129

Worksheets("Resultados").Cells(fila, 2) = KGA

Worksheets("Resultados").Cells(fila, 3) = KYA

Worksheets("Resultados").Cells(fila, 4) = Z

deltap = KGA_max / 100 + deltap

fila = fila + 1

ElseIf KGA >= deltap Then




deltap = KGA_max / 100 + deltap

fila = fila + 1

KGAlast = KGA

End If

Next KGA

If KGAlast < KGA_max Then




End If

End Sub

130

ANEXO VII

DISEÑO DE LOS COMPONENTES O ACCESORIOS DE LA TORRE

DE CONTACTO PARA SECUESTRAR H2S CON OPERACIÓN EN

CONTRACORRIENTE

DISEÑO DEL DISTRIBUIDOR DE LÍQUIDO SECUESTRANTE DE H2S Y AGUA

La distribución del líquido en la torre debe abarcar toda el área del relleno.

Defectos en el sistema reducen el área efectiva del empaque y promueve la

canalización de líquido. Los parámetros de diseño determinados a tomarse en

cuenta se señalan a continuación.

La corriente de líquido debe ingresar a la torre por la parte superior del relleno

a una altura aproximada de 0,15 m.

El distribuidor escogido es el que se presenta en la Figura 1.7, cuyas

características se indican en la Tabla 3.24.

Se sugiere la instalación de un solo lecho en la torre de contacto ya que la

redistribución de líquido debe realizarse cuando se superan los 3 a 6 m de

empaque.

Los cálculos se basaron en la Figura AVII.1.

120 °

30 °30 ° 30 °

60 °

0,15

m

Radio de la torreDiámetro de la torre

Figura AVII.1. Análisis geométrico para la determinación del ángulo de rociado para el Spray Nozzle seleccionado en la torre de contacto

131

La evaluación del distribuidor se realizó en función del análisis geométrico

siguiente.

60° =

0,15

[AVII.1]

= 0,25

Para la boquilla cuyo ángulo de aspersión es de 120 °, el diámetro de la torre

calculado resulta ser de 0,5 m. Se recomienda esta boquilla para la torre de

contacto diseñada ya que su diámetro es de 0,4 m y de esta forma se garantiza

una distribución que abarque toda el área del relleno incluyendo una buena

irrigación del líquido en las paredes.

Por ejemplo, de acuerdo a la Figura AVII.2, en la cual se muestra el catálogo para

la selección del aspersor, se escoge una boquilla con un menor ángulo de

irrigación, en este caso de 60 °, el área máxima de irrigación disminuye, es decir

resulta en un diámetro de 0,17 m; si es de 90 °, se obtiene un diámetro de 0,30 m.

A partir de este antecedente se confirma la selección de la boquilla.

Figura AVII.2. Catálogo de selección del aspersor de líquido

132

DISEÑO DE LA TORRE DE CONTACTO PARA SECUESTRAR H2S

Diseño del Fondo Tapa Semi - elíptica 2:1 Código ASME

En procesos de ingeniería es necesario seleccionar tapas en los diversos equipos

dependiendo de las condiciones de operación. Para recipientes a presión se

utiliza la tapa semi – elíptica 2:1 Código ASME si la presión total es mayor a 4,4

atm (50 psig). Para el diseño de la misma se utilizó la Figura AVII.3 como

referencia.

Figura AVII.3. Tapa semi – elíptica 2:1 Código ASME

En la cual, según la norma, se determina:

=4

[AVII.2]

133

=0,4

4 = 0,1

1 = 2 [AVII.3]

La capacidad se determina en función de la expresión siguiente.

= 0,98 × 3 [AVII.4]

= 0,98 × (1,33)3 = 2,3

Donde:

h: altura de la tapa (m)

h1: altura mínima de la brida (plg)

D: diámetro interno del recipiente (pie)

V: volumen de la tapa (gal)

Diseño de la altura total de la torre

La configuración de la columna demanda establecer la altura total de la torre de

contacto, debido a que en el nuevo diseño propuesto se presenta un cambio de

tubería de 0,25 m a 0,4 m (10 plg a 16 plg), razón por la cual la altura total

cambia.

Para la demostración se establece que para la instalación de la torre se necesita

un codo de 90 ° en la parte superior. El codo puede ser plasmado en un plano

cuadrangular en el cual se dividen cada uno de sus ejes, estableciendo al radio de

la torre como parámetro de división. Por geometría simple se puede apreciar que

la altura desde la ubicación del aspersor hasta el extremo del codo de 90 °, es de

3 veces el radio, es decir, 0,6 m. La Figura AVII.4 muestra la distribución

geométrica realizada.

134

(r)Radio de la torre


Tu

ber

ía0,

4m

de

diá

met

ro






0,6m

Figura AVII.4. Análisis geométrico para la determinación de la altura total de la torre de contacto

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