REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA UNIVERSIDAD DEL ZULIA
FACULTAD DE INGENIERÍA DIVISIÓN DE POSTGRADO
PROGRAMA DE MAESTRÍA EN INGENIERÍA QUÍMICA
EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE GLICOLES DE UNA PLANTA DE ÓXIDO DE ETILENO Y GLICOLES DE ETILENO
Trabajo de Grado presentado como requisito para optar al Grado Académico de
MAGISTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA QUÍMICA
Autor: Paul Andrés Vera Burgos
Tutor académico: Charles Gutiérrez
Tutor industrial: José Hernández
Maracaibo, enero de 2009
REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA UNIVERSIDAD DEL ZULIA
FACULTAD DE INGENIERÍA DIVISIÓN DE POSTGRADO
PROGRAMA DE MAESTRÍA EN INGENIERÍA QUÍMICA
EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE GLICOLES DE UNA PLANTA DE ÓXIDO DE ETILENO Y GLICOLES DE ETILENO
Trabajo de Grado presentado ante la Ilustre Universidad del Zulia
para optar al Grado Académico de
MAGISTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA QUÍMICA
Autor: PAÚL ANDRÉS VERA BURGOS
Tutor académico: Charles Gutiérrez
Tutor industrial: José Hernández
Maracaibo, enero de 2009
APROBACIÓN
Este jurado aprueba el Trabajo de Grado titulado: “EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE GLICOLES DE UNA PLANTA DE ÓXIDO DE ETILENO Y GLICOLES DE ETILENO”, que Paúl Andrés Vera Burgos, C.I. V-14.697.166 presenta ante el Consejo Técnico de la División de postgrado de la Facultad de Ingeniería en cumplimiento del Artículo 51, Parágrafo 51.6 de la Sección Segunda del Reglamento de Estudios para Graduados de la Universidad del Zulia, como requisito para optar al Grado Académico de
MAGÍSTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA QUÍMICA.
Charles Gutiérrez Coordinador del Jurado
C.I.:12.623.247
Antonio de Turris Edgar Salas C.I.:10.548.426 C.I.:13.974.646
Director de la División de Postgrado Gisela Páez
Maracaibo, enero de 2009
RESUMEN
Vera Burgos, Paúl Andrés. Evaluación de la sección de glicoles de una planta de oxido de etileno y glicoles de etileno.(2009).Trabajo de Grado para optar al Título de Magíster Scientiarum en Ingeniería Química. Universidad del Zulia, División de Postgrado, Facultad de Ingeniería, Maracaibo, Venezuela, 108p., Tutor académico: Ing. Charles Gutiérrez, Tutor industrial: Dr. José Hernández.
PRALCA, productora de Alcoholes Hidratados, es una empresa encargada de la producción y comercialización de óxido de etileno y glicoles de etileno. Dentro de los glicoles de etileno se encuentran: mono etilenglicol (MEG), el di etilenglicol (DEG), el tri etilenglicol (TEG) y la cola de glicoles (CEG). Entre sus usos se encuentra la fabricación de la fibra de poliéster y la fabricación de envases plásticos. Como plan de inversión a mediano plazo de PRALCA está la ampliación de la sección de Glicoles. Se pretende aumentar hasta un 150% incluso un 200% de la capacidad actual. Debido a esta necesidad, se desarrolló una evaluación de la sección de glicoles, con la finalidad de determinar si el sistema actual es capaz de manejar los nuevos flujos a las condiciones de temperatura y presión requeridas. Se recopiló toda la información referente a tuberías, accesorios y flujos que maneja el sistema así como las características de los equipos involucrados. Luego se simuló el sistema vinculando dos simuladores comerciales, Pipephase y PRO II. Inicialmente, se selecciono el modelo termodinámico y se valido la simulación a condiciones de diseño y operación. Posteriormente se evaluó el sistema a 150% y 200% de incremento en función del diseño. Tanto a 150% como a 200% las columnas involucradas en el sistema corrieron satisfactoriamente, sin embargo, para el caso de 150%, fue necesario modificar un tramo de tubería principal, mientras que para el escenario de 200% de incremento, tres tramos de tuberías principales. Todas estas modificaciones garantizaron la continuidad operativa del sistema y la calidad del producto final en función de los incrementos planteados. Palabras claves: simulador, sección de glicoles, evaluación. E-mail del autor: [email protected]
ABSTRACT
Vera Burgos, Paul Andres. “Evaluation of the glycol section of an ethylene oxide and ethylene glycol plant. (2009). Graduate Paper in order to opt for the degree of Magister Scientiarum in Chemical Engineering. Universidad del Zulia. Graduate Division. Enginering Faculty, Maracaibo, Venezuela, 108p. Academic tutor: Ing. Charles Gutierrez, Industrial tutor: Dr. Jose Hernandez.
PRALCA, producer of hydrated alcohols, is company that produces and commercializes ethylene oxide and ethylene glycols. There are different types of ethylene glycols produced by PRALCA: ethylene glycol (MEG), diehtylene glycol (DEG), triethylene glycol (TEG) and tetraethylene glycol (CEG). These products are used in fabrication of polyester fiber and production of plastic containers to name a few. PRALCA is currently considering a mid-term investment regarding the growth of its glycol section. They want to expand the current capacity 150% to 200% of the original value. In view of this project, the need of an evaluation of the glycol section was made apparent to determine whether the actual system is capable of managing the new flow rates under the pressure and temperature conditions required. Data was collected regarding pipes, accesories and flow values of the system as well as information on the specifications and characteristics of the equipment. Afterwards, the simulation of the new values was done relating two commercial simulators, Pipephase and PRO II. The system was replicated according to specific design conditions to properly select the most fitting thermodynamics method to operating conditions, in order to validate the simulation and verify that it adjusted to the real values of the process. The system was then evaluated at an increase of 150% and 200% using the current design. Both proposals were assessed and the capability of the system to increase flow was determined. At 150% and 200% the distillation columns involved run efficiently, however, for the 150% of increase case, it was necessary to modify a pipe and instrument section, and, for the 200% increase case, it was necessary to modify three sections. All this modifications guaranteed the continuous operation of the process itself and the quality of the product according to the increase scenarios. Key words: simulator, glycol section, avaluation. Autor’s e-mail: [email protected]
AGRADECIMIENTOS
A Dios, por darme la fuerza para concluir con este proyecto.
A Silvia, por apoyarme durante tantos años en este y en todas mis metas.
A mis padres y hermanos, por estar siempre ahí cuando los necesite.
A los Ingenieros Jose Hernandez, Charles Gutiérrez, Dora Finol y Jose Garcia, por su
invaluable colaboración para lograr este proyecto.
TABLA DE CONTENIDO
Pág.
RESUMEN……………………………………………………………………………………………... 3
ABSTRACT…………………………………………………………………………………………….
4
AGRADECIMIENTOS…………………………………………………………………………………
TABLA DE CONTENIDO …………………………………………………………………………….
LISTA DE TABLAS …………………………………………………………………………………...
LISTA DE FIGURAS ………………………………………………………………………………....
INTRODUCCIÓN……………………………………………………………………………………… 12
CAPÍTULO.
I MARCO TEÓRICO………………………………………………………………………. 14
1.1. Antecedentes……………………………………………………………………….…
1.2. Flujo de fluidos en tuberías …………………………………………………………
1.3. Formula de Darcy. Ecuación general de fluidos ………………………………….
1.4. Teorema de Bernoulli...…………………………………………….………………..
1.5. Propiedades de los fluidos ………………………………………………………….
1.6. Flujo de fluidos en válvulas y accesorios ………………………………………….
1.7. Tipos de válvulas y accesorios usados en sistemas de tuberías………………..
1.8. Perdida de presión debido a válvulas y accesorios……………………..……….
1.9. Flujo en fase liquida…………………..……………………………………………..
1.9.1. Tuberías rectas horizontales………………………………………….……..
1.9.2. Efecto de accesorios……………………………………………….…………
1.9.3. Expansiones y contracciones…………………………………….………….
1.9.4. Tuberías No horizontales………………………………………….…………
1.9.5. Combinación y división de corrientes………………………….……….…..
1.9.6. Orificios, boquillas y venturas………………………………….……………
1.10. Simulación de procesos………………………………………………..…………
1.10.1. Simulador PIPEPHASE……………………………………...……………..
1.10.2. Simulador PRO II……………………………………………..…………….
1.11. Proceso productivo de PRALCA………………………………………..……….
14
17 1920 2020 21 22 22 23 23 24 24 25 25 26 27 28 32
16
5
9 6
11
1.12. Materia prima………………………………………………………………..…….
1.13. Productos……………………………………………………………………..……
1.14. Estudio económico…………………………………………………….….………
1.14.1. Relación Beneficio/Costo (B/C)……………………………….………….
CAPÍTULO
II MARCO METODOLÓGICO……………………………………………………….….
2.1. Recolección de datos y material bibliográfico…………………………………..
2.2. Selección del modelo termodinámico……………………………………………
2.3. Validación de la simulación con datos de diseño………………………….……
2.3.1. Reactor de glicoles (R-520)………………………………………….………
2.3.2. Sección de evaporación (Sección 500)……………………………..………
2.3.2.1. Primer efecto (C-531)……………………………………….………...
2.3.2.2. Segundo efecto (C-525)………………………………………..……..
2.3.2.3. Tercer efecto (C-533)………………………………………….…..…..
2.3.2.4. Cuarto efecto (C-534)…………………………………………..……..
2.3.2.5. Quinto efecto (C-535)…………………………………………...……..
2.3.3. Columna de secado de glicoles (C-610)……………………………..……..
2.3.4. Columna de MEG (C-620)………………………………………………..…..
2.3.5. Columna despojadora de MEG (C-630)………………………………..…..
2.3.6. Columna de poli glicoles (C-710)………………………………………..…..
2.4. Evaluación hidráulica de las tuberías asociadas al sistema…………….…….
2.4.1. Tramo 1…………………………………………………………………..……
2.4.2. Tramo 2…………………………………………………………………..……
2.4.3. Tramo 3……………………………………………………………………..…
2.4.4. Tramo 4……………………………………………………………………..…
2.4.5. Tramo 5…………………………………………………………………..……
2.4.6. Tramo 6…………………………………………………………………..……
2.5. Validación de la simulación con datos operacionales……………………….….
2.6. Vinculación PRO II – Pipephase…………………………………….…………….
2.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150% y 200%..........
2.8. Variables de la columna……………………………………………………………
2.8.1. Inundación……………………………………………………………….…….
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63 63 64
37
2.8.2. Requerimientos energéticos………………………………………………...
2.9. Análisis económico…………………………………………………………………
CAPÍTULO
III ANALISIS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS……………………………..……
3.1. Selección del método termodinámico…………………………………………….
3.2. Validación de la simulación con datos de diseño………………………….…….
3.3. Simulación con datos operacionales…………………………………….………..
3.4. Validación de la simulación en Pipephase………………………….…….………
3.5. Vinculación PRO II – Pipephase……………………………………………….….
3.6. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150%........................
3.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 200%........................
3.8. Variables de las columnas……………………………………………….………..
3.9. Análisis económico………………………………………………………….……..
CAPÍTULO
IV CONCLUSIONES…………………………………………………………………
CAPÍTULO
V RECOMENDACIONES………………………………………………………….
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS………………………………………………………………
APÉNDICE…………………………………………………………………………………………..
ANEXOS……………………………………………………………………………………………..
64
66 67 69 70 73 70
77 81
83
87
88
92 94
66
88
LISTA DE TABLAS
Pág.
Tabla 1. Características y especificaciones de productos………………………………………...
Tabla 2. Parámetros suministrados al simulador para el reactor de glicoles (R-520) ………...
Tabla 3. Parámetros suministrados al simulador para el primer efecto de
evaporación (C-531)…………………………………………………………………………………
Tabla 4. Parámetros suministrados al simulador para la corriente adicional que
alimenta el primer efecto de evaporación (C-531)………………………………………………..
Tabla 5. Parámetros suministrados al simulador para el segundo efecto de
evaporación (C-532)…………………………………………………………………………………
Tabla 6. Parámetros suministrados al simulador para el tercer efecto de
evaporación (C-533)…………………………………………………………………………………
Tabla 7. Parámetros suministrados al simulador para el cuarto efecto de
evaporación (C-534)…………………………………………………………………………………
Tabla 8. Parámetros suministrados al simulador para el quinto efecto de
evaporación (C-535)…………………………………………………………………………………
Tabla 9. Parámetros suministrados al simulador para la columna de secado (C-610)………..
Tabla 10. Parámetros suministrados al simulador para la columna de MEG (C-620)………...
Tabla 11. Parámetros suministrados al simulador para la columna despojadora
de MEG (C-630)……………………………………………………………………………………..
Tabla 12. Parámetros suministrados al simulador para la columna de poliglicoles
(C-710)……………………………………………………………………………………………….
Tabla 13. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 1……………………………. Tabla 14. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 2…………………………….
Tabla 15. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 3…………………………….
Tabla 16. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 4……………………………. Tabla 17. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 5…………………………….
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49,
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53 54
55 56 57 58
49
50
Tabla 18. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 6…………………………….
Tabla 19. Flujos de las corrientes en función de los incrementos de capacidad………………
Tabla 20. Ecuaciones utilizadas para el análisis económico…………………………………….
Tabla 21. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson,
Glycol y Alcohol con datos de diseño (corriente 507)……………………………………………
Tabla 22. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson,
Glycol y Alcohol con datos de diseño (corriente 509)……………………………………………
Tabla 23. Comparación de datos de diseño con valores de simulación…………………………
Tabla 24. Comparación de datos de operación con valores de simulación…………………….
Tabla 25. Comparación de la presión de operación con valores de simulación
de diseño para los tramos de tubería……………………………………………………………….
Tabla 26. Comparación de la presión de operación con valores de simulación
de operación para los tramos de tubería…………………………………………………………..
Tabla 27. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a
150% de incremento de capacidad para los tramos de tubería………………………………….
Tabla 28. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores
de simulación a 150%..................................................................................................................
Tabla 29. Comparación de las especificaciones del fondo de la C-620 con valores
de simulación a 150%.................................................................................................................. Tabla 30. Comparación de las especificaciones del DEG producto con valores
de simulación a 150%..................................................................................................................
Tabla 31. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 150%....................
Tabla 32. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a
200% de incremento de capacidad para los tramos de tubería…………………………………..
Tabla 33. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a
200% de incremento de capacidad para los tramos de tubería modificados……………………
Tabla 34. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores
de simulación a 200%.................................................................................................................
Tabla 35. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 200%....................
Tabla 36. Requerimientos energéticos de los rehervidores para las columnas………………...
Tabla 37. Porcentaje de nivel del rebose de los platos de las columnas……………………….
Tabla 38. Análisis económico, relación Beneficio-Costo (B/C)………………………………….
Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación (continuación)……….
Tabla 40. Comparación de datos de operación con valores de simulación (cont.)……………
62
67 68
69
71
71
74
75
75
76 77
79
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85
83
8694 97
85
65
66
LISTA DE FIGURAS
Pág.
Figura 1. Tramos de tuberías…………………………………………………………………………
Figura 2. Proceso Productivo de Pralca…………………………………………………………….
Figura 3. Tramos de tuberías simulados en Pipephase…………………………………………..
Figura 4. Diagrama global de la simulación……………………………………………………….
Figura 5. Diagrama de la simulación de la Sección de Evaporación (Bloque 1)……………….
Figura 6. Diagrama de la simulación de la Sección 600 (Bloque 2)……………………………..
Figura 7. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 1…………………………………………….….
Figura 8. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 2………………………………………………..
Figura 9. Composición de las principales corrientes para 150% de incremento………………..
Figura 10. Composición de las principales corrientes para 200% de incremento………………
Figura 11. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 3………………………………………………
Figura 12. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 4………………………………………………
Figura 13. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 5………………………………………………
Figura 14. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 6………………………………………………
22 29, 30
60 60 61 72 72 78 84 107 107 108 108
52
INTRODUCCIÓN
PRALCA, Productora de Alcoholes Hidratados C.A., es una empresa localizada en la ciudad de
Santa Rita, Municipio autónomo Santa Rita del estado Zulia, dedicada a la producción y
comercialización de óxido de etileno y glicoles de etileno.
El proceso productivo de PRALCA se realiza en una planta de proceso continuo en donde el
etileno y el oxígeno reaccionan dentro de un reactor multitubular en presencia de un catalizador
sólido a base de plata metálica. El producto de la reacción conteniendo óxido de etileno pasa a
una sección de purificación y a una sección de glicolación, para producir independientemente
óxido de etileno de alta pureza y glicoles de etileno, encontrándose entre ellos el monoetilen
glicol (MEG), dietilen glicol (DEG) y trietilen glicol (TEG).
Estos productos tienen una gran variedad de usos en la industria, entre los cuales se encuentra
la fabricación de la fibra de poliéster, el proceso de secado de gases en la industria petrolera, la
fabricación de envases plásticos, reguladores de viscosidad y anticongelantes entre otros.
La sección de Glicoles de la planta, sección de estudio, consta de equipos que se encargan de
purificar y separar la mezcla de glicoles.
El flujo entrando pasa primero por intercambiadores de calor que se encargan de precalentar la
mezcla a la temperatura óptima de entrada al Reactor de Glicoles, el cual convierte todo el
óxido de etileno en glicoles de etileno (MEG, DEG y TEG). Posteriormente, pasa por una
sección de evaporación que consta de cinco (05) columnas de platos que se encargan de
eliminar gran parte del agua presente. El agua en exceso es posteriormente eliminada en la
columna de Secado de Glicoles. A partir de este punto, el proceso se basa en la separación de
cada uno de los glicoles. El flujo pasa por la columna de Purificación de MEG donde este
producto es separado. El resto de los productos es enviado a la columna de MEG donde, el
pequeño exceso de este producto es separado y recuperado. Finalmente, el flujo entra a la
columna de poliglicoles de empaques ordenados donde el DEG y el TEG son separados y
enviados a los tanques de almacenamiento final.
El mercado de glicoles a nivel mundial ha venido incrementando considerablemente. En la
actualidad, la demanda de estos productos a nivel mundial es de 1.500 MTM/año, y se estima
que en los próximos 3 años, este valor se duplique, incluso hasta el punto en que no es
suficiente la oferta para la demanda existente de estos productos.
En función de esto, PRALCA, tiene previsto como plan de inversión a mediano plazo, la
ampliación de la sección de glicoles de su planta con la finalidad de incrementar la producción
de los glicoles de etileno y ser capaz de satisfacer el de la demanda de estos productos en el
futuro cercano.
Actualmente, la sección de glicoles de PRALCA maneja un flujo de 60,05 Kg-mol/hr, y en
función de lo anteriormente planteado, se pretende realizar una evaluación de esta sección,
incrementando dicho flujo en 150% y 200%, con la finalidad de verificar si esta se encuentra
apta para manejar los nuevos caudales a las condiciones de temperatura y presión requeridas,
o, si por el contrario, es necesario realizar modificaciones para cumplir con los requerimientos
operativos.
Esta evaluación se llevara a cabo mediante el uso de dos simuladores comerciales, los cuales
serán vinculados y correrán simultáneamente para evaluar, en una sola corrida, todo lo
referente a la hidráulica de las líneas, y, de igual forma, lo referente a la capacidad que tienen
las columnas involucradas de manejar las nuevas cargas, garantizando la calidad del producto
final y la continuidad operativa del proceso.
Finalmente, las restricciones operacionales detectadas, serán analizadas, y se plantearan los
cambios necesarios para garantizar que se ajusten a los nuevos requerimientos operativos en
función del incremento de capacidad.
CAPITULO I. MARCO TEORICO.
1.1.- ANTECEDENTES. Las evaluaciones hidráulicas de plantas químicas y petroquímicas se han hecho herramientas
de gran utilidad, ya que permiten, mediante la utilización simuladores de flujo de fluidos como
Pipephase e Inplant, así como simuladores comerciales como Pro II, Aspen o Hextran entre
otros, verificar el comportamiento del sistema a otras condiciones operacionales y de esta
manera, predecir el comportamiento del sistema las nuevas capacidades. De igual forma,
permite detectar restricciones operacionales y especificar las modificaciones necesarias para
garantizar la continuidad operativa en base a los nuevos flujos, temperaturas y presiones
estimadas.
Parra y col1, desarrollaron una evaluación hidráulica del sistema de distribución de etileno a las
plantas de polietileno desde las plantas de Olefinas en el Complejo Petroquímico El Tablazo.
Se realizó el levantamiento del sistema y luego se procedió a realizar la simulación del sistema
a condiciones operacionales en Aspen Plus 11.1. Posteriormente, se validó el modelo de
simulación a condiciones operacionales y luego se evalúo de acuerdo al “Plan de Crecimiento
2006-2012” de Pequiven. De acuerdo a los resultados, el sistema esta en capacidad de
entregar el etileno a las condiciones requeridas hasta el 2009, donde se necesitan 14000 TM
de almacenaje para cubrir la demanda. Propusieron dos modificaciones al sistema a emplear a
partir del 2010: conservar el sistema actual colocando la alimentación de Olefinas III en la
entrada de Olefinas I y colocar una tubería paralela a la actual. Finalmente, se concluyó que los
dos modelos despachan el etileno a las condiciones de presión, flujo y temperaturas
requeridas. Este trabajo proporciona un aporte importante, ya que es la evaluación de un
sistema en función de ciertos planes de ampliación, por lo cual, al igual que este estudio, la
finalidad es detectar restricciones operacionales a las nuevas capacidades y proponer los
cambios necesarios para la continuidad operativa en base a los nuevos flujos.
Colina y col2, evaluaron hidráulicamente el sistema de agua de enfriamiento de las unidades de
alquilación e isomerización del CRP-Amuay para determinar las limitaciones presentes en este
sistema durante la época de verano debido al incremento que se produce en la temperatura del
agua de mar, la cual es utilizada como medio de enfriamiento. Las bases de el estudio se
determinaron de acuerdo a las mas altas temperaturas obtenidas en el agua abastecida a las
unidades de alquilación e isomerización, utilizándose el programa de simulación PRO II para
determinar el comportamiento de las mismas al manejar las cargas de operación normal, y
HEXTRAN en la simulación del sistema de enfriamiento, conformado por los intercambiadores
de calor operados con agua. Finalmente, se encontró que la unidad de alquilación presentaba
limitaciones al incrementarse la temperatura del agua de enfriamiento. Se propuso reemplazar
el diámetro de la tubería que abastece las unidades para cumplir con los valores de velocidad
exigidos por la empresa permitiendo la continuidad operativa de estas unidades durante el
verano.
Amaya y col3, con la finalidad de determinar si el sistema de distribución actual de propileno
desde las plantas de Olefinas en El tablazo podía entregar dicho producto a los usuarios,
desarrollaron una evaluación hidráulica de dicho sistema. Inicialmente se hizo un
levantamiento del sistema y luego se procedió a simular en el paquete de simulación Aspen
Plus 11.1 a condiciones de diseño. Posteriormente, se validó el sistema de simulación con las
condiciones de operación y luego se evaluó el sistema de acuerdo al Plan de crecimiento 2006-
2012 de Pequiven. De acuerdo con los resultados, el sistema esta en capacidad de entregar el
propileno a las condiciones requeridas hasta el ano 2009, donde se necesitan 20 MTMA de la
nueva planta de Olefinas III para cubrir la nueva demanda por parte de Propilven. Se
plantearon 3 modificaciones al sistema a emplear a partir del 2010, reemplazar el sistema
actual por una tubería de 6” colocando la alimentación de Olefinas III en la entrada de Olefinas
I, colocar una tubería de 4” paralela a la actual e instalar un calentador de propileno paralelo al
existente en el área de almacenaje. Luego de evaluar cada una de las propuestas se obtuvo
que los resultados arrojados por cada uno de los modelos despachen el propileno a las
condiciones de presión, flujo y temperatura requeridos por el usuario y según los parámetros
establecidos en la Norma PDVSA 90616.024.
Paris4, desarrolló una evaluación hidráulica del sistema de distribución de agua de enfriamiento
de una unidad de craqueo catalítico. En este trabajo se determinaron las limitaciones,
referentes a la velocidad y caída de presión encontradas en el sistema de distribución de agua
de enfriamiento de la unidad de craqueo catalítico de la Refinería de Cardón, así como una
serie de modificaciones y recomendaciones que fueron propuestas debido a un incremento de
11000 Tm/d a 12850 Tm/d, en la capacidad de producción de dicha unidad para el año 2004.
El sistema de distribución fue modelado en el simulador hidráulico INPLANT y se utilizó el PRO
II para la simulación de los intercambiadores de calor. Se recomendó incrementar el diámetro
de las tuberías que presentaron limitaciones, tanto de caída de presión como de velocidad, así
como también restringir el flujo de agua salada a los intercambiadores y colocar en operación
los intercambiadores que para la fecha se encontraban fuera de servicio.
Prieto5, realizó una evaluación hidráulica de la red de suministro de agua de enfriamiento
asociado a una torre de enfriamiento. En este estudio se evaluó la red de agua de enfriamiento
asociada a la torre E-8901 de la planta de Olefinas II del Complejo Petroquímico el Tablazo,
con la finalidad de determinar las limitaciones hidráulicas y emitir las recomendaciones
pertinentes en cuanto al suministro de agua a las plantas de Clorosoda, Purificadora de Etano,
Olefinas II, Monocloruro de Vinilo II y a los compresores centrales de aire del Área 45. Posterior
a la determinación del consumo de agua a cada planta, se llevó a cabo la simulación de la red
en Aspen Plus 11.1, aplicando este modelo de simulación a condiciones de diseño original de
la red con las tres bombas en servicio P-8901 A/D/E y luego a condiciones de operación actual
con las cuatro bombas en servicio P-8901 A/B/C/E.
De acuerdo con los resultados del estudio realizado, se determinó que las plantas Olefinas II,
Purificadora de Etano y los compresores del Área 45 reciben un flujo de agua de enfriamiento
menor al especificado por diseño, mientras que las plantas de Monocloruro de Vinilos II y
Clorosoda reciben caudales por encima del diseño, razón por la cual se recomendó restringir el
flujo de agua de enfriamiento hasta los valores de diseño en estas ultimas plantas utilizando
válvulas ya instaladas a nivel de campo. Es este estudio fue utilizado el simulador de procesos
Aspen Plus 11.1.
1.2.- FLUJO DE FLUIDOS EN TUBERIAS 6. El método más común de transportar fluidos de un punto a otro es impulsarlo a través de un
sistema de tuberías.
Las tuberías de sección circular son las más frecuentes, ya que esta forma ofrece no solo
mayor resistencia estructural sino también mayor sección transversal para el mismo perímetro
exterior que cualquier otra forma.
En todos los sistemas que implique el movimiento de fluidos a través de líneas es importante
conocer el comportamiento de los fluidos en el interior de las tuberías, lo cual se realiza
mediante estudios hidráulicos.
El estudio hidráulico se basa en calcular las velocidades y diferenciales de presión ocasionados
por el movimiento de los fluidos dentro de las tuberías, equipos y accesorios tales como codos,
válvulas, entre otros.
Debido a la gran variedad de fluidos que se utilizan en los procesos industriales modernos, una
ecuación que pueda ser usada para cualquier fluido ofrece ventajas obvias. Una ecuación de
este tipo en la formula de Darcy, que puede ser deducida por análisis dimensional; sin
embargo, una de las variables en la formula, el coeficiente de fricción, debe ser determinado
experimentalmente.
1.3.- FORMULA DE DARCY. Ecuación general del flujo de fluidos 6.
El flujo de fluidos en tuberías esta siempre acompañado de rozamiento de las partículas del
fluido entre si y, consecuentemente, por la pérdida de energía disponible; en otras palabras,
tiene que existir una pérdida de presión en el sentido del flujo. Si se conectan dos manómetros
Bourdon a una tubería por la que pasa un fluido, el manómetro ubicado en la parte inicial del
recorrido indicaría una presión mayor que el manómetro ubicado al final del tramo de tubería.
La ecuación general de la pérdida de presión, conocida como la fórmula de Darcy, y que se
expresa en metros de fluido es:
nL gD
vLfh.2... 2
= (ec.1) 6
Donde:
:Lh Pérdida de carga debida al flujo del fluido.
:f Factor de fricción.
:v Velocidad media de flujo.
:D Diámetro interior de la tubería.
:ng Aceleración de la gravedad.
Esta ecuación también puede escribirse para obtener la pérdida de presión en Newtons por m2
(Pascals) sustituyendo las unidades correspondientes de la siguiente manera:
DvLfP
.2... 2ρ=Δ ya que nL ghP ..ρ=Δ (ec.2) 6
La ecuación de Darcy es válida tanto para flujo laminar como turbulento de cualquier líquido en
una tubería. Sin embargo, puede suceder que debido a velocidades extremas, la presión
corriente abajo disminuya de tal manera que llegue a igualar la presión de vapor del líquido,
apareciendo el fenómeno conocido como cavitación y los caudales obtenidos por el cálculo
serán inexactos.
Con las restricciones necesarias, la ecuación de Darcy puede usarse con gases y vapores
(fluidos compresibles).
Las restricciones a ser consideradas cuando se trabaja con fluidos compresibles como aire,
vapor de agua, etc. al utilizar la fómula de Darcy son:
Si la pérdida de presión calculada (P1 – P2) es menor que el 10% de la presión de
entrada P1, se obtiene una exactitud razonable si el volumen específico que se introduce
en la fórmula se basa en las condiciones de entrada o en las condiciones de salida,
cualesquiera que sean conocidas.
Si la caída de presión calculada (P1 – P2) es mayor que un 10% pero menor que un 40%
de la presión de entrada P1, la ecuación de Darcy puede aplicarse con razonable
precisión utilizando el volumen específico basado en una media de las condiciones de
entrada y de salida.
Para pérdidas de presiones mayores, como las que se encuentran a menudo en
tuberías largas, otros métodos son utilizados.
Con la ecuación N° 2, se obtiene la pérdida de presión debido al rozamiento y se aplica a
tubería de diámetro constante por la que pasa un fluido cuya densidad permanece
razonablemente constante, a través de una tubería recta, ya sea horizontal, vertical o inclinada.
Para tuberías verticales, horizontales y de diámetro variable, el cambio de presión debido a
cambios de elevación, velocidad o densidad del fluido debe hacerse de acuerdo con el teorema
de Bernoulli.
1.4.- TEOREMA DE BERNOULLI 6.
El teorema de Bernoulli es una forma de expresión de la aplicación de la ley de la conservación
de la energía al flujo de fluidos en una tubería. La energía total en un punto cualquiera por
encima de un plano horizontal arbitrario fijado como referencia, es igual a la suma de la altura
geométrica, la altura debido a la presión y la altura debido a la velocidad, es decir:
Hg
vgPZ
nn
=++.2.
2
ρ (ec.3) 6
Donde:
Z: Altura o elevación potencial sobre el nivel de referencia.
P: Presión manométrica.
gn: Aceleración de la gravedad.
: Densidad del fluido.
v: Velocidad media del flujo.
H: Altura total.
Si las pérdidas por rozamiento se desprecian y no se aporta o se toma ninguna energía del
sistema de tuberías (bombas o turbinas), la altura total H en la ecuación anterior permanecerá
constante para cualquier punto del fluido.
Sin embargo, en la realidad existen pérdidas o incrementos de energía que deben incluirse en
la ecuación de Bernoulli.
Por lo tanto, un balance de energía para dos puntos de un fluido puede ser escrito de la
siguiente forma:
Lnnnn
hg
vg
PZg
vg
PZ +++=++.2..2.
22
2
22
21
1
11 ρρ
(ec.4) 6
Todas las fórmulas prácticas para el flujo de fluidos se derivan del teorema de Bernoulli, con
modificaciones para tener en cuenta las pérdidas debidas al rozamiento.
1.5.- PROPIEDADES DE LOS FLUIDOS 6.
La solución de cualquier problema de flujo de fluidos requiere un conocimiento previo de las
propiedades físicas del fluido en cuestión.
Valores exactos de las propiedades de los fluidos que afectan a su flujo, principalmente la
viscosidad y el peso específico, han sido establecidos por muchas autoridades en la materia
para todos los fluidos utilizados y todos pueden ser localizados en diferentes cuadros y tablas
de la literatura.
Las principales propiedades de los fluidos que se requieren para solventar cualquier problema
relacionado con caídas de presión son:
Viscosidad.
Viscosidad absoluta o dinámica.
Viscosidad cinemática.
Densidad.
Volumen específico.
Peso específico.
1.6.- FLUJO DE FLUIDOS EN VALVULAS Y ACCESORIOS 6.
Las instalaciones industriales en su mayor parte están constituidas, a parte de tuberías, por
válvulas y accesorios, por lo cual es necesario un conocimiento de su resistencia al paso de
fluidos para determinar las características de flujo en un sistema de tuberías completo.
1.7.- TIPOS DE VALVULAS Y ACCESORIOS USADOS EN SISTEMAS DE TUBERIAS 6. La variedad en diseños de válvulas dificulta una clasificación completa de las mismas. Si las
válvulas se clasificaran según su resistencia que ofrecen al flujo, las que presentan un paso
directo del flujo, como las válvulas de compuerta, bola, macho y de mariposa pertenecen al
grupo de baja resistencia; las que tienen un cambio en la dirección del flujo, como las válvulas
de globo y angulares, están en el grupo de alta resistencia.
Los acoplamientos o accesorios para conexión se clasifican en: de derivación, reducción,
ampliación y desviación. Los accesorios como t´s, cruces, codos con salida lateral, etc., pueden
agruparse como accesorios de derivación.
Los conectores de reducción o ampliación son aquellos que cambian la superficie de paso del
fluido. En esta clase están las reducciones y los manguitos. Los accesorios de desvío, curvas,
codos, curvas en U, etc., son los que cambian la dirección del flujo.
1.8.- PERDIDA DE PRESIÓN DEBIDO A VALVULAS Y ACCESORIOS 6.
Cuando un fluido se desplaza uniformemente por una tubería recta, larga y de diámetro
constante, la configuración del flujo indicada por la distribución de la velocidad sobre el
diámetro de la tubería adopta una forma característica. Cualquier obstáculo en la tubería
cambia la dirección de la corriente en forma total o parcial, altera la configuración característica
de flujo y ocasiona turbulencia, causando una pérdida de energía mayor de la que normalmente
se produce en un flujo por una tubería recta. Ya que las válvulas y accesorios en una línea de
tubería alteran la configuración de flujo, producen una pérdida de presión adicional.
La pérdida de presión total producida por una válvula o accesorio consiste en:
La pérdida de presión dentro de la válvula.
La pérdida de presión en la tubería de entrada es mayor de la que se produce
normalmente si no existe válvula en la línea. Este efecto es pequeño.
La pérdida de presión en la tubería de salida es superior a la que se produce
normalmente si no hubiera válvula en la línea. Este efecto puede ser muy grande.
Desde el punto de vista experimental es difícil medir las tres caídas por separado. Sin embargo,
su efecto combinado es la cantidad deseada y puede medirse exactamente con métodos
conocidos.
Si se consideran dos tramos de tubería del mismo diámetro y longitud, como se muestran en la
figura 1, con una distancia “x”, manometros instalados en ambos extremos de las lineas, y, el
primer tramo de tuberia con una valvula instalada, mientras que el segundo tramo d tuberia, no
existe dicha valvula, simplemente un tramo de tuberia recta.
Figura 1. Tramos de tuberías 6.
El primer tramo contiene una válvula de globo. Si las pérdidas de presión P1 y P2 se miden
entre los puntos indicados, se encuentra que P1 es mayor que P2.
En realidad, la pérdida debido a la válvula de longitud “d” es P1 menos la pérdida en un tramo
de tubería con longitud “a b”.
1.9.- FLUJO EN FASE LIQUIDA 3. 1.9.1.- Tuberías Rectas Horizontales 3.
La caída de presión en tuberías rectas horizontales de diámetro constante es causada
mayormente por fricción y puede ser calculada mediante la ecuación de fricción de Fanning. El
factor experimental en esta ecuación, llamado factor de fricción Fanning, f, es una función del
número de Reynolds y la rugosidad relativa de la pared de la tubería.
Para un determinado tipo de material, la rugosidad es relativamente independiente del diámetro
de tubería, por lo tanto, el factor de fricción puede ser expresado como una función del número
de Reynolds y del diámetro de tubería. Para flujo laminar (Re 2000), el factor de fricción es
función solo del número de Reynolds.
La región de transición cae entre valores de número de Reynolds comprendidos ente 2000 y
4000. Aquí el flujo puede ser tanto laminar como turbulento, dependiendo de factores tales
como el cambio de la sección transversal o la presencia de válvulas, accesorios u
obstrucciones en las tuberías. En este régimen, el factor de fricción es difícil de determinar y
cae en algún lugar entre los limites para flujo laminar y turbulento. Sin embargo, para la
mayoría de las aplicaciones con tubería comercial, el fluido tiende a ser turbulento y debe
usarse el valor más alto de factor de fricción.
1.9.2.- Efecto de Accesorios 3.
Los codos, conexiones en “T”, válvulas, orificios y otras restricciones causan caídas de presión
adicionales en una tubería. Los accesorios que tienen el mismo diámetro nominal que la tubería
pueden ser tomados en cuenta en términos de longitud equivalente de tubería recta. Esta
longitud equivalente puede ser calculada a partir de los coeficientes de los accesorios.
La longitud equivalente es entonces sumada a la longitud real de la tubería y la suma es usada
en la ecuación de Fanning para predecir la caída de presión total.
También, el uso de longitudes equivalentes o coeficientes de resistencia, es, como se ha
publicado, esencialmente una correlación aproximada de un problema complejo. Si la caída de
presión es un factor crítico por seguridad, economía u otras consideraciones.
1.9.3.- Expansiones y Contracciones 3.
La caída de presión por cambios en la sección transversal tales como salida y entrada de
recipientes de proceso, reductores y difusores incluye dos componentes: uno por fricción y otro
por cambio de energía cinética. Los cálculos de pérdida por fricción son basados en el diámetro
de la tubería más pequeña sin obstrucción.
Para tuberías que terminan en un área de gran sección transversal tales como recipientes de
proceso, la caída de presión por fricción es igual al incremento en presión causado por el
cambio de energía cinética. Como resultado, el cambio neto de presión debido al cambio de la
sección transversal es cero.
Para una contracción muy gradual, la caída de presión por fricción es calculada en base a una
sección recta de tubería con un diámetro interno igual a la sección transversal mas angosta de
la contracción.
Para el cálculo de caída de presión de tuberías que contengan accesorios y cambios de
sección transversal, la línea primero se divide en secciones de diámetro nominal constante. Se
calcula la caída de presión por fricción de cada cambio de sección transversal en longitud
equivalente en referencia a la tubería de menor diámetro de la sección en cuestión. La caída de
presión debido a los distintos cambios de energía cinética en la línea es determinada
calculando el cambio global de energía cinética entre la entrada y la salida de la línea.
1.9.4.- Tuberías No horizontales 3.
En caso de tuberías no horizontales, el término de elevación debe sumarse al cambio de
presión calculado por las pérdidas por fricción y energía cinética, usando la siguiente ecuación:
( ) ( )216 zzg
FPc
ge −=Δ
ρ (ec.5) 3
( ) ( )1210 zzFP e −=Δ ρ (ec.6) 3
Donde:
( ) =Δ eP Caída de presión debido al cambio de elevación. (kPa)
=21 , zz Elevación al comienzo y al final de la tubería (mts.)
=10F Factor que depende de las unidades usadas. (9,81x10-3)
1.9.5.- Combinación y división de corrientes 3.
Cuando una corriente es dividida en dos o más subcorrientes, hay pérdidas por fricción y
cambio de presión debido al cambio de energía cinética. Lo mismo se aplica a la combinación
de corrientes.
1.9.6.- Orificios, boquillas y venturis 3.
Para orificios, boquillas y venturis se pueden distinguir dos caídas de presión:
Caída de presión del flujo. Esta es la caída de presión usada en relación con las
medidas del flujo, la cual no incluye la presión recuperada corriente debajo de la
contracción. Para orificios y boquillas esta medida de presión es medida a través de las
tomas de las bridas; para venturis, entre una toma corriente arriba y una toma en las
sección transversal mas angosta.
Caída de presión total. Es la caída de presión entre un punto corriente arriba de la
restricción y un punto corriente abajo que esta a una distancia varias veces el diámetro
de la tubería. Esta caída de presión es más pequeña que la caída de presión de las
tomas de las bridas debido a la recuperación de presión (es decir, conversión de
momento a presión) corriente debajo de la restricción.
1.10.- SIMULACIÓN DE PROCESOS 7.
La simulación matemática consiste en experimentar con los modelos generados mediante la
programación matemática, asignando valores a las variables de entrada y observando los
valores de las de salida; es decir, es el laboratorio o rama experimental de la investigación
operacional, donde la práctica y los resultados distan de la comprensión surgida de la física, la
química o la biología. Las "entradas a" y las "respuestas de" la simulación son valores
abstractos para las variables que se están manejando y no propiamente manifestaciones de
cantidades mensurables a través de instrumentos. La simulación, en investigación operacional,
es un laboratorio abstracto, donde se experimenta con información.
La simulación es una herramienta para tratar los sistemas complicados. Posee flexibilidad, la
cual parte de la sencillez de construir un modelo de simulación. Esta versatilidad se acentúa
particularmente con el poder de la computadora digital, definida como el mecanismo de
cómputo para procesar un modelo de simulación. Realmente en la ausencia de la computadora
digital, la simulación dejaría de ser una herramienta de valor práctico.
En general, en la simulación se elabora un sistema computarizado de un sistema, con el
propósito de conocer el comportamiento del mismo o de evaluar distintas estrategias para su
operación. El proceso de simulación comprende la formulación precisa del modelo matemático,
la conversión del modelo a un programa de computación, su aplicación, interpretación y uso de
los resultados y documentación del estudio.
La simulación de procesos tiene como ventajas:
Reducción del tiempo de trabajo
Permite al equipo de diseñadores probar rápidamente entre configuraciones de equipos.
Permite mejorar procesos existentes, ya que puede variarse alguna condición del
proceso y observar su comportamiento antes de llevarlo al caso real, lo cual
representaría un riesgo para la planta.
Determina las condiciones óptimas de proceso, respetando las restricciones.
Asiste en la detección de cuellos de botella del proceso.
Realiza la evaluación económica de una planta o proceso.
1.10.1.- Simulador PIPEPHASE 8. PIPEPHASE es un poderoso simulador de flujo de fluidos multifásicos, en estado estacionario
para la predicción de presiones, temperaturas, y comportamiento de líquidos en recipientes,
líneas y sistemas de distribución.
Esta herramienta es útil para diseñar nuevos sistemas, monitorear sistemas existentes y de
esta manera prevenir y/o solventar problemas.
PIPEPHASE combina la tecnología de simulación de flujo de fluidos multifásicos de la industria
estándar con la base de datos mas completa disponible de propiedades físicas y variables
termodinámicas de un gran número de componentes.
PIPEPHASE simula rigurosamente complejos sistemas. Es posible con esta herramienta de
simulación diseñar nuevos sistemas para máxima eficiencia y repotenciar sistemas existentes
para incrementos de capacidades.
Esta versátil herramienta de simulación puede ser utilizada para simular fluidos puros o
multifásicos a través de una combinación de tuberías, válvulas, reducciones y muchos otros
equipos de proceso. Todos estos equipos y accesorios son llamados dispositivos de flujo.
Por otro lado, PIPEPHASE puede ser utilizado para el diseño de nuevos sistemas o para el
mejoramiento de sistemas existentes. Cualquier topología de un sistema puede ser ingresado
al simulador, desde un simple arreglo hasta los más complejos sistemas compuestos por
múltiples tuberías y dispositivos complejos.
1.10.2.- Simulador PRO II 9.
El programa de simulación de procesos PRO II ejecuta rigurosamente balances de masa y
energía para un amplio rango de procesos químicos. Desde la separación de crudo y gas hasta
la destilación reactiva, PRO II ofrece una de las soluciones para simulaciones más versátil y
fácil de usar de la industria.
PRO II cuenta con una interfase de usuario grafica PROVISION (GUI), la cual proporciona un
ambiente interactivo basado en Windows, lo cual es ideal para la construcción y modificación
de modelos simples o complejos de PRO II.
El simulador PRO II, tiene múltiples aplicaciones en las diversas áreas industriales. Entre
algunas de estas áreas se encuentra la industria del procesamiento de crudo y gas, refinación,
industria química y petroquímica, polímeros y la industria farmacéutica, entre otros.
Las principales aplicaciones de este paquete se simulación son:
Diseño de nuevos procesos.
Evaluación de configuraciones de planta alternativa.
Modernización y optimización de plantas existentes.
Asesoramiento y documentación en concordancia con las regulaciones ambientales.
Monitoreo, optimización y mejoramiento de la rentabilidad del proceso.
PRO II puede ser aplicado en diferentes áreas de la industria en general. En el área de
procesamiento de crudo y gas, PRO II puede ser utilizado en los siguientes procesos:
Endulzamiento con aminas, tren de compresión, demetanizador y deetanizador, expansión de
planta, deshidratación del gas, formación/inhibición de hidratos y lazos de refrigeración, entre
otros.
En el área de refinación, PRO II puede ser utilizado en los siguientes procesos:
precalentamiento del crudo, destilación atmosférica, columnas de vacío, estabilizadores de
gasolina y naphta, deisobutanizadores y fraccionadotes de coker, entre otros.
En el caso de la industria petroquímica, el simulador puede ser utilizado en fraccionadotes de
etileno, separación de aromáticos, planta de ciclohexano, producción de MTBE, producción de
olefinas y cloración de propileno, entre otros.
1.11.- PROCESO PRODUCTIVO DE PRALCA 10.
PRALCA fue concebida en el año 1973 por iniciativa del entonces Instituto Venezolano de
Petroquímica (IVP), hoy PEQUIVEN, para la producción en el país de óxido de Etileno, óxido
de Propileno y sus derivados Este proyecto toma su rumbo definitivo en 1987 con una nueva
estructura y meta definida: producción de Oxido de Etileno y Etilenglicol.
PRALCA es el resultado de arduos estudios e investigaciones para el desarrollo industrial del
país, concretando además la expectativa de la unión de recursos de tres importantes sectores:
la empresa privada nacional, la empresa estatal y la empresa privada extranjera, que ofrecen
su aporte en la diversificación de la industria nacional, abriendo caminos a productos no
tradicionales.
A finales de 2001 y luego de exitosas negociaciones, PRALCA es reestructurada, quedando
hoy en día como accionistas Pequiven, IPHL y Sofilago, manteniendo la condición de empresa
mixta.
El proceso productivo de la planta se basa en un proceso continuo de Scientific Design. La fase
de oxidación catalítica del vapor de etileno con oxígeno produce óxido de etileno, el cual
seguido por la hidratación no catalítica del mismo, produce etilenglicol
La planta se encuentra dividida en siete secciones principales y las secciones de servicios. La
primera es la sección de reacción para producir óxido de etileno (EO). La segunda es la
remoción de dióxido de carbono (CO2) y agua, la tercera es la purificación de H2O y EO de
impurezas como CO2, aldehídos, etano, entre otros. En la cuarta sección se purifica el EO que
es vendido a OXITENO (antiguamente ARCH) hasta un 99% de pureza con menos de 0,5% de
agua. En la quinta reacciona el EO con agua para producir glicoles y se pasa por una serie de
evaporadores para disminuir el contenido de agua. La sexta sección es la de purificación de
mono etilenglicol (MEG) y la séptima sección se purifica el di etilenglicol (DEG) y el tri
etilenglicol (TEG). En las siguientes imágenes se muestra resumido el proceso productivo de
Pralca:
a)
b)
c)
Remoción de CO2
Absorbedor de EO
Despojador de EO
Reabsorbedor de EO
Reactor de EO
Compresor de reciclo
Etileno EO Glicol Agua
Alimentación Oxígeno Etileno H2O
EO+ H2O EO+ H2O
H2O EO
EO+CO2+H2O
Despojador de CO2
Reactor de EG
Sección de Evaporación
Purificación de EO
Secado de
Glicoles
ARCH
A la C-620
CO2
EO + H2O
EO + H2O
EG + H2O
EO Producto
Etileno EO Glicol Agua
H2O
Figura 2. Proceso Productivo de Pralca 11.
La primera sección (sección 100) está constituida principalmente por un reactor de EO el cual
tiene 8800 tubos en los cuales se encuentra empacado el catalizador a base de plata. La
mezcla de alimentación constituida por oxígeno y etileno pasa a través de dichos tubos
mientras que por el lado de la carcasa fluye agua de enfriamiento con dos propósitos: retirar
calor ya que la reacción es altamente exotérmica y generar vapor de alta presión que es
utilizado aguas abajo en el proceso. La mezcla de reacción entra a 210 ºC y deja el reactor a
240 ºC. La conversión alcanzada es de 9% y la selectividad de 79% de acuerdo al diseño.
Aparte del catalizador se añaden pequeñas trazas de dicloroetano (EDC) que inhibe la reacción
de combustión del etileno, favoreciendo la reacción de oxidación. Para disminuir la temperatura
de inflamabilidad de la mezcla se utiliza metano como gas de relleno, el cual es inerte en la
reacción. Las reacciones involucradas son:
OEETILENODEÓXIDO
AgbaserCatalizado
OXÍGENOg
ETILENO
HO
CHCOCHCH 2
\/
2)(222 ½ −⎯⎯⎯ →⎯+= (a)10
AGUACARBONODE
DIOXIDOOXIGENOgDOACETALDEHIOXIGENO
gETILENO
AGUACARBONODE
DIOXIDOOXIGENOg
ETILENO
OHCOOH
O
CHCOCHCH
OHCOOCHCH
22)(225
||
)(222
22)(222
2233
223
+⎯→⎯+−⎯→⎯+=
+⎯→⎯+=
(b)10
Columna de MEG
MEG Producto
Despojadora de MEG
EO
Columna de Poliglicoles
Reactor de TEG
MEG Producto
DEG Crudo
MEG
Etileno EO Glicol Agua
Despacho
MEG
MEG
DEG
TEG DEG
CEG
CEG
TEG
DEG
MEG
MEG
Dentro de esta sección se encuentra también una columna absorbedora, en la cual el EO es
absorbido con agua y de esta forma es separado de la mezcla gaseosa constituida por etileno
que no reaccionó, oxígeno que no reaccionó, dióxido de carbono, metano y otras impurezas
inertes de la alimentación. La mezcla gaseosa es enviada a la segunda sección (sección 200)
para la remoción del dióxido de carbono y la mezcla gaseosa resultante es recirculada al
reactor de EO. Por otro lado, la mezcla acuosa de EO es enviada a la tercera sección (sección
300) en donde se purifica el agua y el EO de impurezas como el dióxido de carbono, aldehídos,
entre otras.
En la sección 200 se remueve dióxido de carbono desde 8% hasta 4% en la corriente de
recirculación al reactor de EO, mediante la absorción de dióxido de carbono con una solución
de carbonato de potasio (K2CO3) en una columna de platos. En una columna posterior el
dióxido de carbono es regenerado y enviado a la atmósfera continuamente.
En la sección 300 se encuentran tres columnas absorbedoras-desorbedoras, cuya función es
eliminar las impurezas de dióxido de carbono y otros gases. El dióxido de carbono al ponerse
en contacto con agua a altas temperaturas genera ácido carbónico (H2CO3), el cual genera
problemas de corrosión en los equipos y líneas aguas abajo en el proceso, razón por la cual
debe ser eliminado.
La cuarta sección (sección 400) consta de una columna de 98 platos la cual es alineada con
una porción de la solución de EO para purificarlo y enviarlo a ARCH. La quinta sección (sección
500) consta principalmente de un reactor de glicoles y un tren de evaporadores. La solución de
EO es alimentada al reactor de glicoles junto a agua de tal forma de obtener una relación
másica 9/1 para formar MEG, DEG y TEG. Las reacciones ocurren simultáneamente y la
distribución de productos favorece al MEG que es el producto de mayor demanda.
Las reacciones que tienen lugar son:
MEGOLETILENGLICMONO
EOETILENODEOXIDO
H
HOC
OH
H
COHHO
CHC 2
||
222
\/
2 −⎯→⎯+− (c)10
DEGICOLDIETILENGL
l
MEGGLICOLMONOETILEN
l
EOETILENODEOXIDO
ac
H
H
O
C
H
H
CO
H
H
C
HO
HC
H
H
O
C
O
H
H
CHO
CHC )(2
|
|
|
|
||
2)(2
||
2)(2
\/
2 −−−−⎯→⎯−+−
(d)10
TEGLICOLTRIETILENG
l
DEGICOLDIETILENGL
l
EOETILENODEOXIDO
ac
H
H
O
C
H
H
CO
H
H
C
H
H
CO
H
H
C
O
H
H
C
H
H
O
C
H
H
CO
H
H
C
O
H
H
CHO
CHC )(2
|
|
|
|
|
|
|
|
||
2)(2
|
|
|
|
||
2)(2
\/
2 −−−−−−−⎯→⎯−−−−+−
(e)10
También se forma un producto más pesado denominado polietilenglicol (PEG) con importante
valor comercial. El contenido de agua es reducido posteriormente mediante un tren de
evaporadores. En la sexta sección (sección 600) se encuentran tres columnas de destilación
que purifican el MEG a 99% y el DEG crudo es enviado a la séptima sección (sección 700) en
donde se separa el DEG del TEG y PEG en forma continua durante 18 ó 19 días. La mezcla de
TEG y PEG es almacenada en un tanque de TEG crudo y al transcurrir los 18 ó 19 días se
cambia el modo de operación de la columna y durante 1 día es separado el TEG del PEG.
Cada uno de los productos terminados es evaluado para verificar que cumplan con una serie
de especificaciones: pureza, contenido de agua, condiciones de otros glicoles, entre otras.
Luego de ser evaluados en tanques de almacenamiento temporal de 10 toneladas a 60
toneladas, pasan a los tanques de almacenamiento de producto final, de donde es despachado
a cisternas, isotanques, pipas y esporádicamente a barcos para exportación.
1.12.- MATERIA PRIMA 10.
La materia prima empleada para la producción de óxido de etileno la constituye el etileno y el
oxígeno. De igual forma, se emplean otros insumos que constituyen parte importante en el
proceso productivo del óxido de etileno, entre estos se consideran el metano, nitrógeno, gasoil
y el agua.
Etileno 10.
El etileno es producido por las plantas de Olefinas, situadas en el Complejo Petroquímico El
Tablazo. Este componente gaseoso es suministrado a PRALCA por una tubería sublacustre de
ocho pulgadas de diámetro desde las mencionadas plantas.
Oxígeno 10.
El oxígeno puro y seco empleado para llevar a cabo la reacción de producción de óxido de
etileno, es producido por la empresa AGA y suministrado a PRALCA a través de una tubería
sublacustre de ocho pulgadas de diámetro desde la planta MARATÓN.
Entre otros insumos de importancia para el proceso de producción de óxido de etileno, se
considera el gasoil y el agua. En cuanto al gasoil, este es empleado como combustible en las
calderas y suministrado en cisternas.
El agua es utilizada mayormente en su estado natural (líquida) para enfriamiento en el proceso
de producción, la misma proviene del embalse de PEQUIVEN, y es suministrada a PRALCA
mediante una tubería sublacustre de doce pulgadas (12”) de diámetro. Es de hacer notar que el
agua no es potable, ya que esta proviene directamente del embalse y no se le suministra
ningún tipo de tratamiento.
1.13.- PRODUCTOS 10.
PRALCA produce óxido de etileno y glicoles de etileno: mono etilenglicol (MEG) grado fibra y
grado industrial, di etilenglicol (DEG), tri etilenglicol (TEG) y polietilenglicol (PEG).
Óxido de etileno (EO) 10: a temperatura ambiente, se presenta como un gas incoloro, y
a 12ºC se encuentra en fase líquida. Su reactividad es extremadamente alta, y es por
ello que se utiliza como producto intermedio en un buen número de reacciones, para
producir glicoles de etileno, etanol aminas, glicoles éteres, agentes surfactantes,
solventes, polioles, como agente de esterilización, emulsificantes, demulsificantes y
surfactantes no iónicos.
Mono etilenglicol (MEG) 10: a temperatura ambiente, el mono etilenglicol se presenta
como un líquido altamente transparente, incoloro e inodoro. Entre sus usos principales
se encuentran la producción de polietilentereftalato, tanto para fibras como para PET,
líquidos anticongelantes para motores y maquinarias, resinas de poliéster, agente de
tratamiento en la industria del gas natural, en adhesivos, tratamiento de cueros, entre
otros.
Di etilenglicol (DEG) 10: se utiliza como producto intermedio en la reacción de resinas
insaturadas de poliéster, resinas de poliuretano, en la elaboración de líquido para
frenos, como agente deshidratante, en la industria del papel y del celofán. DEG también
puede utilizarse como agente deshidratante de gas natural e industrial, como solvente
en fluidos funcionales, en tintas de impresión y en pigmentos para textiles. Otros usos
incluyen la producción de plastificantes, emulsificantes, surfactantes, policarbonatos y
lubricantes.
Tri etilenglicol (TEG) 10: el principal uso del TEG es la deshidratación del gas natural.
Otras aplicaciones resaltantes son como solvente, en la producción de plastificantes,
poliuretano y resinas insaturadas de poliéster, como humectante para la industrial del
papel y en la de esponjas sintéticas, polioles, y ha sido ampliamente utilizado en la
industria del tabaco como agente humectante.
La Tabla 1 resume las principales características y especificaciones de estos productos.
Tabla 1. Características y especificaciones de productos 11.
Producto Características Propiedades Límites Pureza, peso % 99.8 mín.
Agua, ppm 50 máx.
Cloruros, ppm 50 máx.
Color, APHA 5 máx.
Aldehídos como Acetaldehído, ppm 20,0 máx.
Acidez como ácido acético, ppm 10 máx.
Residuos, % peso 0.001 máx.
CO2, % peso 0.001 máx.
Apariencia Clara
Óxido de etileno
Estado físico: líquido
Punto de Inflamación, °C:
< -18
Viscosidad cp a 10 ºC:
0.28
Punto de Congelamiento,
°C: 112.6
Peso Molecular, g/mol:
44.05 pH 6.0 – 8.0
Pureza, peso % 99,9 min.
Di etilenglicol, peso % 0,05 máx.
Agua, peso % 0,05 máx.
Acidez como ácido acético, ppm 10,0 máx.
Hierro, ppm 0,1 máx.
Cloruros, ppm 0,1 máx.
Gravedad Específica a 20 °C 1,1151-
1,1156
Color, APHA 5 máx.
Cenizas, peso % 0,001 máx.
IBP 196 min. Destilación a 760 mmHg, °C
DP 199 máx.
220 nm 70 min.
275 nm 95 min. Transmitancia, %
350 nm 99 min.
Aldehídos como acetaldehídos, ppm 10.0 máx.
Mono etilenglicol
(MEG)
Estado físico: líquido
Punto de Inflamación, °C:
116
Viscosidad cp a 10 ºC: 21
Peso Molecular, g/mol:
62.07
Producto higroscópico.
Apariencia Clara e
incolora
Pureza, peso % 99,7 min.
Mono etilenglicol, peso % 0,05 máx.
Tri etilenglicol, peso % 0,05 máx.
Agua, peso % 0,10 máx.
Acidez como ácido acético, ppm 50,0 máx.
Hierro, ppm 0,5 máx.
Cloruros, ppm 0,5 máx.
Gravedad Específica a 20 °C 1,117 –
1,120
Color, APHA 10 máx.
Cenizas, peso % 0,005 máx.
IBP 242 min. Destilación a 760 mm Hg, °C
DP 250 máx.
Di etilenglicol
(DEG)
Estado físico: líquido
Punto de Inflamación, °C:
143
Viscosidad cp a 10 ºC:
35.7
Peso Molecular, g/mol:
106.12
Producto higroscópico.
Apariencia Clara e
incolora
Pureza, peso % 97,0 min.
Di etilenglicol, peso % 2 máx.
Tri etilenglicol
(TEG)
Estado físico: líquido
Punto de Inflamación, °C:
166 Colas de glicol, peso % 1 máx.
Agua, peso % 0,05 máx.
Gravedad Específica a 20 °C 1,124 –
1,126
Color, APHA 25 máx.
Cenizas, peso % 0,01 máx.
IBP 278 min. Destilación a 760 mm Hg, °C
DP 300 máx.
Apariencia Clara e
incolora
Viscosidad cp a 10 ºC:
47.8
Peso Molecular, g/mol:
150.16
Producto higroscópico.
pH 7,0 – 8,0
1.14.- ESTUDIO ECONOMICO 12.
El estudio económico tiene como objetivo sintetizar y ordenar la información de carácter
monetario, tales como inversiones, costos e ingresos que puedan deducirse de estudios
previos técnicos, administrativos, de mercado, entre otros.
Las inversiones pueden clasificarse según corresponda como tangible o activo fijo, y, diferido o
intangible. Se entiende por activo tangible (que se puede tocar) o fijo, los bienes propiedad de
la empresa, como terrenos, edificios, maquinarias, equipos, vehículos de transporte, mobiliaria,
entre otros, y, se llama fijo, ya que la empresa no puede desprenderse fácilmente de él sin que
ello afecte su actividad productiva. Se entiende por activo intangible el conjunto de bienes
propiedad de la empresa, necesarios para su funcionamiento y que incluyen patentes de
invención, marcas, diseños comerciales o industriales, gastos de instalación y puesta en
marcha, estudios administrativos o de ingeniería, entre otros.
Los ingresos de operación se deducen de la información de precios de los productos
terminados en función de la demanda proyectada.
Los costos de operación se calculan por la información de estudios de mercado, técnico y
organizacional, y no son más que los desembolsos según el objeto de gastos de operación
como por ejemplo la energía; gastos financieros y costos de fabricación directos como
materiales y mano de obra, estos incluyen indemnizaciones, personal de limpieza, repuestos,
combustible, entre otros.
1.14.3. Relación Beneficio Costo (B/C)12.
Si la suma de los ingresos se divide entre la suma de costos y resulta un valor mayor que uno,
el proyecto es conveniente, de lo contrario, si es menor que uno, el proyecto debe ser
rechazado.
CostosBeneficiosCB = (ec.7) 12
CAPITULO II. MARCO METODOLOGICO.
2.1. Recolección de datos y material bibliográfico.
A fin de conocer el proceso de producción de óxido de etileno y glicoles de etileno de Pralca,
así como las especificaciones de las corrientes de proceso y equipos involucrados, se realizó
una extensiva revisión de del material bibliográfico ubicado en planta. Este material, en su
mayoría, proporcionado por el licenciante de la planta desde sus inicios, abarca todo lo
referente a:
Diagramas de instrumentación y procesos (P&ID’s) así como diagramas de flujo de
proceso (PFD).
Especificaciones de las líneas de proceso y de accesorios de las mismas.
Hojas de especificación de los equipos (MSDS) donde se especifican los detalles y
material de construcción, geometría de los equipos, presiones y temperaturas de
diseño, capacidad y datos hidráulicos, entre otros.
Manual de operación de la planta, donde se explica el proceso, descripción de equipos
asociados y principales variables de diseño de la sección de glicoles.
Isométricos de la sección de estudio.
Balances de masa de diseño de la planta.
De igual forma, con ayuda del personal de planta (técnicos, operadores e ingenieros) se
recopiló todo lo referente a los datos operacionales de las principales variables de proceso,
mediante verificación en campo o mediante visualización de dichas variables en el sistema de
control distribuido.
2.2. Selección del modelo termodinámico.
Para la selección del método termodinámico se consideraron varios modelos, de manera tal de
verificar cual de estos se ajusta con mayor precisión a los datos de diseño de la planta. De todo
el sistema de estudio, se seleccionó el fondo del primer efecto (C-531) y el fondo del segundo
efecto de la sección de evaporación (C-532) para que fueran evaluados en el simulador con
diferentes métodos termodinámicos.
Los métodos considerados para este estudio fueron los siguientes: Peng-Robinson (PR),
GLYCOL y Alcoholes.
El porcentaje de desviación en relación a los resultados arrojados por el simulador y los datos
de diseño se calculó mediante la siguiente ecuación:
diseñoValorsimulaciónValordiseñoValorDesviacion −=% (ec. 7)
En esta investigación, se consideran valores aceptables de desviación los que se encuentren
por debajo del 10% en relación al diseño.
2.3. Validación de la simulación con datos de diseño.
Una vez seleccionado el método termodinámico a ser utilizado, se procedió a la validación de la
simulación en función de los datos de diseño recopilados al inicio de la investigación.
La simulación a condiciones de diseño fue llevada a cabo en el simulador PRO II para los
equipos de la sección de estudio, insertando los datos de composición, temperatura y presión
de alimentación al sistema, así como también ciertas características requeridas por el
simulador para cada equipo de la sección de glicoles. De igual forma, los datos de las
características físicas e hidráulicas de los equipos como diámetro, número y tipo de platos, tipo
de empaque, entre otros, fueron ingresados como datos al simulador PRO II.
Los datos suministrados al simulador, por cada equipo que conforma la sección de estudio, son
mostrados a continuación. En los siguientes puntos se podra apreciar la información principal
de cada uno de los equipos en cuanto a temperatura, presión, arreglos internos, tipo de
empaque, tipo de platos, diametro y flujos, los cuales haran la simulación final lo mas rigurosa
posible de manera tal de obtener resultados confiables y representativos que permitan ser
tomados en consideración para futuros cambios en el proceso.
2.3.1. Reactor de glicoles (R-520).
El reactor de glicoles es donde una mezcla de óxido de etileno y agua reacciona en su totalidad
para formar los glicoles (MEG, DEG, TEG y CEG).
El reactor, es un reactor tubular, no catalizado con una longitud de 73 mts. y un tiempo de
residencia de 8 minutos. El control de temperatura y el tiempo de residencia garantizan la
conversión completa del óxido de etileno hacia glicoles de etileno.
En el simulador se utilizó un reactor de tipo Conversión ya que es ideal para reactores sencillos
y permite introducir la estequiometria de la reacción para lograr la conversión requerida,
modificando la selectividad de cada reacción.
Los datos para este equipo suministrados al simulador están reflejados en la Tabla 2.
Tabla 2. Parámetros suministrados al simulador para el reactor de glicoles (R-520)
Reactor de Glicoles R-520
Especificación Valor
Tipo de Reactor Conversión
Temperatura salida, °C 190
Presión de salida, bar (Kg/cm2) 17,16 (17,5)
La estequiometría fue introducida en función de la siguiente ecuación química:
518841463104262422 104 OHCOHCOHCOHCOHCOH +++↔+ (a)
La reacción mostrada es la reacción global, sin embargo, los productos se generan en función
del siguiente orden de reacción:
MEGEOAguaOHCOHCOH 262422 ↔+
(b)
DEGEOMEG
OHCOHCOHC 310442262 ↔+
(c)
TEGEODEGOHCOHCOHC 4146423104 ↔+
(d)
CEGEOTEGOHCOHCOHC 5188424146 ↔+
(e)
2.3.2. Sección de Evaporación (Sección 500). La sección de evaporación, es una sección que consta de 5 columnas (llamados también
efectos de evaporación) que se encargan de eliminar el agua de la mezcla glicol – agua
proveniente del reactor de glicoles R-520.
Cada uno de los efectos de evaporación posee su rehervidor de fondo, identificados como los
E-531, E-532, E-533, E-534 y E-535. De igual forma, cada uno de ellos posee su tambor de
reflujo.
Por otro lado, los efectos de evaporación possen corrientes de entrada por el tope, que son el
reflujo de cada uno de ellas, proveniente de un tanque de agua especial para el reflujo de estas
unidades. Unicamente el quinto efecto, o la columna C-535, rabaja con su propio reflujo que
genera.
En el simulador PRO II se introdujeron cada uno de los cinco efectos con sus respectivas
alimentaciones (corrientes de entrada, reflujos y corrientes provenientes de otras secciones del
proceso) y sus rehervidores.
Para todos los casos se introdujo la columna “Distillation” en el simulador, ya que representa de
forma onfiable el funcionamiento de las columnas de la sección de glicoles de Pralca, lo cual
ofrece confiabilidad en los resultados.
2.3.2.1. Primer Efecto (C-531).
El primer efecto, o columna C-531, posee una corriente de alimentación, proveniente del
reactor de glicoles y sus corrientes de fondo y tope.
Adicionalmente a estas, a diferencia del resto de las columnas de evaporación, a esta columna
entra una corriente que una mezcla del reflujo y de agua de proceso. Esta corriente fue llamada
“corriente adicional”.
En Tabla 3, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 3. Parámetros suministrados al simulador para el primer efecto de evaporación (C-531).
Primer efecto de evaporación (C-531)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 13
Condensador Ninguno
Plato del tope Presión, bar (kg/cm2) 10 (10,2)
Alimentación (corriente 505) Plato 8
Reflujo (corriente S533) Plato 1
Temperatura [°C] 37
Presión, bar (kg/cm2) 11,77 (12)
Flujo [kg-mol/hr] 144,93 Entrada adicional (corriente
S1) Plato 8
Destilado (corriente 507) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 2691,1
Tope (corriente S4) Fase Vapor
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 805,18
Rehervidor Temperatura [°C] 190
Platos (del 1 al 8) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 1500
Espaciamiento [mm] 525
Tabla 3. Parámetros suministrados al simulador para el primer efecto de evaporación (C-531)
(continuación).
Especificación Variable Valor
Platos (del 9 al 12) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 1500
Espaciamiento [mm] 600
Válvulas por plato Unidades 161
En la Tabla 4, se muestran las especificaciones introducidas en el simulador de las corrientes
que componen la corriente adicional que alimenta el primer efecto de evaporación.
Tabla 4. Parámetros suministrados al simulador para la corriente adicional que alimenta el
primer efecto de evaporación (C-531).
Corriente adicional
Especificación Variable Valor
Corriente 538 Temperatura [°C] 37
Presión, bar (Kg/cm2) 11,77 (12)
Flujo [kg-mol/hr] 322,15
Corriente 707 Temperatura [°C] 45
Presión, bar (Kg/cm2) 11,77 (12)
Flujo [kg-mol/hr] 34,58
La corriente 538, proviene del tanque de agua de reflujo, mientras que la corriente 707 proviene
de otra sección de la planta para recuperar el glicol de la misma.
Adicionalmente, en la sección de especificaciones de la columna (especificaciones y variables)
se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de la columna (507) en 0,049
%mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.
2.3.2.2. Segundo Efecto (C-532). El segundo efecto de evaporación, fue simulado igualmente con una columna Distilation. Así
mismo posee una corriente de alimentación, proveniente del primer efecto de evaporación (C-
531) y sus corrientes de fondo y tope.
En la Tabla 5, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 5. Parámetros suministrados al simulador para el segundo efecto de evaporación (C-
532).
Segundo efecto de evaporación (C-532)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 9
Condensador Ninguno
Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 6,72 (6,85)
Alimentación (corriente 507) Plato 8
Reflujo (corriente 534) Plato 1
Temperatura [°C] 37
Presión, bar (Kg/cm2) 11,77 (12)
Flujo [kg-mol/hr] 147,52
Destilado (corriente 509) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 2019,1
Tope (corriente 508) Fase Vapor
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 819,55
Rehervidor Carga Calorifica [kcal/hr] 7,300,000
Platos Tipo de plato Válvula
Diámetro[mm] 1500
Espaciamiento [mm] 525
Válvulas por plato Unidades 341
Adicionalmente, en la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables)
se fijo la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de la columna (509) en 0,066
%mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.
2.3.2.3. Tercer Efecto (C-533). En el tercer efecto de evaporación, igualmente se utilizó una columna Distilation. De igual forma
posee una corriente de alimentación, proveniente del segundo efecto de evaporación (C-532) y
sus corrientes de fondo y tope.
En la Tabla 6, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 6. Parámetros suministrados al simulador para el tercer efecto de evaporación (C-533).
Tercer efecto de evaporación (C-533)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 9
Condensador Ninguno
Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 4,22 (4,3)
Alimentación (corriente 509) Plato 8
Reflujo (corriente 535) Plato 1
Temperatura [°C] 37
Presión, bar (Kg/cm2) 11,77 (12)
Flujo [kg-mol/hr] 144,93
Destilado (corriente 511) Fase Liquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 1306,2
Tope (corriente 510) Fase Vapor
Rehervidor Carga Calorifica [kcal/hr] 8,400,000
Platos Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 1700
Espaciamiento [mm] 525
Válvulas por plato Unidades 341
Adicionalmente, en la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables)
se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de la columna (511) en 0,1032
%mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.
2.3.2.4. Cuarto Efecto (C-534).
En la Tabla 7, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 7. Parámetros suministrados al simulador para el cuarto efecto de evaporación (C-534).
Cuarto efecto de evaporación (C-534)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 9
Condensador Ninguno
Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 2,11 (2,15)
Alimentación (corriente 511) Plato 8
Reflujo (corriente 536) Plato 1
Temperatura [°C] 37
Presión, bar (Kg/cm2) 11,77 (12)
Flujo [kg-mol/hr] 166,4
Destilado (corriente 513) Fase Liquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 548,15
Tope (corriente 518) Fase Vapor
Rehervidor Carga Calorifica [kcal/hr] 9,624,000
Platos Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 2000
Espaciamiento [mm] 525
Válvulas por plato Unidades 341
De igual forma que los efectos anteriores, en la sección de especificaciones de desempeño
(especificaciones y variables) se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de
la columna (513) en 0,2489 %mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma
columna.
2.3.2.5. Quinto Efecto (C-535).
En la Tabla 8, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 8. Parámetros suministrados al simulador para el quinto efecto de evaporación (C-535).
Quinto efecto de evaporación (C-535)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 13
Condensador Ninguno
Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 0,184 (0,18761)
Alimentación (corriente 513) Plato 12
Reflujo (corriente 537) Plato 1
Temperatura [°C] 35
Presión, bar (Kg/cm2) 0,98 (1)
Flujo [kg-mol/hr] 114,95
Destilado (corriente 5151) Fase Liquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 209,72
Tope (corriente 514) Fase Vapor
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 459,79
Rehervidor Carga Calorifica [kcal/hr] 5,332,000
Platos Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 2600
Espaciamiento [mm] 750
Temperatura plato 5 y 12 [°C] 98
Temperatura plato 6 y 13 [°C] 122
Válvulas por plato Unidades 161
De igual forma que los efectos anteriores, en la sección de especificaciones de desempeño
(especificaciones y variables) se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de
la columna (5151) en 0,6751 %mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma
columna.
2.3.3. Columna de Secado de glicoles (C-610). La columna de secado (C-610) es la unidad encargada de retirar el exceso de agua que pudo
ser retirado en la sección de evaporación. La corriente de salida de esta columna debe estar
exenta de agua, ya que esta corriente posteriormente será la alimentación de la columna de
MEG donde el mono etilenglicol producto es obtenido.
En la Tabla 9, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 9. Parámetros suministrados al simulador para la columna de secado (C-610).
Columna de Secado (C-610)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 12
Condensador Ninguno
Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 0,206 (0,21072)
Alimentación (corriente 515) Plato 6
Reflujo (corriente 605) Plato 1
Temperatura [°C] 45
Presión, bar (Kg/cm2) 0,98 (1)
Flujo [kg-mol/hr] 42,13
Destilado (corriente 602) Fase Liquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 144,49
Tope (corriente 601) Fase Vapor
Rehervidor Carga Calorifica [kcal/hr] 2,520,000
Platos (del 2 al 6) Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 2100
Espaciamiento [mm] 525
Platos (del 7 al 11) Tipo de plato Válvula
Diámetro[mm] 2100
Espaciamiento [mm] 600
Temperatura plato tope [°C] 61
Temperatura plato fondo [°C] 150,59
Válvulas por plato Unidades 201
Adicionalmente, en la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables)
se fijó la composición del Agua (H2O) en la corriente del fondo de la columna (602) en 0,0018
%mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.
2.3.4. Columna de MEG (C-620). La columna C-620 es la columna donde se genera el MEG producto a través de una corriente
lateral. Aquí, el MEG es separado del resto de los glicoles, los cuales, salen por una corriente
de fondo vía la columna despojadora de MEG C-630. En la Tabla 10, se muestran todos los
parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 10. Parámetros suministrados al simulador para la columna de MEG (C-620).
Columna de MEG (C-620)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 29
Plato del tope Presión, bar (kg/cm2) 0,133 (0,13595)
Alimentación (corriente 602) Plato 23
Reflujo (corriente 609) Plato 1
Temperatura [°C] 128
Presión, bar (kg/cm2) 0,98 (1)
Flujo [kg-mol/hr] 208,45
Destilado (corriente 607) Fase Líquido
Tope (corriente 606) Fase Vapor
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 213,12
Rehervidor Carga Calorífica [kcal/hr] 3.600.000
Corriente Lateral (610) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 133,05
Platos (del 1 al 4) Tipo de plato Válvula
Diametro de orificio [mm] 2700
Espaciamiento [mm] 750
Platos (del 5 al 10) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 2700
Espaciamiento [mm] 600
Platos (del 11 al 28) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 2700
Espaciamiento [mm] 525
Temperatura plato tope [°C] 141 Tabla 10. Parámetros suministrados al simulador para la columna de MEG (C-620)
(continuación).
Especificación Variable Valor
Temperatura plato fondo [°C] 175
Válvulas por plato Plato del 1 - 6 512
Plato del 7 – 23 592
Plato 24 586
Plato del 25 - 28 592
De igual forma, en la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables)
se fijó la composición del MEG (EG) en la corriente del fondo de la columna (607) en 0,3871
%mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.
2.3.5. Columna Despojadora de MEG (C-630).
La columna C-630 es la columna donde el exceso de MEG que proviene por el fondo de la
columna C-620 es recuperado. La corriente lateral de esta columna es el MEG recuperado, el
cual es enviado a la sección de evaporación para recuperar dicho producto. De igual forma, el
fondo, compuesto por DEG, TEG y pesados, es enviado a la columna de poliglicoles C-710.
En la Tabla 11, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 11. Parámetros suministrados al simulador para la columna despojadora de MEG (C-
630).
Columna despojadora de MEG (C-630)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 23
Plato del tope Presión, bar (kg/cm2) 0,133 (0,13595)
Alimentación (corriente 607) Plato 5
Reflujo (corriente RC630) Plato 1
Temperatura [°C] 60
Presión, bar (kg/cm2) 0,98 (1)
Flujo [kg-mol/hr] 8 Tabla 11. Parámetros suministrados al simulador para la columna despojadora de MEG (C-
630). (continuación).
Especificación Variable Valor
Destilado (corriente 6141) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 7,76
Tope (corriente 613) Fase Vapor
Corriente Lateral (617) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 5,72
Platos (del 1 al 3) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 1400
Espaciamiento [mm] 900
Platos (del 4 al 6) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 1400
Espaciamiento [mm] 600
Platos (del 7 al 22) Tipo de plato Válvula
Diámetro de orificio [mm] 1400
Espaciamiento [mm] 525
Temperatura plato tope [°C] 93
Temperatura plato fondo [°C] 175
Válvulas por plato Plato del 1 - 16 81
Plato del 17 - 22 173 En la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables) se fijó la
composición del MEG (EG) en la corriente del fondo de la columna (6141) en 0,0009 %mol
variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.
2.3.6. Columna de Poliglicoles (C-710).
La columna C-710 es la columna en la cual el DEG y los mas pesados (TEG) es separado.
Esta columna es la única columna empacada de la sección de glicoles.
En la Tabla 12, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.
Tabla 12. Parámetros suministrados al simulador para la columna de poliglicoles (C-710).
Columna de Poliglicoles (C-710)
Especificación Variable Valor
Número de etapas 11
Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 0,133 (0,13595)
Alimentación (corriente 614) Plato 6
Reflujo (corriente RC710) Plato 1
Temperatura [°C] 60
Flujo [kg-mol/hr] 16,45
Destilado (corriente 703) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 0,31
Tope (corriente S2) Fase Vapor
Corriente Lateral (702) Fase Líquido
Flujo estimado [Kg-mol/hr] 7,44
Plato 1 Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 1200
Espaciamiento [mm] 609,6
Platos del 2 al 3 Tipo de empaque Sulzer BX
Altura del empaque [m] 0,69
Plato 4 Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 1200
Espaciamiento [mm] 609,6
Platos del 5 al 6 Tipo de empaque Sulzer BX
Altura del empaque [m] 3,6
Plato 7 Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 1200
Espaciamiento [mm] 609,6
Platos del 8 al 9 Tipo de empaque Sulzer BX
Altura del empaque [m] 4,63
Plato 10 Tipo de plato Válvula
Diámetro [mm] 1200
Espaciamiento [mm] 609,6 En la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables) se fijó la
composición del DEG en la corriente del fondo de la columna (703) en 0,01 %mol variando el
flujo de la corriente lateral (702). Igualmente se especificó la composición de TEG en la
corriente de fondo (703) en 0,9087, variando la capacidad calorífica del rehervidor de la
columna.
2.4. Evaluación hidráulica de las tuberías asociadas al sistema. Aparte de la simulación realizada en PRO II de la sección de glicoles, adicionalmente se simuló
hidráulicamente los principales tramos que conforman esta sección. El simulador utilizado para
la simulación hidráulica del sistema fue PIPEPHASE.
Mediante la utilización de esta herramienta de simulación, se generaron seis (6) tramos los
cuales fueron validados por separado y posteriormente fueron vinculados con la simulación en
PRO II.
Cada uno de los tramos en cuestión, posee cierto numero de líneas, codos, válvulas e
instrumentos, entre otros, los cuales en conjunto permitieron evaluar el perfil de caída de
presión de cada uno de los tramos y a su vez la resistencia y la capacidad de cada uno de los
tramos de manejar los flujos que a través de cada uno de ellos circula con ciertas
especificaciones de presión y temperatura.
Los tramos simulados pueden ser observados en la Figura 3.
Figura 3. Tramos de tuberías simulados en Pipephase.
La descripción de cada uno de los tramos puede verse a continuación. 2.4.1. TRAMO 1. Desde la descarga de la P-510 hasta el Reactor de glicoles (R-520).
Este tramo proviene de la descarga de las bombas P-510 hasta la entrada al reactor de glicoles
R-520. Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de
operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 13.
TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3
TRAMO 4
TRAMO 5 TRAMO 6
Reactor de Glicoles
R-520
Sección de Evaporación Sección 500
Columna de Secado C-610
Columna de MEG C-620
Columna despojadora
de MEG
Columna de Poliglicoles
C-710
Tabla 13. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 1.
TRAMO 1. Descarga de la P-510 hasta Reactor de Glicoles R-520
VARIABLES ESPECIFICADAS Variable
Nodo Inicial (P-510)
Temperatura entrada [°C] 55
Presión, bar (Kg/cm2) 17,16 (17,5)
Flujo Estimado [Tm/hr] 86,2
Nodo Final (R-520) Presión Estimada, bar
[Kg/cm2] 22,26 (22,7)
Flujo [Tm/hr] 86,199
Variable Valor
Líneas 38,68 mt.
Codos 17 unidades
Válvulas 6 unidades
Tee 1 unidad
Orificios 1 unidad
Contracción 1 unidad
Expansión 2 unidades
Calentador 2 unidades
Entradas 3 unidades
Salidas 3 unidades
2.4.2. TRAMO 2. Desde la salida del reactor R-520 hasta el primer efecto de
evaporación (C-531). Este tramo proviene de la salida del reactor de glicoles (R-520) hasta la entrada del primer
efecto de evaporación (C-531).
Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de
operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 14.
Tabla 14. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 2.
TRAMO 2. Reactor de Glicoles R-520 hasta C-531
VARIABLES ESPECIFICADAS Variable
Nodo Inicial (R-520)
Temperatura entrada [°C] 190
Presión, bar (Kg/cm2) 16,52 (16,85)
Flujo Estimado [Tm/hr] 86,199
Nodo Final (C-531) Presión Estimada, bar
[Kg/cm2] 10,3 (10,5)
Flujo [Tm/hr] 60,054
Variable Valor
Líneas 76,09 mt.
Codos 14 unidades
Válvulas 1 unidad
Regulador de presión 1 unidad
Contracción 1 unidad
Expansión 1 unidad
Entradas 1 unidad
Salidas 1 unidad
2.4.3. TRAMO 3. Desde el quinto efecto de evaporación (C-535) hasta la columna de secado (C-610). Este tramo proviene del quinto efecto de evaporación (C-535) hasta la columna de secado de
glicoles (C-610).
Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de
operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 15. Tabla 15. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 3.
TRAMO 3. Quinto efecto (C-535) hasta columna de secado (C-610)
VARIABLES ESPECIFICADAS Variable
Nodo Inicial (C-535)
Temperatura entrada [°C] 96
Presión, bar (Kg/cm2) 1,08 (1,1)
Flujo Estimado [Tm/hr] 10,767
Nodo Final (C-610) Presión Estimada, bar
[Kg/cm2] 1,08 (1,1)
Flujo [Tm/hr] 10,767
Variable Valor
Líneas 102 mt.
Codos 36 unidades
Válvulas 7 unidades
Tee 1 unidad
Orificios 1 unidad
Contracción 2 unidades
Expansión 1 unidad
Bomba 1 unidad
Entradas 1 unidad
Salidas 3 unidades
2.4.4. TRAMO 4. Desde la columna de secado de MEG (C-610) hasta la columna de MEG (C-620).
Este tramo proviene de la columna de secado de MEG (C-610) hasta la columna de MEG (C-
620).
Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de
operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 16. Tabla 16. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 4.
TRAMO 4.
Columna de secado (C-610) hasta la columna de MEG (C-620)
VARIABLES ESPECIFICADAS Variable
Nodo Inicial (C-610)
Temperatura entrada [°C] 165
Presión, bar (Kg/cm2) 1,08 (1,1)
Flujo Estimado [Tm/hr] 9,694
Nodo Final (C-620) Presión Estimada, bar
[Kg/cm2] 9,81 (10)
Flujo [Tm/hr] 9,694
Variable Valor
Líneas 36,61 mt.
Codos 16 unidades
Válvulas 7 unidades
Tee 3 unidades
Contracción 2 unidades
Expansión 3 unidades
Bomba 1 unidad
Entradas 2 unidades
Salidas 2 unidades
2.4.5. TRAMO 5. Desde la columna de MEG (C-620) hasta la columna despojadora
de MEG (C-630).
Este tramo proviene de la columna de MEG (C-620) hasta la columna despojadora de MEG (C-
630).
Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de
operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 17. Tabla 17. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 5.
TRAMO 5. Columna de MEG (C-620) hasta la columna despojadora de MEG (C-630)
VARIABLES ESPECIFICADAS Variable
Nodo Inicial (C-620)
Temperatura entrada [°C] 175
Presión, bar (Kg/cm2) 1,08 (1,1)
Flujo Estimado [Tm/hr] 1,200
Nodo Final (C-630) Presión Estimada, bar
[Kg/cm2] 9,81 (10)
Flujo [Tm/hr] 1,224
Variable Valor
Líneas 56,32 mt.
Codos 20 unidades
Válvulas 7 unidades
Contracción 1 unidad
Expansión 2 unidades
Bomba 1 unidad
Entradas 2 unidades
Salidas 2 unidades
2.4.6. TRAMO 6. Desde la columna despojadora de MEG (C-630) hasta la columna
de poliglicoles (C-710).
Este tramo proviene de la columna despojadora de MEG (C-630) hasta la columna de
poliglicoles (C-710).
Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de
operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 18. Tabla 18. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 6.
TRAMO 6. Desde la columna despojadora de MEG (C-630) hasta la columna de poli glicoles (C-710)
VARIABLES ESPECIFICADAS Variable
Nodo Inicial (C-630)
Temperatura entrada [°C] 175
Presión, bar (Kg/cm2) 1,08 (1,1)
Flujo Estimado [Tm/hr] 837,3
Nodo Final (C-710) Presión Estimada, bar
[Kg/cm2] 9,81 (10)
Flujo [Tm/hr] 837,3
Variable Valor
Líneas 81,04 mt.
Codos 31 unidades
Válvulas 7 unidades
Tee 4 unidades
Contracción 2 unidades
Expansión 3 unidades
Bomba 1 unidad
Entradas 2 unidades
Salidas 2 unidades
2.5. Validación de la simulación con datos operacionales. Los datos de operación fueron obtenidos mediante la observación directa del proceso
productivo de la empresa. Igualmente, se revisaron los datos recientes arrojados por el sistema
de control, así como, información verbal proporcionada por los técnicos e ingenieros del área
de operaciones.
Estos datos de operación fueron recopilados, e introducidos en las simulaciones para comparar
la información arrojada por el sistema con la información real del proceso.
Los parámetros utilizados para los equipos se mantuvieron igual que para la simulación con
datos de diseño.
2.6. Vinculación PRO II – PIPEPHASE.
En este proyecto se utilizaron dos simuladores comerciales, PRO II y PIPEPHASE. Inicialmente
cada uno de ellos se utilizó independientemente uno de otro, es decir, en PIPEPHASE se
trabajaron en diferentes archivos los tramos desde el uno hasta el seis. Por otro lado, se montó
la simulación de toda la sección de estudio en PRO II.
Una vez validada ambas simulaciones, se tomó como simulación base la generada en PRO II,
desde el cual, se vinculó con cada uno de los tramos en PIPEPHASE.
El simulador PRO II tiene la ventaja de poseer una aplicación mediante la cual es posible
vincular o hacer referencia a una simulación de PIPEPHASE.
De esta forma, fue posible hacer una simulación “macro” en la cual, ambos simuladores
corrieron de forma simultánea y arrojaron resultados desde el punto de vista el proceso como
tal (flujos, composiciones, inundación, entre otros) y desde el punto de vista hidráulico (caídas
de presión).
La Figura 4 muestra la pantalla del diagrama de la simulación en PRO II vinculada con
Pipephase, separada por secciones.
Figura 4. Diagrama global de la simulación.
La Figura 4 posee dos bloques donde se resume, por cuestiones de espacio y mejor manejo,
diferentes secciones de la planta.
El primer bloque agrupa todo lo relacionado a la sección de evaporación (Sección 500). Este
bloque puede ser apreciado en la Figura 5.
Figura 5. Diagrama de la simulación de la Sección de Evaporación (Bloque 1).
Por otro lado, el segundo bloque posee la sección 600. La imagen es mostrada en la Figura 6.
Figura 6. Diagrama de la simulación de la Sección 600 (Bloque 2).
Como se puede apreciar, en varios tramos encuentra la caja de Pipephase, mediante el cual se
vincula con los archivos de cada uno de los tramos en Pipephase. De esta manera, es posible
correr la simulación de forma simultánea.
2.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150% y 200%. Una vez montada la simulación de PRO II de toda la sección de estudio, y a su vez, vinculada
con cada uno de los tramos del simulador PIPEPHASE, se evaluó la capacidad del sistema de
manejar incrementos en el flujo entrando a la sección 150% y 200% de las condiciones de
diseño.
Este incremento se realizó luego de validar las simulaciones en condiciones de diseño y a
condiciones de operación.
Las presiones de diseño de cada uno de los equipos involucrados se mantienen en los
diferentes incrementos de capacidad, por lo cual, para los incrementos de capacidad
planteados, solo variaron los flujos que entran al sistema, como la alimentación a toda la
sección, así como los reflujos de las columnas, entre otros.
Estos flujos, fueron aumentados en función del incremento de capacidad planteado en ambos
simuladores, PRO II y Pipephase.
Las corrientes involucradas se muestran en Tabla 19, así como los nuevos flujos en función de
los incrementos de capacidad.
Tabla 19. Flujos de las corrientes en función de los incrementos de capacidad.
Flujos [Kg-mol/hr]
Corriente Descripción Diseño Operación 150% 200%
5041 Alimentación al rector R-520 (T2) 60.05 79.87 90.08 120.11
538 Corriente Adicional 1 hacia C-531 322.15 428.50 483.23 644.30
707 Corriente Adicional 2 hacia C-531 34.58 46.00 51.87 69.16
533 Reflujo C-531 144.93 192.76 217.40 289.86
534 Reflujo C-532 147.52 196.20 221.28 295.04
535 Reflujo C-533 156.48 192.76 234.72 312.96
536 Reflujo C-534 166.40 221.31 249.60 332.80
537 Reflujo C-535 114.95 152.88 172.43 229.90
REC630 Corriente adicional hacia C-535 5.72 7.61 8.58 11.44
605 Reflujo C-610 42.13 56.03 63.20 84.26
609 Reflujo C-620 208.45 277.24 312.68 416.90
RC630 Reflujo C-630 8.00 10.64 12.00 16.00
RC710 Reflujo C-710 16.45 21.88 24.68 32.90
515 Tramo 3. Pipephase 10.77 14.32 16.15 21.53
602 Tramo 4. Pipephase 9.69 12.89 14.54 19.39
607 Tramo 5 Pipephase 1.22 1.63 1.84 2.45
614 Tramo 6. Pipephase 0.84 1.11 1.26 1.67
Los valores mostrados en la Tabla 19, representan los cambios realizados en los flujos de los
simuladores para cada uno de los escenarios de incremento de capacidad.
Los datos de diseño fueron recopilados de los manuales de operación de Pralca,
específicamente de los balances de masa. Los datos de operación fueron observados
directamente en sala de control, así como con entrevistas con los ingenieros de planta y, se
tomo como base para los datos de operación un 33% adicional al diseño, como de hecho se
corre gran parte del tiempo la planta.
Los flujos para los incrementos de capacidad de calcularon, tomando como referencia, para el
primer escenario, el 150% del diseño, y, para el segundo escenario, el 200% de los mismos
flujos de diseño.
Estos flujos, debieron ser modificados, en ambos simuladores, dependiendo donde aplique.
Todas las corrientes mostradas arriba fueron modificadas en PRO II excepto las últimas 4 (515,
602, 607 y 614). De igual forma, en Pipephase, fueron modificados estos últimos y
adicionalmente la corriente 5041.
En caso de que fuese necesario incrementar los diámetros de los tramos de Pipephase para
alguno de los escenarios, el incremento se realizará de media pulgada en media pulgada hasta
que la simulación corra satisfactoriamente. Posteriormente se correrá con media pulgada
adicional para garantizar el buen funcionamiento del tramo que lo requiera.
2.8. Variables de las columnas.
Para garantizar el óptimo funcionamiento de las columnas de destilación involucradas en el
sistema de estudio, es necesario evaluar ciertos parámetros que aseguran que las columnas, a
los diferentes escenarios de incremento de capacidad, operen de forma adecuada,
garantizando así la calidad del producto final y la integridad de la columna como tal.
2.8.1. Inundación.
Un término que hay que tener en cuenta para garantizar el buen funcionamiento de la columna
es la Inundación. Existe una forma de detectar si un plato se está inundando, y esto es a través
del nivel del conducto de descenso.
Los resultados arrojados por el simulador fueron analizados para determinar el % de nivel del
conducto de descenso para garantizar así que no haya inundación en los platos, basado en las
siguientes premisas:
Para garantizar el buen funcionamiento del conducto de descenso, y evitar así
inundación en los platos, el líquido en dicho conducto, no debe estar a un nivel muy por
encima de la mitad de la distancia entre los platos involucrados13.
Cuando la altura del líquido en el conducto se hace tan grande o mayor que el
espaciado entre los platos, se impide el flujo sobre el vertedero hacia el plato siguiente,
y la columna se inunda. Para diseños conservadores, se supone un valor de 0,5 (50%
de altura)14.
2.8.2. Requerimientos energéticos.
Por otro lado, se detectaron los requerimientos energéticos para los rehervidores de los
diferentes escenarios de sobrepresión, los cuales determinaran la necesidad de vapor para
cada uno de los escenarios de incremento.
Esta información fue extraída de los resultados que el simulador arroja para cada una de las
unidades involucradas en la simulación y recopiladas en una tabla resumen para cada uno de
los escenarios.
2.9. Análisis Económico.
En un análisis económico siempre es necesario conocer la mayor cantidad de información, en
cuanto a los costos asociados al sistema que se pretende establecer. Estos costos deben ser lo
más cercano posible a la realidad, y, por ello, el primer paso fue consultar con la misma
empresa los costos de los equipos, costos de operación y mantenimiento, costo de instalación
y costo de inversión.
Otros rubros, tales como los costos de tuberías, columnas y válvulas fueron consultada con
empresas tales como Acero Placencia y Honeywell.
La evaluación económica se realizo para ambos escenarios de incremento de capacidad,
suponiendo el cambio de los equipos y accesorios necesarios para la continuidad operativa a
dichos escenarios de capacidad. De igual forma, se tomo como referencia la producción de
MEG, por ser este el producto principal y el que mayor impacto tiene en el negocio. Así mismo,
como se comento, se toma como base para el incremento las condiciones de diseño.
Para el análisis económico se utilizó la relación Costo / Beneficio (B/C), por lo cual fue
necesario recopilar toda la información referente a los costos (costos de instalación, de grúa,
equipos, entre otros), así como los beneficios que los cambios planteados traerían, en términos
económicos.
La tabla 20 muestra las ecuaciones utilizadas para el análisis económico de ambos casos.
Tabla 20. Ecuaciones utilizadas para el análisis económico.
Relación Costo Beneficio (B/C)
Costo (Inversion) CO+CM+CG+CA+CT+CV+CC (ec.8)
Beneficio (Ingresos) I=(Incremento de Prod.)*CP*FG*BT (ec.9)
Donde:
CO= costo de obreros CM= costo de mantenimiento.
CG= costo de grúa. CA= costo de andamios.
CT= costo total de tuberías. CV= costo de válvulas.
CC= costo de columna de destilación (si aplica)
Los costos de mano de obra, mantenimiento, grúa y andamios fueron proporcionados por la
empresa. Los costos de tuberías y en el caso de columnas fueron proporcionados por la
empresa Acero Placencia.
Los cálculos, tanto de los costos, como de los beneficios para ambos escenarios de incremento
de capacidad, se muestran en el Anexo 1 y 2.
Para el caso de las tuberías, todas son de acero inoxidable AISI 304. La ecuación utilizada para
el cálculo de costo total se muestra a continuación:
tuberialadelongitudCTPCT *= (ec.10)
CAPITULO III. ANALISIS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS.
3.1. Selección del método termodinámico. Los modelos termodinámicos evaluados para llevar a cabo la simulación fueron: Peng-
Robinson (PR), GLYCOL y el método de Alcoholes.
Se simularon dos corrientes de la sección de estudio, la corriente de fondo del primer efecto de
evaporación C-531 (corriente 507) y el fondo del segundo efecto de evaporación, C-532
(corriente 509) con los modelos termodinámicos mencionados para así poder seleccionar el
modelo que mas se ajustara al sistema descrito en la investigación.
A continuación se resume en la Tabla 21 y Tabla 22 el margen de desviación correspondiente a
los tres modelos termodinámicas con respecto a los valores de diseño, para todas las
corrientes involucradas en el subsistema seleccionado.
Se puede apreciar la variación de los porcentajes de desviación para cada uno de los
componentes de cada una de las corrientes de estudio.
En función de estos valores de desviación se seleccionó el modelo termodinámico utilizado en
esta desviación.
Tabla 21. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson, Glycol y Alcohol
con datos de diseño (corriente 507).
Fondo del Primer efecto de Evaporación Corriente 507
Agua MEG DEG TEG CEG Diseño [mol/hr] 2551.48 131.84 7.49 0.28 0.02 (PR) [mol/hr] 2499.535 130.662 6.155 0.001 0.009 % desviación -2.08 -0.90 -21.69 -27900.00 -122.22 (GLY) [mol/hr] 2552.099 131.924 7.492 0.279 0.01 % desviación 0.02 0.06 0.03 -0.36 -100.00 (ALC) [mol/hr] 2548.776 131.732 7.492 0.279 0.02
% desviación -0.11 -0.08 0.03 -0.36 0.00
Tabla 22. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson, Glycol y Alcohol
con datos de diseño (corriente 509).
Fondo del Segundo efecto de Evaporación Corriente 509
Agua MEG DEG TEG CEG Diseño [mol/hr] 1878.04 133.24 7.49 0.28 0.02 (PR) [mol/hr] 1852.649 131.266 4.952 0 0.005 % desviación -1.37 -1.50 -51.25 100.00 -300.00 (GLY) [mol/hr] 1882.575 133.579 7.492 0.279 0.005 % desviación 0.24 0.25 0.03 -0.36 -300.00 (ALC) [mol/hr] 1877.323 133.209 7.492 0.279 0.02 % desviación -0.04 -0.02 0.03 -0.36 0.00
Como se indica claramente en las tablas, se puede observar que el modelo que presenta
menor desviaron con respecto a los datos de diseño es el de ALCOHOL, manteniéndose por
debajo del 10% de valor máximo permitido de desviación. De igual forma, se consultó la
bibliografía y se obtuvo que el modelo ALCOHOL es ideal para sistemas de deshidratación de
alcoholes, como los son los glicoles, ya que existe un banco de coeficientes de interacción para
estos sistemas. Por otro lado, gran parte del sistema en estudio se basa de la deshidratación
de los alcoholes hidratados (MEG, DEG, TEG y CEG), lo cual ejerce mayor influencia para la
selección del método 15.
En función de lo mencionado, se seleccionó el método de ALCOHOL para evaluar el sistema
de estudio ya que arroja resultados representativos y confiables.
3.2. Validación de la simulación con datos de diseño. Una vez seleccionado el método termodinámico, y construido el modelo de simulación en PRO
II, se procede a validarlo mediante la introducción de todas las condiciones de diseño de la
sección de estudio a fin de realizar comparaciones con porcentajes de desviaciones,
establecidos a menos de 10% de desviación entre los resultados arrojados por el simulador y el
valor de diseño.El modelo de simulación, con los equipos y corrientes involucradas del sistema
es el mostrado en la Figura 4.
En las siguientes tablas de muestra las corrientes involucradas, así como la comparación entre
los datos de diseño y los datos arrojados por el simulador. De igual forma se muestra el
porcentaje de desviación.
Tabla 23. Comparación de datos de diseño con valores de simulación.
Corriente Variable Diseño Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 190.00 178.94 -5.82 Presión, bar
(Kg/cm2) 17,16 (17.50) 17,16 (17.50) 0.00
Agua [%molar] 95,64 95,65 0.03
EG [%molar] 4,10 4,09 -0.15
DEG [%molar] 0,25 0,25 0.02
TEG [%molar] 0,01 0,01 -0.51
CEG [%molar] 0.00 0,00 1.89
505 Salida del Reactor de
Glicoles R-520
Flujo Total [mol/hr] 2994.63 2995.18 0.02
Temperatura [°C] 182.00 182.18 0.10 Presión, bar
(Kg/cm2) 10 (10.20) 10 (10.20) 0.00
Agua [%molar] 94,81 94,81 -0.10
EG [%molar] 4,90 4,90 -0.08
DEG [%molar] 0,28 0,28 0.02
TEG [%molar] 0,01 0.01 -0.51
CEG [%molar] 0.00 0.00 1.89
507 Fondo del primer
efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 2691.11 2688.39 -0.08
Temperatura [°C] 166.00 166.16 0.10 Presión, bar
(Kg/cm2) 6,17 (6.85) 6,72 (6.85) 0.00
Agua [%molar] 93,02 93,01 -0.03
EG [%molar] 6,60 6,60 -0.02
DEG [%molar] 0,37 0,37 0.02
TEG [%molar] 0,01 0,01 -0.51
CEG [%molar] 0.00 0.00 1.89
509 Fondo del
segundo efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 2019.07 2018.39 -0.01
Como se aprecia en la tabla de resultados, el porcentaje de desviación entre las corrientes de
diseño y los resultados arrojados por el simulador, no superan el 10% para cada uno de los
casos.El resto de los resultados de las corrientes principales pueden ser observados en el
Anexo A, Tabla 39.
3.3. Simulación con datos operacionales.
La simulación con datos reales de operación se realizó igualmente a través del programa de
simulación PRO II. Los valores de operación fueron obtenidas por observación directa del
proceso productivo y mediante consultas a los ingenieros y operadores de la planta.
Algunos flujos de operación no pudieron ser calculados, ya que, en esos puntos no existen
puntos de muestreo en planta para poder evaluar la composición molar y másica de ciertos
componentes. Esto ocurrió principalmente en la sección de evaporación, desde el primer efecto
(C-531) hasta el cuarto efecto (C-534).
La comparación de los valores obtenidos en la simulación y los de operación se muestran en
las siguientes tablas.
Tabla 24. Comparación de datos de operación con valores de simulación.
Corriente Variable Operación Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 190,00 178,21 -6,62
Presión, bar (Kg/cm2) 17,06 (17,40) 17,16 (17,50) 0,57
Agua [%molar] 95,29 95,65 0,38
EO [%molar] 0,00 0,00 0,00
EG [%molar] 4,43 4,06 -8,27
DEG [%molar] 0,27 0,25 -6,13
TEG [%molar] 0,01 0,01 -9,58
CEG [%molar] 0,00 0,00 7,79
505 Salida del Reactor de
Glicoles R-520
Flujo Total [mol/hr] 3982,86 3983,32 0,01
Temperatura [°C] 187,00 182,18 -2,65
Presión, bar (Kg/cm2) 10,19 (10,39) 10 (10,20) -1,86
Agua [%molar] - 94,81 -
EO [%molar] - 0,00 -
507 Fondo del primer
efecto de evaporación.
EG [%molar] - 4,90 -
DEG [%molar] - 0,28 -
TEG [%molar] - 0,01 -
CEG [%molar] - 0,00 -
Flujo Total [mol/hr] 3579,18 3575,44 -0,12
Tabla 24. Comparación de datos de operación con valores de simulación (continuación).
Corriente Variable Operación Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 172,60 166,15 -3,88
Presión, bar (Kg/cm2) 6,82 (6,95) 6,72 (6,85) -1,46
Agua [%molar] - 93,01 -
EO [%molar] - 0,00 -
EG [%molar] - 6,60 -
DEG [%molar] - 0,37 -
TEG [%molar] - 0,01 -
CEG [%molar] - 0,00 -
509 Fondo del
segundo efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 2685,36 2684,30 -0,04
Como se aprecia, los porcentajes de desviación se encuentran por debajo del valor máximo de
desviación aceptado (10%). El resto de los valores se observan en el Anexo B, Tabla 40. Los
resultados arrojados por el simulador se observan en el Anexo C.
3.4. Validación de la simulación en Pipephase.
La sección de estudio, desde el punto de vista de líneas y accesorios, fue separado en tramos,
específicamente 6 tramos, los cuales fueron simulados y determinado, entre otras cosas, la
caída de presión a través del recorrido entre equipo y equipo.
Inicialmente, se busca garantizar que la presión final arrojada en la simulación de cada tramo,
mantenga un valor de presión de diseño igual o superior a la entrada del equipo para garantizar
que el fluido circule a través de estos sin problema alguno.
En la Tabla 25 se compara la presión calculada por el simulador con la presión de diseño del
equipo para cada tramo.
Cabe destacar que no se cuenta con ninguna estimación de los valores de las caídas de
presión por diseño, por lo cual, se compara la presión resultante de la simulación hidráulica con
los valores de operación de los equipos.
Tabla 25. Comparación de la presión de operación con valores de simulación de diseño para
los tramos de tubería.
TRAMO DESCRIPCION Presión
calculada (Pipephase) bar (Kg/cm2)
Presión de entrada al
equipo (operación) bar (Kg/cm2)
1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 21,52 (21.94) 17,16 (17,5)
2 Salida R-520 hasta entrada
Evaporación 10,3 (10,5) 10,3 (10,5)
3 Salida Evaporación hasta C-610 1,82 (1.86) 0,26 (0.27)
4 Salida C-610 hasta C-620 3,01 (3.07) Full vacío
5 Salida C-620 hasta C-630 1,13 (1.15) Full vacío
6 Salida C-630 hasta C-710 2,67 (2.72) Full vacío
De igual forma, se simuló para el caso de operación, arrojando los resultados mostrados en la
Tabla 26.
Tabla 26. Comparación de la presión de operación con valores de simulación de operación
para los tramos de tubería.
TRAMO DESCRIPCION Presión
calculada (Pipephase) bar (Kg/cm2)
Presión de entrada al
equipo (operación) bar (Kg/cm2)
1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 20,88 (21,29) 17,16 (17,5)
2 Salida R-520 hasta entrada
Evaporación 10,3 (10,5) 10,3 (10,5)
3 Salida Evaporación hasta C-610 1,47 (1,5) 0,26 (0.27)
4 Salida C-610 hasta C-620 2,72 (2,77) Full vacío
5 Salida C-620 hasta C-630 1,12 (1,14) Full vacío
6 Salida C-630 hasta C-710 2,68 (2,73) Full vacío
Se puede apreciar que la presión calculada por el simulador de cada tramo en mayor que la de
entrada en los equipos por diseño, por lo cual, esta garantizada la continuidad del proceso.
El perfil de caída de presión de cada tramo versus la distancia de cada uno de ellos, puede ser
apreciado, en las figuras que a continuación se muestran.
Para el tramo uno, desde la bomba P-510 hasta la entrada al reactor R-520, en condiciones de
diseño, el perfil de caída de presión versus la longitud de la tubería se muestra en la Figura 7.
Figura 7. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 1.
Para el segundo tramo, desde la salida del reactor R-520 hasta el primer efecto de evaporación
(C-531), en condiciones de diseño, el perfil de caída de presión se muestra en la Figura 8.
Figura 8. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 2.
El resto de las gráficas de presión versus distancia de los tramos pueden ser apreciados en el
Anexo D, Figuras desde la 11 hasta la 14.
3.5. Vinculación PRO II – PIPEPHASE.
Una vez simulada la sección de estudio en PROII, y por otro lado, una vez finalizada la
simulación de cada uno de los 6 tramos de tuberías, y ambos dos validados en función del
diseño y en función de la operación normal de la planta, ambas simulaciones fueron vinculadas
a través del programa de simulación PRO II.
El simulador comercial PRO II tiene la capacidad de insertar vínculos en los tramos de tuberías
los cuales permiten correr de forma simultánea la simulación de PRO II y la simulación de
Pipephase, de manera tal de constatar si el proceso es capaz de manejar los flujos planteados
en función de las composiciones y en función de la hidráulica del sistema.
Se generaron cuatro archivos de PRO II diferentes para cada uno de los casos de estudio, a
condiciones de diseño, a condiciones de operación y en función de los dos incrementos de
capacidad planteados, a 150% y a 200%.
De igual forma, para cada uno de los cuatro casos mencionados, tuvo que generarse 6
archivos diferentes de Pipephase, que representan los 6 tramos de tubería estudiados. Para
ambos casos, fue necesario incrementar ciertos flujos en función de el escenario que se este
manejando. Estos flujos fueron los presentados en la Tabla 19.
3.6. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150%. Para la evaluación del incremento de capacidad de la sección de glicoles en 150%, se tomó
como base del incremento las condiciones de flujos, temperaturas y composiciones del diseño
(100%).
Inicialmente se ajustaron los valores de reflujos y corrientes de entrada a la sección de estudio
a los nuevos flujos en función de incremento. De igual forma, se modificaron y generaron los
nuevos 6 archivos de Pipephase que representaron los tramos evaluados.
Los tramos de tuberías, inicialmente fueron evaluados independientemente en Pipephase,
arrojando como resultado que todos estaban en capacidad de manejar el incremento de
capacidad de 150%. Los flujos fueron modificados en función de la Tabla 19, en la cual se
muestran los flujos para 150% de incremento.
Los resultados de los 6 tramos de tuberías para este incremento son mostrados en la Tabla
27, donde se puede apreciar las presiones de entrada a los equipos:
Tabla 27. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a 150% de
incremento de capacidad para los tramos de tubería.
TRAMO DESCRIPCION Presión
calculada (Pipephase) bar (Kg/cm2)
Presión de entrada al
equipo (operación) bar (Kg/cm2)
1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 20,48 (20,88) 17,16 (17,5)
2 Salida R-520 hasta entrada
Evaporación 10,3 (10,5) 10,3 (10,5)
3 Salida Evaporación hasta C-610 1,26 (1,28) 0,26 (0.27)
4 Salida C-610 hasta C-620 2,53 (2,58) Full vacío
5 Salida C-620 hasta C-630 1,10 (1,12) Full vacío
6 Salida C-630 hasta C-710 2,65 (2,7) Full vacío
Aquí se puede apreciar que las presiones calculadas por el simulador son superiores a las
presiones de entrada a los equipos por diseño, lo cual garantiza la continuidad operativa del
proceso, de igual forma garantiza que este no se verá afectado por efectos de caída de presión
generada por las líneas, equipos y accesorios. Una vez verificada la simulación de cada uno de
los tramos en Pipephase, se procedió a generar la corrida en PRO II vinculándolo con los
tramos de Pipephase previamente verificados.
La simulación arrojó que todo el sistema esta apto para manejar este incremento de capacidad
hasta el tramo número 5, el que va desde el fondo de la C-620 hasta la columna C-630. Este
tramo no convergió debido a las altas velocidades presentes y altas caídas de presión.
A pesar de que al momento de ser evaluados individualmente los tramos hidráulicos en
Pipephase arrojó que todos se encontraban aptos para la nueva carga, al momentos de correr
la simulación vinculada con PRO II, este tramo en específico (tramo 5) no corre en conjunto con
el resto de la simulación.
La columna C-620, para este escenario de incremento, retira por la lateral como producto
terminado 199,6 Kg-mol/hr. El exceso de flujo que ingresa a la columna (150,216 Kg-mol/hr en
diseño y 225,38 Kg-mol/hr con el incremento del 150%), necesariamente tiene que ser forzado
a ser retirado por el fondo de la misma, por lo cual, el tramo de fondo sale fuera de
especificación, haciéndose insuficiente en cuanto al diámetro para manejar el nuevo flujo. Una
vez modificado el tramo en cuestión (tramo 5), las especificaciones del MEG producto se
mantuvieron dentro de especificación, como puede ser apreciado en la Tabla 28.
Tabla 28. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores de simulación a
150%.
Diseño Diseño Simulación
Incremento de 150%
Flujo Total KG-
MOL/HR 133.050 133.049 199.600
H2O % molar 0,170 0,005 0,004
EG % molar 99,800 99,995 99,996
DEG % molar 0,030 0,000 0,000
Como se puede apreciar, lo importante es la calidad del producto MEG, el cual se encuentra
por encima de los valores mínimos especificados (99,8 %).
Al igual que las especificaciones de la lateral de la columna C-620, las especificaciones de la
corriente de fondo que va hacia la columna C-630 (corriente 607), se mantuvieron en
especificación. Esto puede apreciarse en la Tabla 29.
Tabla 29. Comparación de las especificaciones del fondo de la C-620 con valores de
simulación a 150%.
Diseño Diseño Simulación
Incremento de 150%
Flujo Total KG-
MOL/HR 13.580 13.638 20.353
EG % molar 38,710 38,710 38,446
DEG % molar 59,060 59,095 59,350
TEG % molar 2,070 2,045 2,054
TETRA % molar 0,150 0,149 0,150 Igualmente, las especificaciones del producto terminado DEG, proveniente de la lateral de la
columna C-710 (corriente 702) se mantuvo dentro de las especificaciones, tal como se observa
en la Tabla 30.
Tabla 30. Comparación de las especificaciones del DEG producto con valores de simulación a
150%.
Diseño Diseño Simulación
Incremento de 150%
Flujo Total KG-
MOL/HR 7.440 7.512 13.862
EG % molar 0,090 0,010 0,010
DEG % molar 99,880 98,620 99,760
TEG % molar 0,040 0,014 0,040
En función de lo mencionado, el tramo en cuestión (tramo 5) fue modificado para poder cumplir
con el exceso de flujo que a través de él debe circular.
Las modificaciones realizadas a este tramo fueron las siguientes:
La sección de línea desde la salida de la columna C-620, hasta la bomba P-620, fue
incrementada de 2 a 3 pulgadas de diámetro.
La expansión en la descarga de la bomba P-620 fue incrementada de 1 a 2 pulgadas de
diámetro en la salida.
La línea aguas debajo de la válvula manual a la descarga de la bomba P-620, fue
incrementada de 1 ½ a 2 ½ pulgadas de diámetro.
Los últimos 2,74 mts. (luego de la expansión de 2 ½ a 4 pulgadas) del tramo, se
mantuvieron con el diámetro original (4 pulgadas)
Una vez modificado el tramo, la simulación corrió perfectamente, manteniendo los perfiles de
las columnas, y mas importante aun, manteniendo las especificaciones de las corrientes
intermedias y de los productos terminados (MEG, DEG y TEG).
Los resultados arrojados por el simulador de las principales corrientes para este escenario de
incremento de capacidad pueden ser observados en la Tabla 31.
Tabla 31. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 150%.
Corriente Salida del reactor de
glicoles R-520
Fondo del primer efecto de
evaporación
Fondo del segundo efecto de evaporación
Fondo del tercer efecto de
evaporación Numero 505 507 509 511
Temperatura [°C] 178.28 182.18 166.15 149.68 Presión, bar
(Kg/cm2) 17,16 (17.50) 10,00 (10.20) 6,72 (6.85) 4,22 (4.30)
Peso Molecular 20.05 20.43 21.27 23.10
Agua [%molar] 95,65 94,81 93,01 89,08
EG [%molar] 4,09 4,90 6,60 10,32
DEG [%molar] 0,25 0,28 0,37 0,57
TEG [%molar] 0.01 0,01 0,01 0,02
CEG [%molar] 0.00 0.00 0.00 0.00
Flujo Total [mol/hr] 4492.55 4032.41 3027.46 1959.98
Corriente Fondo del
cuarto efecto de evaporación
Fondo del quinto efecto de
evaporación
Fondo de la columna C-610
Fondo de la columna C-620
Numero 513 515 602 607
Temperatura [°C] 131.60 86.19 150.33 150.80 Presión, bar
(Kg/cm2) 2,11 (2.15) 1,26 (1.28) 2,53 (2.58) 1,17 (1.19)
Peso Molecular 30.26 51.33 64.53 90.22
Agua [%molar] 73,69 28,51 0,18 0.00
EG [%molar] 24,89 67,51 94,26 38,45
DEG [%molar] 1,36 3,84 5,36 59,34
TEG [%molar] 0,05 0,13 0,19 2,05
CEG [%molar] 0.00 0.01 0.01 0,15
Flujo Total [mol/hr] 823.74 314.63 225.31 20.35
Corriente Fondo de la columna C-630
Lateral de la columna C-710
Fondo de la columna C-710
Numero 614 702 703
Temperatura [°C] 119.48 130.76 178.56 Presión, bar
(Kg/cm2) 2,60 (2.65) 0,02 (0.02) 0,04 (0.04)
Peso Molecular 107.77 106.77 152.11
Agua [%molar] 0.00 0.00 0.00
EG [%molar] 0,09 0,01 0.00
DEG [%molar] 96,32 99,76 2,37
TEG [%molar] 3,35 0,04 90,87
CEG [%molar] 0,24 0.00 6,76
Flujo Total [mol/hr] 11.69 13.86 0.42 De acuerdo la experiencia de la planta, este escenario es factible, ya que con anterioridad esta
se ha corrido a esta carga, así como la sección de glicoles.
El record de producción de la planta, registrado día 23 de noviembre de 1999, hubo una
producción de MEG producto por la lateral de la columna C-620 (corriente 610) de 12,39 TM/hr
(199,76 Kg-mol/hr), valor muy similar al mostrado en el incremento a 150% de capacidad de la
sección, el cual es de 12,38 TM/hr (199,6 Kg-mol/hr)
Sin embargo, el record de producción mencionado es un registro puntual, registrado un día en
específico, ya que, operacionalmente, se ha demostrado que correr la planta y la sección de
glicoles a esta carga por tiempo prolongado, podría ocasionar erosión y posibles daños en los
equipos y líneas involucrados en el sistema global de la planta, tal cual como fue observado en
la simulación en el tramo 5.
Las composiciones de las principales corrientes, incluyendo la de los productos terminados
pueden ser apreciadas en la Figura 9.
610
602 617 702
607 703614
%molar DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150%AGUA 0.18 0.18 0.00 0.00 0.17 0.01 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00MEG 94.25 94.26 38.71 38.45 99.80 99.99 0.09 0.09 89.96 93.96 0.09 0.10 0.00 0.00DEG 5.37 5.36 59.06 59.34 0.03 0.00 96.02 96.32 10.03 6.04 99.88 99.76 2.28 2.37TEG 0.19 0.19 2.07 2.05 0.00 0.00 3.62 3.35 0.01 0.00 0.04 0.04 90.87 90.87
TETRA 0.01 0.01 0.15 0.15 0.00 0.00 0.27 0.24 0.00 0.00 0.00 0.00 6.85 6.76
CORRIENTE 702Lateral C-630 Lateral C-710
CORRIENTE 703Fondo C-710
Despojadora de MEGColumna de MEG Columna de poliglicoles
MEG PRODUCTO DEG PRODUCTO TEG PRODUCTOCORRIENTE 617CORRIENTE 610 CORRIENTE 614
Lateral C-620
COMPOSICIONES DE LAS PRINCIPALES CORRIENTES PARA 150% DE INCREMENTO.
CORRIENTE 602 CORRIENTE 607Entrada C-620 Fondo C-620 Fondo C-630
C-620C-630 C-710
Figura 9. Composición de las principales corrientes para 150% de incremento.
3.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 200%.
De igual forma que para el caso de incremento de capacidad a 150%, para este escenario de
incremento de capacidad a 200% se tomó como base para el aumento los valores de diseño.
Los flujos modificados para esta simulación pueden ser visualizados de igual forma en la Tabla
19.
Se modificaron y generaron los nuevos 6 archivos de Pipephase que representaron los tramos
evaluados para este incremento.
Los tramos de tuberías, inicialmente fueron evaluados independientemente en Pipephase,
arrojando como resultado que únicamente 3 tramos estaban aptos para manejar los nuevos
flujos.
Los resultados de los 6 tramos de tuberías para este incremento son mostrados en la Tabla 32.
Tabla 32. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a 200% de
incremento de capacidad para los tramos de tubería.
TRAMO DESCRIPCION Presión
calculada (Pipephase) bar (Kg/cm2)
Presión de entrada al
equipo (operación) bar (Kg/cm2)
1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 19,51 (19,89) 17,16 (17,5)
2 Salida R-520 hasta entrada
Evaporación 12,95 (13,21) 10,3 (10,5)
3 Salida Evaporacion hasta C-610 1,27 (1,30) 0,26 (0.27)
4 Salida C-610 hasta C-620 1,85 (1,89) Full vacio
5 Salida C-620 hasta C-630 1,10 (1,12) Full vacio
6 Salida C-630 hasta C-710 2,56 (2,61) Full vacio
Como se puede apreciar en la tabla, a pesar de que las presiones calculadas de todos los
tramos están iguales o por encima de la mínima requerida para garantizar la entrada del flujo a
los equipos, solo 3 tramos, específicamente el 1 el 4 y el 6 dieron óptimos resultados. Esto se
debe a que estos presentaron altas caídas de presión y alta velocidad a través del tramo, por lo
cual estos no convergen.
Es lógico pensar la razón por la cual los tramos que dieron aptos para manejar el incremento
de capacidad haya resultado de esta forma.
El tramo número 1 maneja en su mayoría agua, lo cual hace la mezcla menos densa y mas
fácil de fluir, por lo cual genera bajas caídas de presión.
Por otro lado, los tramos 4 y 6, desde el diseño de la planta fueron sobrediseñados ya que, el
primer tramo, periódicamente maneja una entrada adicional que es el reproceso de glicol crudo
o glicol fuera de especificación. Esta corriente nueva se mezcla con la que viene del proceso,
incrementando así el flujo.
De igual forma, el tramo 6 fue sobrediseñado, ya que, eventualmente se recicla DEG producto
proveniente de los tanques de corrida de DEG. Esto con la finalidad de maximizar la producción
de TEG. Este reciclo se hace a través del fondo de la columna C-630, y se mezcla con la
corriente de proceso, para posteriormente pasar a la columna de poli glicoles (C-710) donde los
productos son separados.
Antes de vincular los tramos con el simulador PRO II, se evaluaron los tramos para verificar la
causa del error, y se ajustarlos para los nuevos flujos. Se pudo detectar que el flujo que
atraviesa las líneas era muy alto para el diámetro de las líneas e instrumentos presentes en el
tramo.
Para cada uno de los casos se realizaron los siguientes cambios:
Para el tramo número 2:
Todo el tramo, que consta de líneas y accesorios de 6 pulgadas, fueron incrementados
hasta 8 pulgadas, arrojando resultados satisfactorios.
Para el tramo número 3:
La sección del tramo desde el fondo de el quinto efecto de evaporación (C-535) hasta la
succión de la bomba P-535 se incrementó el diámetro desde 4 hasta 6 pulgadas.
La línea de descarga de la bomba P-535 hasta la columna C-610, fue incrementado el
diámetro desde 3 hasta 4 pulgadas.
Para el tramo número 5:
La sección desde el fondo de la C-620 hasta la succión de la bomba P-620, su diámetro
fue incrementado de 2 a 3 pulgadas.
La línea de descarga de la bomba, que anteriormente era de 1 ½ pulgada, fue sustituida
por una de 2 ½ pulgadas.
El sección final de la línea que era de 4 pulgadas, se mantuvo en este valor.
Una vez modificados los tramos de tuberías mencionados y verificados que corrieran de forma
óptima y sin cuellos de botella, se calcularon nuevamente las caídas de presión para cada uno
de ellos, arrojando los resultados mostrados en la Tabla 33.
Tabla 33. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a 200% de
incremento de capacidad para los tramos de tubería modificados.
TRAMO DESCRIPCION Presión
calculada (Pipephase) bar (Kg/cm2)
Presión de entrada al
equipo (operación) bar (Kg/cm2)
1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 19,51 (19,89) 17,16 (17,5)
2 Salida R-520 hasta entrada
Evaporación 10,38 (10,58) 10,3 (10,5)
3 Salida Evaporacion hasta C-610 1,79 (1,83) 0,26 (0.27)
4 Salida C-610 hasta C-620 1,85 (1,89) Full vacio
5 Salida C-620 hasta C-630 1,20 (1,22) Full vacio
6 Salida C-630 hasta C-710 2,56 (2,61) Full vacio
De igual forma, las presiones son suficientes para garantizar la continuidad del proceso.
A partir de este punto fue posible vincular cada uno de los 6 tramos con la simulación en PRO
II, claro está, ajustando ambas en función de este incremento de capacidad.
Inicialmente, se corrió la simulación con los tramos originales, con los nuevos flujos, es decir,
los seis tramos de tuberías sin haber realizado las modificaciones planteadas. Esto se hizo con
la finalidad de constatar lo observado durante la simulación tramo por tramo en Pipephase.
Efectivamente, al momento de simular, el segundo tramo presentó problemas de convergencia.
Una vez vinculadas las simulaciones, ahora con los cambios en los tramos mencionados, la
simulación PRO II – Pipephase corrió satisfactoriamente, desde el punto de vista de los tramos
y de las columnas y equipos involucrados.
Posteriormente, se verificaron las especificaciones de las corrientes, especialmente la que
maneja el principal producto terminado producto terminado (MEG producto), corriente 610, y se
observa que todas se encuentran dentro de especificación, como se puede observar en la
Tabla 34.
Tabla 34. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores de simulación a
200%.
Diseño Diseño Simulación
Incremento de 200%
Flujo Total KG-
MOL/HR 133,050 133,049 266,100
H2O % molar 0,170 0,005 0,21
EG % molar 99,800 99,995 99,760
DEG % molar 0,030 0,000 0,030
El mono etilenglicol, en la Tabla 34, se aprecia como se encuentra dentro de los valores de
especificación, con lo cual, en este escenario de aumento de capacidad, está garantizada la
calidad del producto terminado.
Igualmente, las especificaciones de las principales líneas de la sección de estudio pueden ser
observadas en la Tabla 35.
Tabla 35. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 200%.
Corriente
Salida del reactor de
glicoles R-520
Fondo del primer efecto
de evaporación
Fondo del segundo efecto de
evaporación
Fondo del tercer efecto
de evaporación
Numero 505 507 509 511
Temperatura [°C] 178.95 182.18 166.16 149.69
Presión, bar (Kg/cm2) 10,30 (10.50) 10 (10.20) 6,72 (6.85) 4,22 (4.30)
Peso Molecular 20.05 20.44 21.28 23.11
Agua [%molar] 95,65 94,81 93,01 89,07
EG [%molar] 4,09 4,90 6,60 10,32
DEG [%molar] 0,25 0,28 0,38 0,59
TEG [%molar] 0,01 0,01 0,01 0,02
CEG [%molar] 0,00 0.00 0.00 0,00
Flujo Total [mol/hr] 5990.37 5285.13 3950.99 2549.20
Corriente
Fondo del cuarto efecto
de evaporación
Fondo del quinto efecto
de evaporación
Fondo de la columna C-610
Fondo de la columna C-620
Numero 513 515 602 607
Temperatura [°C] 131.62 86.23 150.47 169.95 Presión, bar
(Kg/cm2) 2,11 (2.15) 1,79 (1.83) 1,85 (1.89) 1,20 (1.22)
Peso Molecular 30.29 51.40 64.58 105.06
Agua [%molar] 73,65 28,43 0,18 0.00
EG [%molar] 24,89 67,51 94,16 37.6
DEG [%molar] 1,40 3,91 5,45 60.26
TEG [%molar] 0,05 0,14 0,19 2.01
CEG [%molar] 0.00 0,01 0,01 0,13
Flujo Total [mol/hr] 1067.58 418.87 300.40 23.32
Corriente Fondo de la
columna C-630 Lateral de la
columna C-710 Fondo de la
columna C-710 Numero 614 702 703
Temperatura [°C] 115.77 131.75 182.63 Presión, bar
(Kg/cm2) 2,50 (2.55) 0,02 (0.02) 0,04 (0.04)
Peso Molecular 107.86 107.01 152.64
EG [%molar] 0,09 0,08 0.00
DEG [%molar] 96,13 99,82 1,68
TEG [%molar] 3,52 0,10 90,87
CEG [%molar] 0,26 0.00 7,45 Flujo Total [mol/hr] 15.47 11.89 0.59
De igual forma, las composiciones de las principales corrientes pueden ser apreciadas en la
Figura 10.
610
602 617 702
607 703614
%molar DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200%AGUA 0.18 0.18 0.00 0.00 0.17 0.21 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00MEG 94.25 94.16 38.71 37.60 99.80 99.76 0.09 0.09 89.96 63.10 0.09 0.08 0.00 0.00DEG 5.37 5.45 59.06 60.26 0.03 0.03 96.02 96.13 10.03 36.87 99.87 99.82 2.28 1.68TEG 0.19 0.19 2.07 2.01 0.00 0.00 3.62 3.52 0.01 0.03 0.04 0.10 90.87 90.87
TETRA 0.01 0.01 0.15 0.13 0.00 0.00 0.27 0.26 0.00 0.00 0.00 0.00 6.85 7.45
Lateral C-630 Lateral C-710 Fondo C-710Entrada C-620 Fondo C-620 Lateral C-620 Fondo C-630
MEG PRODUCTO DEG PRODUCTO TEG PRODUCTOCORRIENTE 602 CORRIENTE 607 CORRIENTE 610 CORRIENTE 614 CORRIENTE 617 CORRIENTE 702 CORRIENTE 703
COMPOSICIONES DE LAS PRINCIPALES CORRIENTES PARA 200% DE INCREMENTO.
Columna de MEG Despojadora de MEG Columna de poliglicoles
C-620C-630 C-710
Figura 10. Composición de las principales corrientes para 200% de incremento.
Como se puede apreciar, todas las composiciones de los productos terminados se encuentran
en especificación, principalmente las corrientes que representan los productos terminados,
como lo son las corrientes 610, 702 y 703, que representan el MEG, DEG y TEG
respectivamente.
3.8. Variables de las Columnas. Para cada uno de los casos de incremento de capacidad, las columnas deben alcanzar ciertos
requerimientos para poder garantizar el buen funcionamiento de las mismas y de igual forma
garantizar la calidad del producto terminado.
Los requerimientos energéticos de los rehervidores de cada una de las columnas involucradas
para cada escenario de aumento de capacidad son mostrados en la Tabla 36.
Tabla 36. Requerimientos energéticos de los rehervidores para las columnas.
Escenario Unidad C-531 C-532 C-533 C-534 C-535 C-610 C-620 C-630 C-710
Operación M*Kcal/hr 11.625 9,127 10.018 11.245 5.267 1.926 3,756 0,15 0,4481
150% M*Kcal/hr 13.104 10.293 11.475 12.693 5.945 2.172 5.316 0,1792 0,4994
200% M*Kcal/hr 15.307 12.859 14.246 15.708 7.169 2.669 6.376 0,535 0,5970
Como se aprecia, los requerimientos energéticos, en este caso, los requerimientos de vapor
para los rehervidores, van incrementando a medida que se incrementa la carga de la sección
de estudio.
Actualmente, la caldera de la planta está en capacidad de suplir los requerimientos energéticos
(vapor) hacia los rehervidores para garantizar la continuidad del proceso y la calidad del
producto terminado (53,716 M*Kcal/hr).
Sin embargo, habría que hacer un estudio de la capacidad actual de la caldera, así como la
capacidad de las tuberías que conforman la red de vapor, para verificar si estos están aptos
para manejar el vapor necesario para garantizar la carga calorífica requerida para un
incremento de 150% y 200%, para lo cual se requeriría 60,998, y 74,335 M*Kcal/hr
respectivamente.
Por otro lado, se verifico los porcentajes de nivel de los bajantes de los platos de todas las
columnas, lo cual, garantiza que no exista inundación en los platos de las columnas del
sistema.
Los niveles de los bajantes de los platos pueden ser observados en la Tabla 37.
Tabla 37. Porcentaje de nivel del rebose de los platos de las columnas.
% de nivel del rebose de los platos
Escenario C-531 C-532 C-533 C-534 C-535 C-610 C-620 C-630 C-710
Operación 58,88 43,28 38,13 38,57 47,05 29,93 34,02 19,59 32,95
150% 67,76 57,13 47,37 40,38 49,36 24,47 35,76 20,28 37,51
200% 80,68 78,66 60,98 50,2 52,41 25,79 36,90 19,99 47,30
Como se puede apreciar, los niveles de los bajantes de los platos se encuentran en valores
aceptables, lo cual garantiza que no existirá inundación en los platos de las columnas para
ninguno de los escenarios planteados.
Sin embargo, y especialmente para el escenario de incremento de 200%, es importante
monitorear de cerca el comportamiento de las columnas C-531 y C-532, ya que presentan
niveles ligeramente altos, y, que a la final, podrían generar problemas de inundación en dichas
columnas.
3.9. Análisis Económico. A continuación se muestran los resultados obtenidos del análisis económico realizado para
ambos escenarios de incremento de capacidad. Se utilizó la relación beneficio/costo, para
determinar la rentabilidad de cada una de las propuestas. Los resultados para cada uno de los
escenarios pueden ser apreciados en la Tabla 38.
Tabla 38. Análisis económico, relación Beneficio-Costo (B/C).
Escenario
150% 200%
Beneficio 560.183 2.246.972
Costo 184.000 388.500
B/C 3,04 5,78
Como se puede apreciar, para ambos escenarios de incremento de capacidad, la relación está
por encima de uno, por lo cual, se concluye que ambos escenarios son rentables.
Es importante destacar que la inversión para el incremento de 200% es mucho mayor que la
inversión para el de 150%, ya que contempla el cambio de tres tramos de lineas principales,
mientras que para el primer caso, solo contempla la sustitución de un solo tramo.
CAPITULO IV. CONCLUSIONES.
El modelo termodinámico ALCOHOL utilizado para la simulación en PRO II se ajusta a las
condiciones de diseño y operación de la sección de glicoles de la planta PRALCA, manteniendo
un porcentaje de desviación no mayor al 10% para todas las variables de flujos, temperaturas y
presiones.
Se calcularon las caídas de presión por diseño y operación actuales en las tuberías (tramos)
estudiados.
Para el caso de incremento de capacidad en planta en 150%:
o Todas las líneas, válvulas y accesorios involucrados en la sección de glicoles
están aptos para manejar este incremento de capacidad, excepto el tramo
número 5, el cual no esta apto para manejar el incremento de capacidad.
o Las columnas de la sección de estudio están aptas para manejar el incremento
de capacidad.
Para el caso de incremento de capacidad en 200%:
o Los tramos de tuberías 1, 4 y 6, están aptos para manejar el incremento de
capacidad planteado.
o Los tramos 2, 3 y 5 no están aptos para manejar los flujos en función de
incremento de capacidad.
o Las columnas de la sección de estudio están aptas para manejar el incremento
de capacidad.
CAPITULO V
RECOMENDACIONES
Para el caso de incremento de capacidad en planta en 150%:
o Para el tramo número 5, la sección desde el fondo de la C-620 hasta la bomba
P-620, incrementar su diámetro de 2 a 3 pulgadas. La línea aguas debajo de la
válvula manual a la descarga de la bomba P-620, incrementar de 1 ½ a 2 ½
pulgadas su diámetro.
Para el caso de incremento de capacidad en planta en 200%:
o Incrementar el diámetro del tramo desde la salida del reactor de glicoles R-520
hasta el primer efecto de evaporación (tramo 2), de 6 a 8 pulgadas, así como los
accesorios involucrados (válvulas, placa orificio).
o Para el tramo 3, desde el quinto efecto de evaporación hasta la columna C-610:
la sección desde el fondo de la C-535 hasta la succión de la bomba P-535,
incrementar el diámetro de tubería de 4 a 6 pulgadas. Por otro lado, incrementar
de 3 a 4 pulgadas la línea de descarga de la bomba hasta la C-610. Para ambos
casos considerar el incremento en los accesorios involucrados (válvulas, placa
orificio).
o Para el tramo número 5, desde el fondo de la C-620 hasta la columna C-630: la
sección desde el fondo de la C-620 hasta la succión de la bomba P-620,
incrementar el diámetro de la tubería de 2 a 3 pulgadas. Por otro lado,
incrementar de 1 ½ a 2 ½ pulgadas la línea de descarga de la bomba. Mantener
la línea de 4 pulgadas al final del tramo. Para ambos casos considerar el
incremento en los accesorios involucrados (válvulas, placa orificio).
Para todos los casos:
o Realizar seguimiento continuo de las velocidades críticas de los fluidos para
evitar futuros problemas de erosión y daños a las tuberías involucradas en el
sistema.
o Verificar la capacidad del sistema de eyectores (sistema de vacío) para ver si
están aptos para alcanzar las presiones requeridas para la óptima operación de
la sección.
o Verificar disponibilidad de vapor y capacidad de la caldera existente para suplir
la demanda de vapor en función de las nuevas capacidades.
o Verificar el funcionamiento eficiente de las bombas involucradas en la sección de
glicoles y sustituir por una de mayor capacidad de ser necesario.
o Evaluar hidráulicamente el resto de los tramos secundarios no evaluados en
esta investigación y constatar que estén aptos para los incrementos planteados.
o Realizar una evaluación más rigurosa de la hidráulica de las columnas C-531 y
C-532 para el caso de incremento de 200%.
REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS
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usuarios en plantas de Olefinas”. Trabajo especial de grado, Universidad Rafael
Urdaneta (URU), 2007. Maracaibo, Venezuela.
2. Colina B. “Evaluación hidráulica del sistema de agua de enfriamiento de las unidades de
alquilación e isomerización del CRP-Amuay”. Trabajo especial de grado. Universidad
Rafael Urdaneta (URU), 2002. Maracaibo, Venezuela.
3. Amaya C., Zlotkowski K. “Evaluación hidráulica del sistema de distribución de propileno
desde unas plantas de olefinas a una de polipropileno”. Trabajo especial de grado.
Universidad Rafael Urdaneta (URU), 2005. Maracaibo, Venezuela.
4. Paris P. “Evaluación hidráulica del sistema de distribución de agua de enfriamiento de
una unidad de craqueo catalítico”. Trabajo especial de grado. Universidad del Zulia
(LUZ). 2002. Maracaibo, Venezuela.
5. Prieto Y. “Evaluación hidráulica de la red de suministro de agua de enfriamiento
asociado a una torre de enfriamiento” Trabajo especial de grado. Universidad del Zulia
(LUZ), 2003. Maracaibo, Venezuela.
6. Crane. Flujo de Fluidos en válvulas, accesorios y tuberías. . McGraw Hill. 1992.
7. Universidad Nacional de Colombia. Facultad de Ingeniería. Fecha de consulta: 13 de
septiembre de 2008. Disponible en:
http://www.ing.unal.edu.co/catedras/trabajar_ciencia/documentos/soportemodelacionySimul
acionMatingenieriaquimica/modelamientoySimulacionProcesosQuimicos_Texto.pdf
8. Manual Pipephase Tacite w/Netopt. Version 8.2.
9. Manual PRO II. Process Engineering Suite. SIMSCI-ESSCOR. 2004..
10. Sánchez B. Manual de PRALCA. Descripción del proceso productivo. 1998.
11. Archivos electrónicos Pralca. 2008.
12. Leland, B; Tarkin, A. Ingeniería Económica. Cuarta Edición. Editorial McGraw-Hill. 1998.
13. Coulson, J. Chemical Engineering. Volume Two. Third Edition. 1980.
14. McCabe W. Operaciones Unitarias en Ingeniería Química. Cuarta edición. McGraw Hill.
1999.
15. Kewman. PRO II. V 4.1. Simulation Sciences. 1996.
APENDICE
1. Calculo del ingreso (beneficio) para los escenarios de incremento de 150 y 200%.
La ecuación empleada para este cálculo es la ecuación 11.
I= (incremento de producción)año * CP * FG * BT (ec.11)
El incremento de producción, para cada uno de los casos, es la diferencia entre el
incremento y el valor de diseño. En este caso, como se mencionó, se refiere al MEG
producto de la lateral de la C-620 (Corriente 610). Los incrementos entonces serían:
Incremento de 150%: 12,388 TM – 8,257 TM = 4,131 TM.
Incremento de 200%: 16,542 TM – 8,257 TM = 8,285 TM.
El costo del producto MEG fue proporcionado por la empresa, específicamente por la
Gerencia Comercial, y se tomo como base el MEG nacional (900 $/TM). El factor de
ganancia (FG) es el porcentaje de la venta que corresponde a los accionistas de la
empresa y es del 20%. El beneficio de los trabajos de ampliación (BT) significa la
relación existente entre el costo de los trabajos y el costo total de la planta, y varía de
acuerdo al escenario de incremento de capacidad. Se realizo un estimado de los
equipos mayores de la planta junto con personal de mantenimiento y se estimo que
para el caso de 150% donde hay que modificar únicamente un tramo, esto representa
un 0,4%, mientras que para el caso de incremento de 200%, donde se involucran más
tramos de tuberías, se considero un 0,8%.
Se toma como base para el valor del dólar ($): 2,15 Bs/dólar.
El cálculo es mostrado en la ecuación 12 y la ecuación 13.
Incremento de 150%.
I= 4,131 TM/hr * 900 $/TM * 2,15 Bs/$ * 24 h/día * 365 día/año * 0,20 * 0,04 = 560.183
Bs/año
(ec.12)
Incremento de 200%.
I= 8,285 TM/hr * 900 $/TM * 2,15 Bs/$ * 24 h/día * 365 día/año * 0,20 * 0,08 =
2.246.972 Bs/año
(ec.13)
2. Calculo del costo (inversión) para los escenarios de incremento de 150 y 200%.
La ecuación utilizada para el cálculo del costo total, es la mostrada en la ecuación 8.
Los costos para cada uno de los casos resultan:
Incremento de 150%: 184.000 Bs.
Incremento 200%: 388.500 Bs.
ANEXOS ANEXO A.
Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación.
Corriente Variable Diseño Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 150 149.68 -0.21
Presión, bar (Kg/cm2) 4,22 (4.3) 4,22 (4.3) 0.00
Agua [% molar] 89,08 89.08 -0.07
EG [% molar] 10,32 10.32 -0.06
DEG [% molar] 0,57 0.57 0.02
TEG [% molar] 0.02 0.02 -0.51
CEG [% molar] 0.00 0.00 1.89
511 Fondo del tercer
efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 1306.21 1305.31 -0.07
Temperatura [°C] 131 131.6 0.46
Presión, bar (Kg/cm2) 2,11 (2.15) 2,11 (2.15) 0.00
Agua [% molar] 73.69 73.69 0.08
EG [% molar] 24.89 24.89 0.07
DEG [% molar] 1.37 1.37 0.02
TEG [% molar] 0.05 0.05 -0.51
CEG [% molar] 0.00 0.00 1.89
513 Fondo del cuarto
efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 548.15 548.60 0.08
Temperatura [°C] 95 86.749 -9.51
Presión, bar (Kg/cm2) 0,93 (0.95) 0,98 (1) 5.00
Agua [% molar] 28.5 28.5 -3.19
EG [% molar] 67.51 67.51 -3.70
DEG [% molar] 3.84 3.84 -7.59
TEG [% molar] 0.13 0.13 -0.51
CEG [% molar] 0.01 0.01 1.89
515 Fondo del quinto
efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 209.72 202.25 -3.69
Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación (continuación).
Corriente Variable Diseño Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 165 150.638 -9.53
Presión, bar (Kg/cm2) 0,23 (0.23) 0,21 (0.211) -9.00
Agua [% molar] 0.18 0.18 -3.74
EG [% molar] 94.25 94.26 -3.69
DEG [% molar] 5.37 5.37 -7.59
TEG [% molar] 0.19 0.19 -0.51
CEG [% molar] 0.01 0.01 1.89
602 Fondo la columna
C-610 / Alimentación
C-620
Flujo Total [mol/hr] 150.22 144.59 -3.89
Temperatura [°C] 172 156.78 -9.71
Presión, bar (Kg/cm2) 0,14 (0.14) 0,136 (0.136) -2.94
Agua [% molar] 0 0.00 0.00
EG [% molar] 38.71 38.71 -6.90
DEG [% molar] 59.06 59.10 -7.05
TEG [% molar] 2.07 2.05 -0.51
CEG [% molar] 0.15 0.15 1.89
607 Fondo la columna
C-620 / Alimentación
C-630
Flujo Total [mol/hr] 13.58 13.58 -0.84
Temperatura [°C] 135 127.308 -6.04
Presión, bar (Kg/cm2) 0,014 (0.014) 0,014 (0.014) 2.86
Agua [% molar] 0 0 0.00
EG [% molar] 0.09 0.09 0.00
DEG [% molar] 96.02 96.13 -5.23
TEG [% molar] 3.62 3.62 0.00
CEG [% molar] 0.27 0.26 1.96
614 Fondo la columna
C-630 / Alimentación
C-710
Flujo Total [mol/hr] 7.76 7.38 -5.13
Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación (continuación).
Corriente Variable Diseño Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 130 129.348 -0.50
Presión, bar (Kg/cm2) 0,014 (0.014) 0,015 (0.015) 6.67
Agua [% molar] 0 0 0.00
EG [% molar] 0.09 0.01 -4.17
DEG [% molar] 99.88 98.62 -0.27
TEG [% molar] 0.04 0.05 8.27
CEG [% molar] 0 0.00 0
702 Lateral columna
C-710
Flujo Total [mol/hr] 7.44 7.51 1.00
Temperatura [°C] 188 171.924 -9.35
Presión, bar (Kg/cm2) 0,032 (0.032) 0,029 (0.029) -10.34
Agua [% molar] 0 0.00 0.00
EG [% molar] 0 0.00 0.00
DEG [% molar] 2.28 2.35 1.05
TEG [% molar] 90.87 90.87 0.39
CEG [% molar] 6.85 6.08 1.85
703 Fondo columna
C-710
Flujo Total [mol/hr] 0.31 0.33 6.06
ANEXO B.
Tabla 40. Comparación de datos de operación con valores de simulación (continuación).
Corriente Variable Operación Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 156.50 149.68 -4.56
Presión, bar (Kg/cm2) 3,94 (4.02) 4,22 (4.30) 6.51
Agua [% molar] - 89.08 -
EO [% molar] - 0.00 -
EG [% molar] - 10.32 -
DEG [% molar] - 0.57 -
TEG [% molar] - 0.02 -
CEG [% molar] - 0.00 -
511 Fondo del tercer
efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 1737.26 1735.97 -0.07
Temperatura [°C] 135.90 131.60 -3.27
Presión, bar (Kg/cm2) 1,91 (1.95) 2,11 (2.15) 9.30
Agua [% molar] - 73.69 -
EO [% molar] - 0.00 -
EG [% molar] - 24.89 -
DEG [% molar] - 1.37 -
TEG [% molar] - 0.05 -
CEG [% molar] - 0.00 -
513 Fondo del cuarto
efecto de evaporación.
Flujo Total [mol/hr] 729.04 729.60 0.08
Temperatura [°C] 94.12 86.11 -9.31
Presión, bar (Kg/cm2) 1,34 (1.37) 1,47 (1.50) 8.70
Agua [% molar] 29,18 28.50 -2.37
EO [% molar] 0.00 0.00 0.00
EG [% molar] 67,11 67.51 0.60
DEG [% molar] 3.55 3.84 7.64
TEG [% molar] 0.14 0.13 -7.80
515 Fondo del quinto
efecto de evaporación.
CEG [% molar] 0.00 0.00 6.67
Flujo Total [mol/hr] 278.93 278.95 0.01
Tabla 40. Comparación de datos de operación con valores de simulación (continuación).
Corriente Variable Operación Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 165.00 150.27 -9.80
Presión, bar (Kg/cm2) 2,45 (2.50) 2,71 (2.76) 9.58
Agua [% molar] 0.16 0.18 8.21
EO [% molar] 0.00 0.00 0.00
EG [% molar] 94,44 94.26 -0.22
DEG [% molar] 5,19 5.37 3.32
TEG [% molar] 0.19 0.19 -5.14
CEG [% molar] 0.00 0.00 0.00
602 Fondo la columna
C-610 / Alimentación C-
620
Flujo Total [mol/hr] 199.79 199.74 -0.03
Temperatura [°C] 166.80 152.10 -9.67
Presión, bar (Kg/cm2) 1,03 (1.05) 1,10 (1.12) 5.84
Agua [% molar] 0.00 0.00 0.00
EO [% molar] 0.00 0.00 0.00
EG [% molar] 38,32 38.71 1.19
DEG [% molar] 59,63 59.10 -0.74
TEG [% molar] 1,88 2.05 8.12
CEG [% molar] 0.17 0.15 7.48
607 Fondo la columna
C-620 / Alimentación C-
630
Flujo Total [mol/hr] 18.06 18.09 0.16
Temperatura [°C] 115.00 118.47 2.93
Presión, bar (Kg/cm2) 2,40 (2.45) 2,63 (2.68) 8.44
Agua [% molar] 0.00 0.00 0.00
EO [% molar] 0.00 0.00 0.00
EG [% molar] 0.09 0.09 6.67
DEG [% molar] 96.98 96.29 3.24
TEG [% molar] 3,15 3.37 -9.35
614 Fondo la columna
C-630 / Alimentación C-
710
CEG [% molar] 0.22 0.25 5.45
Flujo Total [mol/hr] 10.32 10.30 -0.22
Tabla 40. Comparación de datos de operación con valores de simulación (continuación).
Corriente Variable Operación Simulación % Desviación
Temperatura [°C] 130.90 130.24 -0.51
Presión, bar (Kg/cm2) 0,02 (0.02) 0,02 (0.02) -6.17
Agua [mol/hr] 0.00 0.00 0.00
EO [% molar] 0.00 0.00 0.00
EG [% molar] 0.00 0.00 0.00
DEG [% molar] 10.61 98.56 9.56
TEG [% molar] 0.16 1.43 9.13
CEG [% molar] 0.00 0.00 0.00
702 Lateral columna
C-710
Flujo Total [mol/hr] 10.77 11.90 9.51
Temperatura [°C] 180.00 176.26 -2.12
Presión, bar (Kg/cm2) 0,03 (0.03) 0,03 (0.03) 8.67
Agua [% molar] 0.00 0.00 0.00
EO [% molar] 0.00 0.00 0.00
EG [% molar] 0.00 0.00 0.00
DEG [% molar] 2,35 2.58 0.00
TEG [% molar] 91,12 90.87 -2.26
CEG [% molar] 6,73 6,85 0.00
703 Fondo columna
C-710
Flujo Total [mol/hr] 0.40 0.39 -2.95
ANEXO C.
Resultados de la Simulación con Datos de Operación.
ANEXO D.
Perfiles de caída de presión versus distancia de los tramos en Pipephase.
Figura 11. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 3.
Figura 12. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 4.
Figura 13. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 5.
Figura 14. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 6.