Prosesamiento Gas Turbo Expander

DISEÑO Y SIMULACION DE PROSESOS INDUSTRIAL ES II – PRQ-351

CAPITULO I

INTRODUCCIÓN Para la refinación del petróleo y gas natural se tiene diferentes procesos, con la finalidad de obtener la mayor cantidad de productos derivados de los mismos. Uno de estos procesos es la obtención de gas licuado de petróleo (GLP) a partir del gas natural o petróleo crudo. Para representar este proceso se aplicará el simulador Aspen HYSYS, el cual es recomendado para procesos de refinación de hidrocarburos. Pues este cuenta con las propiedades fisicoquímicas de los componentes, y aparenta el proceso basándose en el comportamiento termodinámico del fluido, que viene dado por los paquetes fluidos. Las simulaciones computacionales de procesos productivos en la industria química. Constituyen una herramienta muy útil para el desarrollo de los procesos unitarios, pues aprovechan la rapidez de cálculo de un ordenador para entregar resultados de forma instantánea. Los resultados obtenidos son de mucha importancia, pues en la realidad es muy difícil modificar las variables de operación para identificar las fallas o las mejores variables de operación del proceso, mientras con la simulación se pueden hacer esto de una manera efectiva sin arriesgar el paro de la planta, En una industria en constante cambio, como lo es la industria de los combustibles, la habilidad para predecir rápidamente que pasaría si se modifican una o más variables de proceso es fundamental a la hora de controlar adecuadamente los procesos. Desarrollar simulaciones computacionales de procesos de petróleo o gas implica conocer a fondo el sistema que se desea simular, tanto en el rango permitido de operación de ciertos equipos como en valores típicos de variables de proceso (presión, temperatura, t emperatura, flujos o composiciones, etc.) El trabajo que a continuación se presenta, entrega los resultados obtenidos al realizar simulaciones, en el software ya mencionado, de los procesos relacionados con la producción de gas natural (planta simplificada de turbo expansor de gas) donde los productos a obtener son el GLP y gas comprimido. El gas natural está considerado hoy en día como el combustible con mayor aceptación a nivel mundial, producto del elevado alcance del recurso, buena rentabilidad y daños mínimos en el ambiente por ser el combustible más limpio del yacimiento. La producción de gas representa un papel muy importante en la matriz energética del país. La zona Oriental posee el mayor porcentaje de reservas probadas de gas natural y un porcentaje menor en las zonas costa afuera, lo que es una cifra considerable que permite inferir el próspero futuro de esta fuente de energía y su actuación en la economía boliviana.

1.1. ANTECEDENTES ENTORNO DE SIMULACIÓN En 1946 se desarrolla la primera computadora electrónica operativa (la ENIAC en la Universidad de Pensilvania), recién en 1951 se presenta la primera computadora comercial. A partir de esta década se incorpora a la mayoría de las universidades de los países desarrollados un centro de cómputos. Página 1


Un hecho relevante es la aparición de los microprocesadores a partir de la década de los setenta, cuya consecuencia inmediata resultó ser la masificación de las computadoras, al introducirse comercialmente en los ochenta las computadoras personales (personal computers - PC). Este hecho produce una revolución "informática", en el sentido de tener acceso prácticamente a bajo costo; tanto los profesionales como los estudiantes y docentes, a una computadora relativamente eficiente, hecho que anteriormente solo estaba permitido a pocas personas con acceso a centros de cómputos, cuyo costo de mantenimiento era elevado. En la actualidad los sistemas multimedia, las supercomputadoras y las “autopistas informáticas” nos hablan del avance logrado.

Como consecuencia de estos sucesos, se comienza a cubrir la brecha entre los métodos pre computadora y los algoritmos numéricos programados aplicados a la ingeniería química; como da testimonio, por ejemplo, el libro de Lapidus (1962). En el año 1974 aparece el primer simulador de procesos químicos, (el FLOWTRAN). FLOWTRAN). A partir de allí se ha generado una sucesión de acontecimientos que permiten en la actualidad la existencia de varios y eficientes simuladores comerciales como por ejemplo SPEED UP, ASPEN PLUS, PRO II, HYSYM, HYSYS, CHEMCAD, y otros. Desde entonces, la Simulación ha crecido como una metodología de experimentación fundamental en campos tan diversos como la Economía, la estadística, la Informática o la Física, y con enormes aplicaciones industriales y comerciales, como los simuladores de vuelo, los juegos de simulación, o la predicción bursátil o meteorológica, etc.

1.2. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA Debido al avance tecnológico con el tiempo, junto a ello también se dan avances en los usos de programas y simuladores que nos permiten y ayudan dar una respuesta y solución a las situaciones en las que afrontamos a diario. Hoy en día usar metodologías anteriores que se aplicaban en los procesos como en estés casos de turbo expansión a diario van quedando atrás debido a los avances constantes tecnológicas y ello nos existe familiarizarnos, actualizarnos y estar a la vanguardia de estos cambios, hoy en nuestras épocas las empresas o industrias tienden a automatizar todo el proceso y por ello una de las forma de controlar los procesos en una industria es con la aplicación de los simuladores, para poder tener parámetros de operación adecuados adecuados y precisos sin tener que que correr muchos riesgos con la operación. operación. Como estudiantes de la carrera necesitamos de forma obligatoria familiarizarnos con estés simuladores existentes más aplicados, y de esa manera también fundamentaremos nuestros conocimientos.

1.3. OBJETIVOS 1.3.1.

Objetivo General

Hacer una simulación de una planta simplificada simplificada de turbo expansor de gas (criogenica) Página 2


1.3.2.

Objetivos Específicos



Especificar los equipos del proceso de la planta simplificada de turbo expansor de gas, los modelos matemáticos que gobiernan en cada equipo usado en la simulación, las limitaciones de los modelos gobernantes.



Hacer una descripción de todo el proceso



Identificar las variables de operacionales de la planta simplificada de turbo expansor de gas. gas .



Desarrollar habilidades de análisis y resolución de problemas en ingeniería de procesos.



Complementar la formación académica en operaciones de transferencia de masa y otras operaciones.



Crear una matriz de simulación empleando los diferentes equipos de la guía. planta simplificada de turbo expansor de gas (advanced prosess modeling using apen hysis- curse number EA 1000.06.09).



Analizar los diagrama de equilibrio de fases multicomponentes



Realizar sensibilización de la simulación a diferentes condiciones de operación de presión, temperatura, flujo, composición, y adición de uno o más componentes c omponentes hipotéticos



Ejecutar la simulación tal cual como se especifica en el manual (advanced prosess modeling using apen hysys - curse number EA 1000.06.09).



Ejecutar la simulación cambiando el modelo de Peng Robinson por el modelo modificado de Soave – Redlich Kwong adicionando a la corriente de alimentación de gas un componente hipotético para lo cual se debe hacer un cambio previo de la composición de gas



Analizar e interpretar los diferentes resultados obtenidos de simulación

1.4. JUSTIFICACIÓN 1.4.1. JUSTIFICACIÓN TECNOLÓGICA El contar con diversos software que simulen procesos u operaciones en la industria de procesos y en especial en Ingeniería Química nos permitiría a largo plazo adaptar estos software directamente al proceso industrial para el control automático a través de instrumentación digital, también sería una herramienta importante para el proceso de enseñanza-aprendizaje y comprensión, permitiendo profesionales que puedan mejorar mejorar y optimizar proceso industriales en particular. Aplicar modelamiento y simulación, requiere de software y la aplicación de tecnología computacional, que es de sumo interés que el profesional de procesos moderno, pueda diseñarlo de acuerdo a sus necesidades y exigencias, convirtiéndose en un nuevo campo tecnológico de los profesionales de Ingeniería de procesos.

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1.4.2. JUSTIFICACIÓN ECONÓMICA La utilización del simulador Hysys por un profesional de Ingeniería Química en forma expeditiva permite en el campo profesional estar a la vanguardia, mejorando de esta forma su calidad y por ende sus ingresos económicos a las empresas que usen sus servicios les permitiría ahorrar buenas sumas de dinero evitándose costos de investigación de laboratorio, pérdidas de tiempo que ocasionan las pruebas, pérdidas económicas debido al uso de materia prima o de tiempo de operación de planta para la evaluación de estas pruebas.

1.4.3. JUSTIFICACIÓN SOCIAL El uso del software simulador Hysys permitiría logros educativos importantes para la ingeniería de procesos, permite que muchos usuarios que en la actualidad no tienen una amplia visión de estos procesos industriales, pueda desenvolverse mejor en el campo educativo de pregrado, adquiriendo una cimentación más amplia de su carrera, lo cual redundaría en un mejor servido profesional posterior. La aplicación de las técnicas de investigación en el proceso educativo, mediante el uso de la computadora y de los diversos paquetes, podría contribuir ampliamente al interés de conocer más profundamente cada proceso llevado a cabo en la industria. También incentivaría la exploración, Investigación y desarrollo de nuevos software específicos y más cómodos económicamente que el mencionado.

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CAPÍTULO II

MARCO CONCEPTUAL DEL SIMULADOR DE ASPEN HYSYS 2.1. USO DE SIMULADORES EN LA INDUSTRIA QUÍMICA Todos los profesionales relacionados al desarrollo diario de una planta química tienen la responsabilidad de decidir que hacer hacer frente a diferentes diferentes situaciones de operación operación ej. En cuanto la variación del flujo, Si la temperatura del separador ha bajado, ¿qué válvula se debe abrir? Casos como estos, y quizá más complicados, se presentan a diario, y es importante que la persona a cargo sepa que acción resulta ser la más adecuada para solucionar la problemática presente. Lamentablemente las condiciones de trabajo en la industria no permiten el proceso de prueba y error, pues implementar una una decisión equivocada equivocada puede llegar a tener consecuencias consecuencias indeseadas indeseadas en las condiciones de especificación del producto. Para obtener obtener una referencia referencia del efecto que produce cierta acción sobre un sistema, se recurre recurre a un modelo. Un modelo es una representación simplificada del sistema estudiado, basado en los esquemas teóricos subyacentes en el sistema real. Al Al proceso de experimentar experimentar con el modelo, esto es, es, cambiar parámetros, modificar esquemas, etc. se le denomina simular. Un simulador computacional se puede utilizar, para recrear el sistema real e implementar y comprobar en este los cambios que el operador considera adecuados y los efectos que tendrá dicho cambio en la instalación. Sin embargo utilizar un simulador no es siempre la única o mejor alternativa. Una buena forma de decidir si un simulador es adecuado, es considerar las siguientes si guientes situaciones: 

Cuando no existe una formulación matemática.



Cuando existe la formulación matemática pero es difícil obtener una solución analítica: La resolución de muchos esquemas teóricos resulta ser tan extensa que a menudo se recurre a simplificaciones que merman merman la exactitud exactitud del modelo. modelo.



Si no existe el sistema real



Si es imposible experimentar directamente con el sistema real: Debido a que en planta se debe mantener un estricto control de calidad, no se puede intervenir el sistema las veces que sea necesario hasta encontrar la solución óptima.



El sistema evoluciona muy lentamente, o muy rápidamente: La posibilidad que ofrecen los simuladores actuales de modificar el tiempo virtual de la simulación, es un recurso invaluable para estudiar problemas de este estilo. Si por ejemplo se debe esperar una hora para observar el cambio deseado, en el simulador se puede obtener el resultado en unos pocos segundos.

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Como desventajas se pueden citar: 

El desarrollo del modelo puede puede ser costoso, laborioso y lento. lento. Es preciso un amplio conocimiento del sistema a modelar, incluyendo incluyendo consideraciones consideraciones específicas específicas tomadas de plantas o diseños similares.



Existe la posibilidad de cometer errores. Nunca se debe olvidar que la simulación se lleva a cabo sobre un modelo, y no sobre la situación real; entonces, si el modelo está mal formulado, o se comenten errores errores en su manejo, los resultados resultados serán incorrectos



No se puede conocer el grado de imprecisión de los resultados. Por lo general, el modelo se utiliza para experimentar situaciones nunca planteadas en el sistema real, por lo que no existe información previa para estimar el grado de correspondencia entre la respuesta del modelo y la del sistema real.

Generalizando, Generalizando, las conveniencias de utilizar el el simulador computacional computacional son, entre otras, que evita complicados cálculos y entrega resultados rápidamente, si hay cambios que requieren de un tiempo considerable para observar los resultados en terreno, terreno, en en el simulador se pueden pueden obtener de inmediato. Y fundamentalmente, al trabajar con sistemas abstractos, no existe el riesgo de inutilizar un equipo ni la necesidad de detener la producción por decisiones equivocadas

2.2. ASPEN HYSYS Aspen HYSYS es una herramienta de simulación de procesos muy poderosa, ha sido específicamente creada teniendo en cuenta lo siguiente: arquitectura de programa, diseño de interface, capacidades ingenieriles, y operación interactiva. Este software permite simulaciones tanto en estado estacionario como en estado transitorio. Los variados componentes que comprende Aspen HYSYS proveen un enfoque extremadamente poderoso del modelado en estado estacionario. Sus operaciones y propiedades permiten modelar una amplia gama de procesos con confianza. Para comprender el éxito de Aspen HYSYS no se necesita mirar mir ar más allá de su fuerte base termodinámica. Sus paquetes de propiedades llevan a la presentación de un modelo más realista. En los últimos años, este programa ha sido ampliamente usado en la industria para: investigación, desarrollo, simulación y diseño. Aspen HYSYS sirve como plataforma ingenieril para modelar procesos como: procesamiento de gases, plantas petroquímicas, instalaciones criogénicas, procesos químicos y de refinación, etc. También ha sido utilizado en universidades en cursos introductorios y avanzados, especialmente en ingeniería química.

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2.3. SIMULADOR aspen HYSYS La simulación consiste básicamente en construir modelos informáticos que describen la parte esencial del comportamiento de un sistema de interés, así como en diseñar y realizar experimentos con el modelo y extraer conclusiones de sus resultados para apoyar la toma de decisiones. Típicamente, se utiliza en el análisis de sistemas tan complejos que no es posible su tratamiento analítico o mediante métodos de análisis numéricos. Existen diversas maneras para definir el término simulación. Sin embargo debido a que se considera a la simulación como una extensión lógica y natural de los modelos analíticos y matemáticos, inherentes a la Investigación de Operaciones, la siguiente definición es considerada como una de las más completas.

Simulación: “Es una técnica numérica para conducir experimentos en un computador digital, la cual incluye ciertos tipos de relaciones lógicas y matemáticas necesarias para describir la estructura y comportamiento de un sistema complejo del mundo real sobre un periodo de tiempo”. También se considera a la simulación como un proceso para describir la esencia de la realidad, el cual incluye la construcción, experimentación y manipulación de un modelo complejo en un computador. El uso de la metodología de simulación ofrece ventajas y desventajas, entre las cuales podemos mencionar las siguientes:

Ventajas: 1.

La simulación hace posible estudiar y experimentar con las interacciones complejas de un sistema dado (sin importar cuál).

2.

A través de la simulación podemos estudiar el efecto de cambios ambientales, organizacionales de cierta información, en la operación del sistema.

3.

La observación detallada del sistema simulado nos permite tener una mejor comprensión del mismo.

4.

La experiencia al diseñar un modelo de simulación para computadora es más valiosa que la simulación en sí.

5.

La simulación nos permite experimentar con situaciones nuevas, para los cuales no se tiene o hay poca información.

Desventajas: 1.

Los modelos de simulación para computadora son costosos y requiere tiempo para desarrollarse y validarse.

2. Se requiere gran cantidad de corridas para encontrar “soluciones “soluciones óptimas”. 3.

Es difícil aceptar los modelos de simulación.

4.

Los modelos de simulación no son de optimización directa (son modelos de análisis). Página 7


5.

Se pueden tener restricciones o limitaciones en la disponibilidad del software requerido.

2.4. SIMULACION DE PROCESOS Usa las relaciones r elaciones físicas fundamentales: 6.

Balances de masa y energía

7.

Relaciones de equilibrio

8.

Correlaciones de velocidad (Reacción y transferencia de masa y calor)

Predice 9.

Flujos, composiciones y propiedades de las corrientes

10. Condiciones de operación 11. Tamaño de equipo

Algunas aplicaciones 12. Diseño y optimización de procesos 13. Entrenamiento operativo de operarios 14. Para llevar a cabo control de procesos (estrategias ( estrategias de control predictivo FF).

2.5. CARACTERÍSTICAS GENERALES 

Entorno de simulación modular tanto para estado estacionario como para régimen dinámico.



Desarrollado para su uso con PC.



Interface gráfica de fácil uso (orientado a objeto).



Posibilidad de adicionar código de programación con VISUAL BASIC.



Interpreta interactivamente los comandos según se introducen en el programa. Por tanto no necesita un botón de ejecución (run), aunque existe la posibilidad de plantear el problema completo sin hacer cálculos y después ejecutarlo.



Es un simulador bidireccional, ya que el flujo de información va en dos direcciones (hacia delante y hacia atrás). De esta forma, puede calcular las condiciones de una corriente de entrada a una operación a partir de las correspondientes a la corriente de salida sin necesidad de cálculos iterativos.

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CAPÍTULO III

CONCEPTOS y PROCESAMIENTO DE GAS 3.1. CONCEPTOS BASICOS: 

Sistema: Cuerpo de materia con límites finitos (definidos) que puede considerarse, si se desea, aislado del medio que lo rodea.



Estado: Condición de un sistema a un tiempo particular. Se determina cuando todas las propiedades intensivas del sistema son fijas. El número mínimo de propiedades que deben describirse para fijar las propiedades dependen dependen del número de componentes y fases presentes en el sistema.



Equilibrio: Se considera que existe equilibrio en un sistema, cuando sus propiedades intensivas permanecen constantes constantes con el tiempo, bajo las condiciones a las que q ue existe el sistema.



Presión de Vapor: Es la presión que ejerce la fase vapor en el recipiente que lo contiene, cuando el líquido y vapor de un componente puro se encuentran en equilibrio a determinadas condiciones de presión y temperatura. El número de moléculas que se escapan del líquido, es igual al número de moléculas que regresan a él.



Punto de rocío: Estado de un sistema multicomponente completamente gaseoso en equilibrio con una cantidad infinitesimal de líquido.



Presión y temperatura de rocío: Es la condición de presión y temperatura a la cual el sistema se encuentra en su punto de rocío.



Punto de burbujeo: Estado de un sistema multicomponente completamente completamente liquido en equilibrio con una cantidad infinitesimal de gas.



Presión y temperatura de burbujeo: Es la presión y temperatura a la cual el sistema se encuentra en su punto de burbujeo.



Gas saturado: Gas en equilibrio con un líquido, a una presión y temperatura dadas, correspondientes al punto de rocío.



Curva de punto de rocío: Lugar geométrico de los puntos de presión y temperatura a los cuales se forma la primera gota de líquido, al pasar un sistema del estado gas, al estado de dos fases. Comúnmente se denomina curva de rocío.



Curva de punto de burbujeo: Lugar geométrico de los puntos de presión y temperatura a los cuales se forma la primera burbuja, al pasar un sistema del estado líquido, al estado de dos fases. Comúnmente se denomina curva de burbujeo. Página 9

DISEÑO Y SIMULACION DE PROSESOS INDUSTRIAL ES II – PRQ-351 

Región de dos fases (gas-liquido): región encerrada por las curvas de los puntos de rocío y burbujeo, en un diagrama presión-temperatura del sistema donde el gas y liquido coexisten en equilibrio.



Presión y temperatura críticas: Presión y temperatura a las condiciones críticas.



Líneas Isovolumétricas: Isovolumétricas: También se denominan líneas de calidad. Es el lugar geométrico de los puntos de igual porcentaje de volumen líquido en la región de dos fases de un diagrama P-T de un sistema dado.



Cricondembático: Presión máxima a la cual las fases líquido y gas puedan coexistir.



Cricondentérmico: Temperatura máxima a la cual las fases liquida y gas pueden coexistir.



Comportamiento retrógrado: Formación de una fase de mayor densidad (condensación), al someter un sistema a una reducción isotérmica de presión o un incremento isobárico de temperatura. También puede definirse en el sentido inverso: formación de una fase de menor densidad (vaporización), al someter un sistema a un aumento isotérmico de presión o a una reducción isobárica de temperatura.



Región retrograda: Cualquier región, en el diagrama P-T de un sistema, donde se produce condensación o vaporización en sentido inverso a lo que normalmente ocurre, es decir, donde existe un comportamiento retrógrado.



Condensación retrograda: Formación de líquido (condensación) en un sistema, debido a la disminución isotérmica de presión o aumento isobárico de temperatura.



Vaporización retrograda: Formación de gas (vaporización) en un sistema, debido a la disminución isobárica de temperatura o aumento isotérmico de presión.



Merma: Es la disminución en volumen de una fase líquida debido a la liberación de gas en solución y contracción térmica de líquido.



Certidumbre de Ocurrencia: En yacimientos de crudo y gas, es la factibilidad con la que se da la posibilidad de encontrar un yacimiento factible de explotación. Se tiene para este criterio una definición de reservas probadas, probables y posibles.

3.2. GENERALIDADES DE GAS El gas es un hidrocarburo que se formó en las entrañas de la Tierra hace millones de años. Es producto de la descomposición de animales y vegetales que quedaron atrapados entre capas de roca, a muchos metros de profundidad, lejos del aire y la luz. El gas natural es un recurso energético y forma parte del conjunto de medios con los que los países del mundo intentan cubrir sus necesidades de energía. La energía es la base de la civilización industrial; sin ella, la vida moderna dejaría de existir. A largo plazo Página 10


es posible que las prácticas de conservación de energía proporcionen el tiempo suficiente para explorar nuevas posibilidades tecnológicas. A lo largo del siglo XX, la mayor comodidad y menores costes del petróleo y el gas hicieron que desplazaran al carbón en la calefacción de viviendas y oficinas y en la propulsión de locomotoras, y en el mercado industrial. Incluso en el mercado de las centrales térmicas el petróleo y el gas fueron reemplazando al carbón, y la contribución del carbón al panorama energético global cayó en picado. Se denomina combustible gaseoso a cualquier mezcla gaseosa empleada como combustible para proporcionar energía en usos domésticos o industriales. Los combustibles gaseosos están formados principalmente por hidrocarburos. Las propiedades de los diferentes gases dependen del número y disposición de los átomos de carbono e hidrógeno de sus moléculas. Además de sus componentes combustibles, la mayoría de estos gases contienen cantidades variables de nitrógeno y agua. El gas natural está compuesto en un 90-95% por metano y, en menor proporción, por otros gases, como nitrógeno y helio.

Gas natural: extraído de yacimientos subterráneos de gas, y objeto principal de este trabajo. Gas licuado de petróleo: (GLP), mezcla de gases licuados, sobre todo propano o butano. El GLP se obtiene a partir de gas natural o petróleo FIGURA Nº1 – PROESESO GENERAL DE GAS

Fuente: (VII)

3.2.1. PROPIEDADES FÍSICAS DEL GAS El gas natural, es una de las fases que mayor variación puede tener en sus propiedades debido al cambio de presión. El cambio de volumen, la densidad, la viscosidad y la compresibilidad son factores muy importantes a analizar no solo cuando se desea estudiar el comportamiento de hidrocarburos gaseosos, sino que permiten entender y dar mayor criterio a la hora de diseñar cualquier equipo puesto que las dimensiones están estrechamente relacionadas con los volúmenes de gas, si se estiman estos volúmenes a las condiciones del Página 11


yacimiento, puede incurrirse en un error. Por tal motivo, este tema ha sido ampliamente desarrollado en la actualidad.

3.2.2. CLASIFICACIÓN DE GAS NATURAL SEGÚN SU COMPOSICIÓN El gas natural, entendiéndose como la mezcla de hidrocarburos de bajo peso molecular, en mayor proporción metano y etano, así como otros gases livianos asociados al tipo de yacimiento y a la conformación geológica del mismo tales como sulfuro de hidrógeno, dióxido de carbono, nitrógeno, helio y vapor de agua, puede clasificarse según su contenido en gases ácidos o en su contenido de líquidos que es posible extraer:

3.2.3.

SEGÚN EL CONTENIDO DE GASES ÁCIDOS, (H2S) Y (CO2)



Gas dulce: Es aquel que contiene cantidades de sulfuro de hidrógeno (H2S) y dióxido de carbono (CO2) inferiores a 4 y 50 ppmv, respectivamente.



Gas agrio: Se caracteriza por contener grandes cantidades de sulfuro de hidrógeno (H2S), dióxido de carbono (CO2) u otros componentes ácidos (COS, CS2, Mercaptanos, etc.) por lo cual se vuelve corrosivo en presencia de agua libre.

3.2.4. SEGÚN LA CANTIDAD DE LÍQUIDO POSIBLE DE EXTRAER 

Gas Rico: Es aquel que debido a su composición permite extraer cantidades considerables de hidrocarburos líquidos, C3+, mayor que 3USGPM (galones por 1000 pies cúbicos en condiciones estándar).



Gas Pobre: Esta clase de gas está compuesta principalmente por metano y etano. Por esta razón la extracción de hidrocarburos líquidos es muy baja, menor a 3 USGPM.

3.3. PROCESAMIENTOS DEL GAS El procesamiento del gas son los procesos industriales que transforman el gas natural extraído del subsuelo en: • Gas Seco o Gas Natural Comercial GN • Gas Licuado de Petróleo GLP

El gas natural es una mezcla de hidrocarburos simples compuesta principalmente de metano (CH4) y otros hidrocarburos más pesados; además también puede contener trazas de nitrógeno, bióxido de carbono, ácido sulfhídrico y agua. Dependiendo de su origen se clasifica en: • Gas asociado: es el que se extrae junto con el petróleo crudo y contiene grande s cantidades de

hidrocarburos como etano, propano, butano y naftas. • Gas no asociado: es el que se encuentra en depósitos que no contienen petróleo crudo. Página 12


Hay dos formas principales de transportar gas seco (gas natural comercial) de los centros productores al mercado de consumo, por gasoductos o en forma de Gas Natural Licuado (GNL).

FIGURA 2. COMPONENTES DEL GAS NATURAL ANTES DE SER PROCESADO

FIGURA 3 - ETAPAS DEL PROCESAMIENTO DE GAS NATURAL

FUENTE: SENER. SENER. Prospectiva de Gas Natural 2007-2016. Petróleos Mexicanos. Página 13


Se entiende como procesamiento del gas, la obtención a partir de la mezcla de hidrocarburos gaseosos producida en un campo, de componentes individuales como etano, propano y butano. En el procesamiento del gas se obtiene los siguientes productos:

- Gas Residual o Pobre. Compuesto por metano básicamente y en algunos casos cuando no interesa el etano, habrá porcentajes apreciables de éste. - Gases Licuados del Petróleo (LPG). Compuestos por C3 y C4; pueden ser compuestos de un alto grado de pureza (propano y butano principalmente) o mezclas de éstos. La tabla 26 muestra las características de algunos compuestos o mezclas de LPG.

- Líquidos del Gas Natural (NGL). Es la fracción del gas natural compuesta por pentanos y componentes más pesados; conocida también como gasolina natural. La tabla 24(1) muestra las especificaciones que típicamente se le exigen a la gasolina natural en una planta de procesamientos del gas natural. El caso más sencillo de procesamiento del gas natural es removerle a este sus componentes recuperables en forma de líquidos del gas natural (NGL) y luego esta mezcla líquida separarla en LPG y NGL. Cuando del proceso se obtiene con un alto grado de pureza C2, C3 y C4 se conoce como fraccionamiento. El procesamiento del gas natural se puede hacer por varias razones: • Se necesitan para carga en la refinería o planta petroquímica materiales como el etano,

propano, butano. • El contenido de componentes intermedios en el gas es apreciable y es más económico

removerlos para mejorar la calidad de los líquidos. • El gas debe tener un poder calorífico determinado para garantizar una combustión eficiente en

los gasodomésticos, y con un contenido c ontenido alto de hidrocarburos intermedios el poder calorífico del gas puede estar bastante por encima del límite exigido. Se habla básicamente de tres métodos de procesamiento del gas natural: Absorción, Refrigeración y Criogénico. El primero es el más antiguo y el menos usado actualmente; consiste en poner en contacto el gas con un aceite, conocido como aceite pobre, el cual remueve los componentes desde el C2 en adelante; este aceite luego se separa de tales componentes. El método de refrigeración es el más usado y separa los componentes de interés en el gas natural aplicando un enfriamiento moderado; moderado; es más eficiente que el método de absorción para separar del C3 en adelante. El proceso criogénico es el más eficiente de los tres, realiza un enfriamiento criogénico (a temperaturas muy bajas, menores de -100 °F) y se aplica a gases donde el contenido de intermedios no es muy alto pero requiere un gas residual que sea básicamente metano.

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3.3.1. REFRIGERACIÓN MECÁNICA Es una de las tecnologías más sencillas y antigua que existen para el procesamiento de gas. En este proceso de refrigeración, la corriente de gas natural es enfriada a aproximadamente -30 ºF (-34,4 ºC) mediante un sistema externo de refrigeración. Los líquidos condensados, son separados en un separador de baja temperatura y estabilizados en una columna desetanizadora hasta cumplir con las especificaciones del LGN. En la figura 4, se identifican las dos secciones básicas que conforman este tipo de plantas: generación de líquidos, conformada por el enfriador o chiller, y acondicionamiento de productos, que se logra mediante la desetanizadora. El chiller es usualmente un intercambiador de tubo y carcasa, en el que el fluido de proceso circula por los tubos y el líquido refrigerante por la carcasa

FIGURA 4 PROCESO DE REFRIGERACIÓN MECÁNICA

Fuente: (9) La refrigeración mecánica abarca las etapas de expansión, evaporación, compresión y condensación del refrigerante (figura 5 y 6). En el diagrama de flujo se representan las etapas por las que pasa el refrigerante; en el (punto A) el refrigerante se encuentra en su punto de burbuja y en su presión de saturación, luego pasa por la etapa de expansión reduciendo la presión a entalpía constante (o entropía constante), según el tipo de expansión, y reduciendo la temperatura de manera de convertir el flujo en una mezcla líquido-vapor (punto B); posteriormente la mezcla se evapora al absorber calor del proceso a presión y temperatura constante (B-C); este vapor se comprime isoentrópicamente hasta la presión de saturación (C-D) obteniendo vapor constante hasta su punto de rocío y se condensa totalmente llegando al punto A nuevamente y cerrándose así el ciclo. Mediante este tipo de proceso, se obtienen recobros de etano y propano que van de 0-25% y de 3050%, respectivamente.

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FIGURA 5 SISTEMA DE REFRIGERACIÓN.

Fuente: (9) FIGURA 6 SISTEMA DE REFRIGERACIÓN.

Fuente: (9) 3.3.2. SISTEMA DE ABSORCIÓN El proceso de extracción de líquidos mediante absorción puede realizarse a temperatura ambiente o bajo condiciones refrigeradas, y consiste en poner el gas en contacto con un líquido aceite pobre, el cual contiene cantidades ínfimas casi nulas, de los productos líquidos del gas natural, permitiéndose así que el líquido absorba o disuelva parte del gas en una torre de absorción.

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El líquido que abandona el fondo de esta torre es llamado aceite rico, debido a que es rico en los productos líquidos del gas natural, mientras que el gas residual, es aquel que resulta de haberle extraído todos los líquidos al gas de alimentación. El aceite rico se dirige a una torre desentanizadora y su función es separar el etano y demás fracciones livianas que se hayan absorbido en el aceite, con la finalidad de acondicionar los productos líquidos, permitiendo así que entren en especificación. En la figura 7, se observa el proceso de extracción mediante absorción.

FIGURA 7 - PROCESO DE ABSORCIÓN A TEMPERATURA AMBIENTE

Fuente: (9) Este método posee alta eficiencia en la recuperación de etano (hasta valores de 50 %) y para el caso de recobro de propano se pueden alcanzar valores de hasta 99 %, con la limitante de los altos costos de capital que se tiene con el solvente y las recurrentes perdidas por arrastre.

3.3.2.1. PROCESO DE ABSORCIÓN CON ACEITE LIGERO En este proceso el gas de alimentación es enfriado por un tren de enfriamiento y alimentado en el fondo de el (los) absorbedor (es), donde en contracorriente el solvente ligero que entra por el domo le absorbe los hidrocarburos más pesados, el solvente rico que sale por el fondo del absorbedor es fraccionado primero con la torre demetanizadora obteniendo una corriente rica de metano por el domo, posteriormente es pasado por una torre deetanizadora donde se separa una corriente rica en etano por el domo y por último en el domo de la torre agotadora se separa los hidrocarburos licuables de gas natural con propano plus. Del fondo de la torre agotadora el solvente ha sido desprendido de los licuables del gas natural obteniendo como producto el solvente pobre, como el fondo de la torre agotadora es calentada a fuego directo y la máxima temperatura del proceso se aprovecha este calor para calentar los rehervidores de las torres de proceso y por último ya frío se presatura con metano proveniente de la torre demetanizadora completando completando así su ciclo. Página 17


3.3.2.2. PROCESO DE ABSORCIÓN MEJORADA (MEHRA) El proceso Mehra para la recuperación de licuables del gas natural utiliza tecnología de absorción no criogénica para la recuperación de etano plus o propano plus. El gas de alimentación es pasado por un tren de enfriamiento y es alimentado por el fondo de la columna absorbedora, por el domo de la columna entra el solvente pobre como C5+ el domo controla a 30°F, los líquidos del gas absorbidos en el solvente rico que salen por el fondo del absorbedor son fraccionados en la columna regeneradora del solvente, los licuables del gas son separados por el domo del regenerador y el solvente pobre es producido por el fondo, después de la recuperación de calor el solvente pobre es pre saturado con gases del domo del absorbedor. El solvente enfriado con el evaporador refrigerante fluye al domo del absorbedor.

3.3.3. PROCESOS CRIOGÉNICOS Se caracterizan porque el gas se enfría a temperaturas de -100 a -150 °F (Temperaturas Criogénicas); en este caso se requiere que el gas después de la deshidratación tenga un contenido de agua de unas pocas ppm, además se necesita que el gas se pueda despresurizar para poderlo enfriar. Las plantas criogénicas son la de mayor rendimiento en líquidos recobrados, son más fáciles de operar y más compactas aunque un poco más costosas que las de refrigeración. La selección de una planta criogénica se recomienda cuando se presenta una o más de las siguientes condiciones. • Disponibilidad de caída de presión en la mezcla gaseosa • Gas pobre. • Se requiere un recobro alto de etano (mayor del 30%). • Poca disponibilidad disponibilidad de espacio. • Flexibilidad de operación (es decir fácilm ente adaptable a variaciones amplias en presión y

productos). Como el gas se somete a caída de presión, el gas residual debe ser re comprimido y por esta razón la expansión del gas, en lugar de hacerse a través de una válvula, se hace a través de un turbo expandir para aprovechar parte de la energía liberada en la expansión. El gas inicialmente se hace pasar por un separador de alta presión para eliminar los líquidos (agua y condensados). Luego se pasa por una unidad de deshidratación para bajarle el contenido de agua a valores de ppm; por esto la unidad de deshidratación debe ser de adsorción y el disecante del tipo mallas moleculares. De la unidad de deshidratación el gas intercambia calor con el gas que sale de las desmetanizadora a aproximadamente -150 °F y luego pasa a un separador de baja temperatura. De este separador el líquido y el gas salen aproximadamente a -90 °F y el líquido entra a la desmetanizadora por un punto donde la temperatura de esta sea aproximadamente -90 °F. El gas que sale de este separador pasa por el turbo expandir donde la presión cae a unos 225 IPC y la temperatura cae a -150 °F y a esas condiciones entra a la desmetanizadora. desmetanizadora. Página 18


En la desmetanizadora la temperatura varía desde uno 40 °F en el fondo, donde hay una zona de calentamiento, y -150 °F en el tope. El gas que sale del tope a -150 °F y 225 LPC intercambia calor con el gas que sale de la unidad de deshidratación y luego pasa a un compresor que es activado por el turbo expandir, aprovechando parte de la energía cedida por la expansión del gas, y luego otro compresor termina de comprimir el gas para llevarlo a la presión requerida. Como el gas se calienta por la compresión al salir del último compresor, parte de este gas se usa para mantener el fondo de la desmetanizadora a 40 °F y el resto se hace pasar por un enfriador para llevarlo a la temperatura adecuada. Todo este es el gas residual, que en su composición es básicamente metano. El líquido que sale de la desmetanizadora son los componentes pesados del gas y se envía a almacenamiento, almacenamiento, o a fraccionamiento fr accionamiento para obtener obtener C2, C3 y C4 (o LPG) y NGL. En una planta criogénica los rendimientos en componentes recuperados son: C2 > 60%, C3 > 90% y C4+  100%.

FIGURA 8 - PROCESO DE CRIOGENIZACIÓN CONVENCIONAL

Fuente: (16) 3.3.3.1.

Descripción del Proceso Criogénico convencional convencional

En el proceso con turboexpansor, el gas de alimentación se enfría por medio de un tren de enfriamiento, en el cual se aprovecha el gas residual frío proveniente del domo de la torre demetanizadora y se complementa el enfriamiento con evaporadores de un sistema de refrigeración a base de propano, los condensados son separados y flasheados por una válvula de expansión y alimentados a la torre demetanizadora, la carga principal de la demetanizadora son los vapores provenientes del tren de Página 19


enfriamiento, una vez separados pasan por un expansor hasta lograr la temperatura de operación de la torre logrando así el máximo enfriamiento y es alimentado en el domo de la columna.

FIGURA 9 - PROCESO DE CRIOGENIZACIÓN CONVENCIONAL

http://ithelm.blogspot.com/2011/10/un http://ithelm.blogspot.com/2011/10/una-caracteristica-poco-comun.html a-caracteristica-poco-comun.html

3.3.3.2.

Proceso Criogénico GSP (Proceso de Gas Subenfriado)

El proceso GSP es empleado principalmente para la recuperación de etano. Este proceso el gas de alimentación es subenfriado, después del enfriamiento se separan los condensados y flasheados por una válvula de expansión y alimentados en la torre demetanizadora en la parte inferior. Los vapores separados de los condensados son separados en dos corrientes; la primera es pasada por un expansor y alimentada en una o más partes intermedias, la segunda corriente es subenfriada y flasheada por una válvula de expansión y alimentada al domo de la torre actuando como reflujo, rectificando el vapor proveniente del expansor absorbiendo para la recuperación de los componentes del etano plus como producto del fondo de la torre. A mediados de los 80’s Ortloff investigó investigó nuevos métodos métodos de procesamiento procesamiento de gas para la recuperación recuperación

de etano basados en el proceso GSP:

¨ Proceso Criogénico CRR Reflujo de Residual Frío Como adición al Proceso GSP, parte del gas residual del domo de la torre es comprimido enfriado y flasheado por una válvula de expansión y utilizado como reflujo de gas residual frío.

¨ Proceso Criogénico RSV Vapores Fríos Reciclados Como adición al proceso GSP, del gas seco de alta presión, se subenfría y se flashea por una válvula de expansión utilizándolo como vapores fríos reciclados.

Página 20


¨ Proceso Criogénico RSVE Enriquecimiento con Vapores Fríos Reciclados Como adición al proceso GSP, el gas seco de alta presión se mezcla con los vapores separados a la salida del tren de enfriamiento, esta mezcla es subenfriada y se flashea por una válvula de expansión utilizándolo como vapores fríos reciclados.

3.3.3.3.

Proceso Críogenico OHR (Proceso Recirculación del Domo)

El Proceso OHR es utilizado para plantas de recuperación de Propano plus, normalmente se emplean diseños con dos columnas una de destilación y la otra de absorción, del domo de la torre de destilación los vapores son condensados y utilizados como reflujo en la torre de absorción, estos líquidos condensados rectifican los vapores provenientes del expansor alimentados en el fondo de la columna absorbiendo los componentes del propano plus que son bombeados a la columna de destilación para recuperarlos como producto por el fondo. Este proceso es más eficiente para la recuperación de propano e hidrocarburos más pesados que los diseños de GSP, pero no es muy satisfactorio para la recuperación de etano. A mediados de los 80’s Ortloff investigó investigó nuevos métodos métodos de p rocesamiento de gas para la recuperación

de propano basados en el proceso OHR:

¨ Proceso Criogénico SFR Reflujo de Flujo Frío Este proceso se basa en el diseño del GSP, por lo que es limitado para la recuperación de propano cuando es operado con rechazo de etano por los efectos que los hidrocarburos pesados provenientes de los vapores del separador del tren de enfriamiento se encuentran en equilibrio en el domo de la torre de destilación con reabsorbedor. Una forma de superar estas limitaciones de equilibrio es flasheando estos vapores en un enfriador para enfriar el domo de la torre y generar el reflujo.

¨ Proceso Criogénico IOR Domo Mejorado reciclado En este proceso los líquidos del fondo del absorbedor son aprovechados para reducir la temperatura en el tren de enfriamiento, una parte del reflujo producido por el condensador y tomado por el domo del absorbedor es utilizado para rectificar los vapores del domo de la deetanizadora.

¨ Proceso Criogénico SCORE Domo de Simple Columna Reciclado.

Página 21


3.4. COMERCIALIZACIÓN y PRODUCCION DE GAS – BOLIVIA Bolivia después de la nacionalización de los hidrocarburos, en 2006, la producción de gas natural en Bolivia se incrementó de 33 a 64,75 millones de metros cúbicos por día (Mmmcd). Y desde entonces se garantiza el abastecimiento del energético para el mercado interno y el cumplimiento de los contratos de exportación a Brasil y Argentina. "Desde la nacionalización, nuestro crecimiento fue sostenible. Hoy en día producimos 64,75 MMmcd cubriendo los mercados extranjeros, principalmente de Brasil y Argentina". Durante la gestión 2013, la producción bruta de gas natural alcanzó un volumen promedio de 58,27 MMm3/día y la producción bruta de petróleo, condensado y gasolina natural llegó a un promedio de 59,22 MBbl/día. El promedio de la Producción Bruta de Gas Natural en MMm3/día, se incrementó en 14,01% con relación a la gestión 2012. El mes que registró la mayor producción de gas natural fue octubre con un promedio de 60,30 MMm3/día. La producción de hidrocarburos líquidos el año 2013, se incrementó en 15,02% con relación al año 2012 y ha seguido la misma tendencia del gas natural alcanzando en el mes de octubre un volumen máximo de 61,70 MBbl/día. GRAFICO Nº 1 – EVOLUCIÓN DE LA PRODUCCIÓN DE HIDROCARBUROS – 2013

Fuente: boletín anual - 2013 YPFB (www.ypf.gob.bo www.ypf.gob.bo))

3.4.1. LA PRODUCCIÓN ACTUAL DE GLP EN BOLIVIA Según los datos de la estatal petrolera, entre enero y marzo de 2014 el país exportó 4.000 toneladas métricas (TM) de GLP por mes, lo que hace un total de 12.000 TM, por las cuales se obtuvo al menos 8,4 millones de dólares. Página 22


“Al mes se produce unas 10.500 TM de GLP, de los cuales 6.500 TM se destinan al mercado interno y 4.000 TM son exportados”, explicó el viceministro de Industria lización, Comercialización, Transporte y

Almacenaje de Hidrocarburos, Álvaro Arnez, a tiempo de indicar que el precio de exportación es entre 600 y 700 dólares la tonelada. tonelada . GRAFICO Nº 2 – COMERCIALLIZACION DE GAS NATURUAL

Fuente: (IV) GRAFICO Nº 3 - PRODUCCION DE GAS NATURAL

www.hidrocarburosbolivia.com Fuente: www.hidrocarburosbolivia.com Página 23


3.4.2. PRODUCCIÓN DE GLP EN PLANTAS TABLA Nº 1 - VOLÚMENES DE PRODUCCION DE GLP (Tm/día)

PLANTA/ OPERAD

RÍO GRANDE/YPFB ANDINA

CARRASCO/ YPFB CHACO

2012

201

VUELTA GRANDE / YPFB CHACO

COLPA / PETROBRAS ARGENTIAN

PALOMA / REPSOL YPF

PRODUCCIÓN TOTAL

OR

2013

2012

2013

2012

2013

ENE

250,21

261,30 193,44 168,04

201

167,97

179,75

27,42

2012

23,66

2013

20,79

2012

21,34

2013

659,82

654,09

FEB FE B

259,91

241,15 192,27 181,64

169,64

189,27

27,66

25,32

23,06

20,70

672,53

658,09

MAR

262,96

267,68 195,33 181,20

170,79

175,96

25,03

24,56

22,23

22,89

676,35

672,29

ABR

266,77

273,76 180,18 183,74

170,03

186,76

27,15

23,84

21,46

21,45

665,59

689,56

MAY

262,42

272,62 181,25 189,51

170,21

193,34

26,45

21,42

21,38

21,46

661,71

698,36

JUN

265,56

259,13 188,75 178,86

176,03

194,49

26,34

21,77

19,89

21,87

676,57

676,12

JUL

264,42

267,47 186,54 171,33

189,03

199,89

22,71

21,34

19,38

20,24

682,07

680,26

AGO

261,77

269,19 175,56 170,16

186,15

196,93

22,63

20,13

19,69

20,23

665,81

676,64

SEP SE P

224,04

259,83 180,26 165,58

181,31

193,68

23,17

23,83

20,07

17,19

628,85

660,11

OCT

264,89

183,93 179,26 164,81

182,83

177,68

23,04

22,38

20,39

19,83

670,40

568,63

NOV NO V

256,39

175,33 164,31 169,55

179,09

179,69

23,04

22,19

20,34

20,16

643,17

566,92

DIC

264,05

151,90 177,85 158,69

175,35

181,08

23,02

20,44

20,90

20,21

661,17

532,33

PROM

258,62 39,0%

240,27 182,92 173,59 37,3% 27,6% 26,9%

176,54 26,6%

187,38 29,1%

24,80 3,7%

22,57 3,5%

20,80 3,1%

20,63 3,2%

663,67 100%

644,45 100%

Fuente: Gerencia Nacional de Comercialización. Elaboración: GNPIE. La producción de GLP en Plantas el 2013, alcanzó un promedio de 644,45 Tm/día, la Planta que tuvo mayor volumen de producción fue Río Grande con 240,27 Tm/día, le siguen Vuelta Grande con 187,38 Tm/día, Carrasco con 173,59 Tm/día, Colpa con 22,57 Tm/día y Paloma con 20,63 Tm/día. El 56,0% de toda la producción de Plantas procede de los campos operados por YPFB Chaco S.A., el 37,3% por YPFB Andina S.A., el 3,2% por Repsol YPF y el restante 3,5% de los campos operados por Petrobras Argentina S.A

3.4.3. PRODUCCIÓN DE GLP EN REFINERÍAS (TM/DÍA) La producción de GLP en refinerías es menor a la producida en Plantas; la producción promedio en refinerías el 2013 fue de 251,25 Tm/día, la refinería que mayor volumen promedio ha producido es Gualberto Villarroel con 179,52 Tm/día, le sigue Guillermo Elder Bell con 61,77 Tm/día y Oro Negro con 9,97 Tm/día.

Página 24


TABLA Nº 2 - VOLÚMENES VOLÚMENES DE GLP PRODUCIDOS EN REFINERÍAS En Tm/día REFINERÍA

GUALBERTO VILLARROEL

GUILLERM O ELDER BELL

ORO NEGRO

TOTAL

ENE FEB M AR ABR M AY JUN JUL AGO SEP OCT NOV DIC PROM PART %

2012 175,69 183,07 189,31 170,71 172,20 163,08 159,96 175,34 168,37 61,95 170,74 203,14 166,13 71,54%

2012 58,54 59,08 67,38 62,05 60,66 59,17 42,13 25,20 57,33 58,79 64,89 63,53 56,56 24,36%

2012 9,24 10,74 10,39 10,72 10,96 5,17 8,13 9,77 9,16 9,31 10,31 10,49 9,53 4,10%

2012 243,48 252,89 267,07 243,48 243,82 227,41 210,23 210,31 234,86 130,04 245,94 277,17 232,23 100%

2013 193,02 195,24 176,43 182,12 180,44 179,69 180,46 171,78 167,64 190,02 154,25 183,11 179,52 71,45%

2013 63,41 62,96 58,24 65,66 70,45 66,83 53,07 63,03 54,96 55,47 55,14 71,99 61,77 24,58%

2013 9,41 10,15 10,10 8,36 9,62 10,46 10,46 10,61 8,05 10,71 10,71 11,01 11,00 10,12 9,97 3,97%

2013 265,84 268,35 244,76 256,15 260,51 256,98 244,14 242,86 233,31 256,50 220,39 265,23 251,25 100%

Fuente: Gerencia Nacional de Comercialización. Elaboración: GNPIE.

PLANTAS EN EJECUCIÓN EN BOLIVIA 

PLANTA SEPARADORA DE LOS LIQUIDOSGRAN CHACO

Procesará 32 millones de metros cúbicos día (MMmcd) de gas natural para producir 2.247 Toneladas Métricas Día TMD de Gas Licuado de Petróleo; 1.658 Barriles Por Día (BDP) de gasolina, 1.044 BDP de pentano y 3.144 TMD de etano. Inversión: 643.8 millones de dólares. 

PLANTA SEPARADORA DE LOS LIQUIDOS DE RÍO GRANDE

La Planta de Separación de Líquidos de Río Grande permitirá a Bolivia solucionar el abastecimiento de Gas Licuado de Petróleo (GLP) y convertirá al país en productor y exportador neto en Latinoamérica. El complejo hidrocarburifero procesará un caudal de 5,6 millones de metros cúbicos por día (MMmcd) para obtener 361 toneladas métricas día de GLP, 350 barriles por día de gasolina estabilizada y 195 barriles por día de gasolina rica en iso-pentano. iso -pentano. Estos productos serán procesados por las refinerías Guillermo Elder (Santa Cruz) y Gualberto Villarroel (Cochabamba), (Cochabamba), para satisfacer la demanda del mercado interno. Inversión: Invers ión: 159,4 millones de dólares. 

INVERSIONES DE YPFB EN REFINERÍAS

YPFB Refinación, en el marco de su plan quinquenal 2013 -2017, tiene programado una inversión de 550 millones de dólares para incrementar la capacidad del procesamiento de crudo en sus refinerías Gualberto Villarroel de Cochabamba y Guillermo Elder Bell de Santa Página 25


Cruz. 168 millones de dólares serán destinados para la implementación de equipos en la refinería cruceña y 379 millones de dólares para la refinería de Cochabamba. La implementación de las nuevas plantas de proceso y el constante mantenimiento de las instalaciones actuales permiten que las refinerías funcionen con 100 por ciento de confiabilidad operativa y para garantizar la disponibilidad oportuna de combustibles a la población. Inversión: 550 millones de dólares.

Página 26


CAPITULO IV

ESPESIFICACIONES DE LOS EQUIPOS 4.1. CONCEPTOS BÁSICOS DE PROPIEDADES DE OPERACION Temperatura: La temperatura es la propiedad que caracteriza el estado térmico de un cuerpo. En el sistema SI la unidad de temperatura es el Kelvin (K) (absoluta), grados ceslcius (ºC) (relativa), grados rankine (ºR) (absoluta), grados Fahrenheit (ºF) (relativa) Presión: la presión se defina como una fuerza ejercida sobre una superficie, perpendicular al la superficie. Según esta teoría la presión sobre las paredes del recipiente no es otra cosa que el resultado de los choques de las moléculas contra las mismas. La presión origina una fuerza P normal a la pared e igual a

∗

(Ec.4.1)

Donde: A= la superficie sobre la cual actúa la presión. F = fuerza normal Entre ambas existe la relación:



(Ec.4.2)

Donde: P = La presión absoluta Patm = es la presión atmosférica a nivel del mar Patm=760mmHg, Sucre Patm=542 Patm=542 mmHg Pman = presión barométrica o definida también ocmo presión del instrumento

Densidad: La densidad ( ρ) es una relación de la masa (m) respecto a su volumen (V).

  

(Ec.4.3)

La ecuación de los gases ideales: (Ec.4.4) Donde P= presión ρ= es la densidad

R=constante universal del gas ideal T=temperatura. Absoluta m=masa V=volumen Página 27


M= masa molar o peso molecular El volumen específico (v) en el sistema SI es el volumen por unidad de masa, o sea, el reciproco de la densidad: (Ec.4.5)

  

Donde: ρ= densidad

Viscosidad. A partir de la Ley de Newton

(Ec.4.6) Donde: μ= viscosidad dinámica τ= esfuerzo por unidad de área

dv/dy= velocidad de cizalla o deformación

Viscosidad cinemática Donde = viscosidad dinámica

   

(Ec.4.7)

Conductividad térmica: La Conductividad Térmica (λ con unidades W/ (m•K) describe el transporte de energía – en forma de calor – a través de un cuerpo con masa como resultado de un gradiente gradiente de temperatura (Ec.4.8) Donde: = calor transmitido por unidad de tiempo. k = es la conductividad conductividad térmica. térmica. A = área de la superficie de contacto. T1-T2 = diferencia de temperatura entre el foco caliente y el frío. x = espesor del material.

Calor de vaporización: Generalmente se determina en el punto el punto de ebullición de la sustancia y se corrige para tabular el valor en en condiciones condiciones normales. Ecuación de Clausius de Clausius-Clapeyron -Clapeyron Página 28


(Ec.4.9) Donde dP/dT= pendiente de dicha curva del diagrama P-T P -T ΔV= variación de volumen

T= temperatura ΔH= calor de cambio de fase

Calor especifico (Ec.4.10) Donde: C =es la capacidad calorífica, que en general será función de las variables de estado. Q=es el calor el calor absorbido por el sistema. = variación de temperatura de temperatura

Calores específicos del gas ideal suelen correlacionarse por expresiones de ajuste del tipo: Cp = a+ bT + cT2+……..

(Ec.4.11)

Donde: a,b,c,…= constantes empiricas dependiendo al fluido

T=temperatura

Capacidad calorífica a volumen constante C V: es la cantidad de calor que es necesario suministrar a un mol de gas ideal para elevar su temperatura un grado mediante una transformación una transformación isócora. (Ec.4.12)



Capacidad calorífica a presión constante C p: es la cantidad de calor que es necesario suministrar a un mol de gas ideal para elevar su temperatura un grado mediante mediante una transformación isóbara. (Ec.4.13)



Relación entre Cp y Cv: relación de Mayer, sólo para gas ideal

   −.  −

(Ec.4.14)

Ecuación de Watson para diferentes condiciones

(Ec.4.15) Página 29


Donde: =calor latente de vaporización = calor latente de vaporización de referencia = temperatura reducida de referencia = temperatura reducida Referencia: termodinámica avanzada

 

Energía interna: La energía interna se dedujo en el tema anterior a partir de la Primera Ley. Para sistemas cerrados en reposo, se cumple

Δ

(Ec.4.16)

Ecuación de Gibbs

dU = TdS – PdV

(Ec.4.17)

Donde: Q = calor W = trabajo T= temperatura P= presión V=volumen S= entropía

Entalpia



(Ec.4.18)

Donde H= entalpia U= energía interna de los enlaces químicos y de vibración, rotación y traslación de moléculas PV= trabajo de presión y volumen

BALANCE DE ENERGIA. - La ecuación del balance de energía acompañado del balance de matria

̇   ∗   ̇     ∗    ̇   ̇      ∗  ̇   ̇    mm:̇ :

(Ec. 4.19)

(Ec.4.21)

Donde: Flujo Flujo masico Masa acumulada en el sistema Masa

Página 30


HU v:  ⁄ k g m s gc:factor gc: factor de conversi conversionon 1 N  g:grav g: ̇ :graveda eda 9.81m/s 1m/s  ̇ :

: Hentalpia espesifica en la corriente de entrada o salida del sistema : Energia interna en el sistema Velocidad Velocidad cinematica

Flujo Flujo de calor Flujo Flujo de trabajo

La ecuación del balance de energía es aplicable a cualquier sistema, dependiendo al tipo de sistema algunas variables se pueden simplificar Entropía: Entropía es el grado de desorden que tiene un sistema. La estabilidad estabilidad de un sistema depende mucho de este variable un estado se considera estable cuando es mayor su entropía.

S  S 2  S1  

2

1

d Q rev

(Ec.4.22)

T

Expansión isoterma reversible de un gas ideal.

Ssis  nR ln

V2

(Ec.4.23)

V1

Expansión isoterma irreversible de un gas ideal. Ssis  nR ln

V2 V1

(Ec.4.24)

Cambio de fase.

Scf 

H cf Tcf

(Ec.4.25)

Donde: S= entropía ΔH= entalpia de cambio de fase

Tcf= temperatura de cambio de fase R= ctte de gases ideales n= nro de moles V1,V2= volumen inicial y final Qrev= flujo de calor Página 31


T= temp. De superficie BALANCE DE ENTROPÍA

[̇ ∗]  [̇ ∗]    ̇   ̇    ∗  mm:̇ :  ̇   v: ̇ : :

(Ec.4.26)

Donde: Flujo Flujo masico Masa acumulada en el sistema Masa : Entropía espesifica : Generación de entropía (proseso ideal =0) Velocidad Velocidad cinematica Flujo Flujo de calor Temperatura Temperatura de la superficie

La ecuación de balance de entropía es más usual para cualquier sistema dependiendo si hay o no la acumulación se simplifica la variacion de la masa y entropía en el sistema o si el sistema es cerrado o abierto respectivamente.

FACTOR DE COMPRENSIBILIDAD. Es la relación del volumen actual de un gas al volumen de un gas perfecto a las mismas condiciones. -

Cuando z es diferente a 1 entonces el gas se comporta como un gas real Cuando z es igual a 1 entonces el gas se comporta como un gas real

  

(Ec.4.27)

Donde z= factor de comprensibilidad p= presión V=volumen T= temperatura n=nro de moles

Principios estados correspondientes: sustancias que poseen propiedades reducidas iguales

  ∗ ∗ 

(Ec.4.28)

Donde: Pr, Vr, Tr = propiedades propiedades reducidas zc = propiedad critica

Página 32


Propiedades reducidas: -

Punto crítico: zona donde coexiste líquido y gas sin que se los pueda distinguir uno del otro

        

(Ec.4.29)

(Ec.4.30)

(Ec.4.31)

PARA MEZCLAS: Propiedades pseudoreducidas:

       

(Ec.4.32)

(Ec.4.33)

(Ec.4.34)

Propiedades Pseudocriticas: Pseudocriticas:

Para Para gas: gas:    ∑= ∗  :  ∑= ∗ Para Para gas: gas:    ∑= ∗  :  ∑= ∗

(Ec.4.35)

(Ec.4.36) (Ec.4.37)

(Ec.4.38)

4.2. ECUACIONES DE ESTADO Las ecuaciones de estado son un conjunto de interrelación de varias propiedades intensivas Se obtienen tres raíces reales, correspondiendo:

z valor mayor = corresponde corresponde a la fase vapor vapor z valor intermedio = no tiene uso práctico. z valor menor = corresponde a la fase líquida (ZL).

Página 33


1. Ecuación Readlich – Kwong. Es adecuada para calcular las propiedades de la fase gaseosa cuando el cociente entre la presión y la presión crítica es menor que la mitad del cociente entre la temperatura y la temperatura crítica.

  −  + .          0 0.42748  . 0.08664    .   

(Ec.4.39)

(Ec.4.40) (Ec.4.41)

\

(Ec.4.42)

(Ec.4.43) (Ec.4.44)

2. Soave – Readlich – Kwong. Presenta la desventaja de que su aplicabilidad se restringe a sistemas que no se desvíen mucho de la idealidad. No se puede emplear con mezclas líquidas no ideales de compuestos polares. Intervalo más amplio de condiciones de operación

   −  +          0 0.08664  ∗ 0.42748  . 11. 0.481.5740.176 

(Ec.4.45)

(Ec.4.46) (Ec.4.47) (Ec.4.48) (Ec.4.49) (Ec.4.50) (Ec.4.51)

.

(Ec.4.52)

.

(Ec.4.53)

Página 34


 Cc   Z  H   RT ( Z  1)   ln  b Z bP RT /        1  Cc   yi y j ai a j   i j   k i j Tr j  2  i j

 H

(Ec.4.54)

o





j



k i Tr i 

(Ec.4.55)



3. Peng-Robinson. Da unos resultados similares a la de Soave, aunque es bastante mejor para predecir las densidades de muchos compuestos en fase líquida, especialmente los apolares.

   −  + ++−   1       2 2  3          0 0.077796  ∗    0.457235  . 11. 0.374641.542260.26992

(Ec.4.56) (Ec.4.57) (Ec.4.58) (Ec.4.59) (Ec.4.60) (Ec.4.61) (Ec.4.62)

Calculo de entalpia y entropía H = Hº - (Hº-H)

(Ec.4.63)

S = Sº - (Sº-S)

(Ec.4.64)

 A  D   Z  B1  2     H   RT 1  Z  1   ln A B Z B   8  1  2        S o  S    Rln Z  B   ln  P o   D ln  Z  B1 2   8 B  Z  B1  2    P   Z 3  Z 2  ( A  B  B 2 ) Z  AB  0

 H

o

(Ec.4.65) (Ec.4.66) (Ec.4.67)

Entalpía y Entropia del gas ideal a Po=1 at H  o

C

xi   H Toi 

 i 1



T



To

Cpi dT 



(Ec.4.68)

Página 35


S  o

C

 



xi  S Toi 

i 1

T

Cpi

To

T



 

dT  R ln xi 

(Ec.4.69) (Ec.4.70)

A 

C

C

 x x 1 k  i

j

ij

Ai A j

(Ec.4.71)

i 1 j 1

B 

C

 x B i

(Ec.4.72)

i

i 1



 1  mi 1 



i

Ai  0.45724 i Bi  0.07780

T / T ci  

(Ec.4.73)

 P / P ci  T / T ci 2

(Ec.4.74)

2

 P / P ci  T / T ci 

mi  0.37464  1.54226 i  0.26992 i2

(Ec.4.75) (Ec.4.76)

Calculo de diferencia de entropías entropías y entalpia según la ecuación ecuación de Soave Z 3  (1  B) Z 2  ( A  2 B  3 B 2 ) Z  ( AB  B 2  B 3 )  0

(Ec.4.77)

 H

 A  D   B   H   RT 1  Z  1   ln1   B  A   Z  

(Ec.4.78)

S

  P  D  Z   S    R ln Z  B  ln o   ln  P B Z B       

(Ec.4.79)

o

o

Los reglas de mezclado de A, B y el calculo de  i es la misma que la de Peng Robinson

Ai  0.42747 i Bi  0.08664

 P / P ci  T / T ci 2

 P / P ci  T / T ci 

k i  0.48508  1.5517 i  0.1561 i2

(Ec.4.80) (Ec.4.82) (Ec.4.83)

Página 36


4.3. COMPRESORES Los compresores son maquinas rotativas capaces de impulsar gases de un punto a otro aumentando a su vez la presión, permitiendo el desplazamiento del fluido y su suministro a mayor presión. Un compresor es una máquina de fluido que está construida para aumentar la presión y desplazar cierto tipo de fluidos llamados compresibles, tal como lo son los gases y los vapores. Esto se realiza a través de un intercambio de energía entre la máquina y el fluido en el cual el trabajo ejercido por el compresor es transferido a la substancia que pasa por él convirtiéndose en energía de flujo, aumentando su presión y energía cinética impulsándola a fluir. Al igual que las bombas, los compresores también desplazan fluidos, pero a diferencia de las primeras que son máquinas hidráulicas, éstos son máquinas térmicas, ya que su fluido de trabajo es compresible, sufre un cambio apreciable de densidad y, generalmente, también de temperatura; a diferencia de los ventiladores y los sopladores, los cuales impulsan fluidos compresibles, pero no aumentan su presión, densidad o temperatura de manera considerable.

Clasificación de los compresores compresores Principalmente se clasifican en compresores de desplazamiento volumétrico o desplazamiento positivo, y compresores de desplazamiento cinético o dinámico.

FIGURA 10: CLASIFICACIÓN DE LOS COMPRESORES

Fuente: (3). Página 37


Compresores reciprocante r eciprocantes. s. el compresor reciprocante se compone de uno o más cilindros cada uno con un émbolo o pistón que se mueve hacia adelante y hacia atrás, desplazando un volumen positivo con cada golpe. Éstos funcionan con el principio adiabático mediante el cual se introduce el gas en el cilindro por las válvulas de entrada, se retiene y comprime en el cilindro y sale por las válvulas de descarga, en contra de la presión de descarga. Los compresores alternativos pueden ser del tipo lubricado o sin lubricar. Si el proceso lo permite, es preferible tener un compresor lubricado, porque las piezas durarán más. Hay que tener cuidado de no lubricar en exceso, porque la carbonización del aceite en las válvulas puede ocasionar adherencias y sobrecalentamiento. Además, los tubos de descarga saturados con aceite son un riesgo potencial de incendio, por lo que se debe colocar corriente abajo un separador para eliminar el aceite. Los problemas más grandes en los compresores con cilindros lubricados son la suciedad y la humedad, pues destruyen la película de aceite dentro del cilindro.

Compresores centrífugos Según Morán y Shapiro (2004), el compresor centrífugo es una turbomáquina que consiste en un rotor que gira dentro de una carcasa provista de aberturas para el ingreso y egreso del fluido. El rotor es el elemento que convierte la energía mecánica del eje en cantidad de movimiento y por tanto energía cinética del fluido. En la carcasa se encuentra incorporado el elemento que convierte la energía cinética (EC), en energía potencial de presión (el difusor) completando así la escala de conversión de energía. Como su nombre lo implica este tipo de compresor comprime los gases por fuerza centrífuga más que por física. Esta acción es realizada principalmente por el rotor o impulsor que succiona los gases cerca al eje del rotor y es descargado por la apertura al filo exterior del rotor. Con la rotación del impulsor, el gas es succionado y llevado rápidamente a las cámaras del impulsor, donde es forzado al exterior por las secciones de la carcaza a través de fuerza centrifuga, el impulsor es operado a una alta rata de de velocidad por una fuerza conductora exterior, tal como un motor eléctrico, motor de gasolina, o turbina de vapor. Un compresor centrífugo puede tener uno o más impulsores. Los compresores con varias etapas son construidos de tal manera que la descarga de un impulsor o etapa entra a la succión de la siguiente. Si la velocidad del motor conductor no provee la velocidad y operación deseada del compresor, pueden usarse engranajes de incremento de velocidad o acoplamientos fluídicos para obtener condiciones de operación óptimas. Ya que no hay pistones o válvulas de succión interna de descarga, hay pequeños desgastes o golpeteo en la unidad. Los cojinetes principales en la carcaza que soportan el eje conductor son los componentes más sujetos a desgastes.

Página 38


Compresor Axial El compresor axial se desarrolló para utilizarse con turbinas de gas y posee diversas ventajas para servicios en motores de reacción de la aviación, así como tambien para procesos donde el volumen de gas procesado es muy alto. Su aceptación por la industria para instalaciones estacionarias fue lenta; pero se construyeron varias unidades de gran capacidad para altos hornos, elevadores de la presión de gas y servicios en túneles aerodinámicos. En los compresores de este tipo, la corriente de aire fluye en dirección axial, a través de una serie de paletas giratorias de un motor y de los fijos de un estator, que están concéntricos respecto al eje de rotación. A diferencia de la turbina, que también emplea las paletas de un motor y los de un estator, el recorrido de la corriente de un compresor axial va disminuyendo de área de su sección transversal, en la dirección de la corriente en proporción a la reducción de volumen del aire según progresa la compresión de escalón a escalón. Relación de compresión total

La relación de compresión es la relación que existe entre la presión de descarga del compresor y la presión de succión. Rc = P s /P /P d

(Ec.4.84)

Donde: Rc: relación de compresión. Pd: presión de descarga. Numero de etapas

El número de etapas se determina de acuerdo con la relación de compresión recomendable para compresores, este valor se encuentra entre (1.5-3), y la temperatura no debe sobrepasar los 300ºF Rc(por etapas) = Rc^1/n

(Ec.4.85)

Donde: n: Número de etapas.

Compresión Isentrópica (Pvk = const.) : Compresión Adiabática Adiabática reversible. Entropía constante, es ideal Compresión politrópica (Pvn = const.) : Es una compresión irreversible, la entropía no es constante Donde: P = presión absoluta Página 39


V = volumen molar k = Cp/Cv n = Constante que depende depende de las propiedades del gas, el enfriamiento al cuerpo del compresor y las pérdidas de energía debidos a la fricción y la irreversibilidad

Compresores centrífugos Características -

Es politrópica Cambios de forma de energía: de cinética a presión Los compresores centrífugos operan con velocidades de flujo de hasta 140 m 3/s y presiones de hasta 700 bars. Incrementan la energía cinética de un gas aumentando la velocidad tangencial del gas. En el compresor centrifugo la presión es aprox. constante para diferentes flujos

Ventajas del compresor centrífugo -

Alta disponibilidad, bajo mantenimiento mantenimiento Capacidad de manejo de grandes flujos Tolera el contenido de pequeñas cantidades de liquido y partículas en el gas Flujo más estable: más fácil la medición del caudal, el control Rango de flujo mayor: Se tiene un mayor rango de flujo a una presión relativamente constante

Desventajas del compresor centrífugo -

-

Rango en el peso molecular: Debe diseñarse teniendo en cuenta el rango de peso molecular a manejar Baja eficiencia para bajos flujos: El consumo de energía del compresor centrífugo por debajo de 1000 acfm es 20%-30% mayor que el reciprocante

Eficiencia politrópica de los compresores centrífugos y de flujo axial Para un compresor la eficacia viene dada por la relación entre la potencia isoentrópica (ideal) requerida y la potencia real requerida.

Eficiencia de Compresión: es la relación del requerimiento de trabajo teórico (usando un proceso establecido) y el trabajo actual requerido a ser hecho sobre el gas a comprimir. Tomando en cuenta pérdidas por fuga internas y fricción así como variaciones del proceso termodinámico teórico.

  

(Ec.4.86)

Potencia del Compresor Página 40


 −  ∗∗∗ ∗∗∗  BHP  ∗

(Ecc.4.87)

Donde: k = Cp/Cv Np = eficiencia politrópica R = 1545 / P.M. Z = compresibilidad promedio r = Relación de compresión Pd/Ps w = lb/min

Temperatura de salida Td

 6.332547/ 

(Ecc.4.88)

Donde: Ts = Temp. Succión L = perdida de calor hacia los alrededores, BTU/hr Q = SCFM, 60°F, 14.7 psia

El trabajo (W) para un proceso reversible mecánicamente se puede determinar a partir de la expresión: Proceso isotérmico PV= cte

.

Proceso adiabático/isontropico PV k = cte Proceso politropico PVn = cte

(Ec.4.89) .

(Ec.4.90) .

(Ec.4.91)

Balance de energía Psal. > Pent Solo se trabaja con gases: ya sea vapor v apor recalentado o como mínimo vapor saturado La energía potencial y cinética se desprecia debido a la disminución o aumento de presión (Hent - Hsal) + Q –W = 0

ṁ

(Ec.4.92)

Donde: Hent, Hsal= entalpia especifica molar de entrada y salida ṁ= flujo masico Q= flujo de calor W= flujo de calor Página 41


4.4. TURBO-EXPANSIÓN El expansor se usa para disminuir la presión de un gas a alta presión en la entrada y producir un gas a baja presión y alta velocidad. Un proceso de expansión implica convertir la energía interna del gas en energía cinética y finalmente en trabajo. Para el uso del Turboexpansor es necesario que exista una caída de presión en el flujo de gas.

4.4.1. PROCESOS DE TURBOEXPANDER FIGURA 11: TURBOEXPANSOR ACCIONAR UN COMPRESOR .

Fuente: http://es.wikipedia.org/wiki/Turboexpansor Un turboexpansor, también referido como un turbo-expansor o una turbina de expansión, es una turbina de flujo centrífugo o axial a través del cual se expande un gas de alta presión para producir trabajo que se utiliza a menudo para conducir un compresor. Dado que el trabajo se extrae del gas de alta presión de expansión, la expansión es aproximada por un proceso isentrópico y el gas de escape de baja presión de la turbina está a una temperatura muy baja, 150 C o menos dependiendo de la presión de funcionamiento y las propiedades del gas. Licuefacción parcial del gas expandido no es infrecuente. Turboexpansores se utiliza ampliamente como fuente de refrigeración de procesos industriales, tales como la extracción de etano y líquidos de gas natural a partir del gas natural, la licuefacción de los gases y otros procesos de baja temperatura. Turboexpansores actualmente en el rango de operación en tamaño desde aproximadamente 750 W a aproximadamente aproximadamente 7,5 MW.

4.4.1.1.

APLICACIONES

Aunque turboexpansores se utilizan muy comúnmente en los procesos de baja temperatura, que se utilizan en muchas otras aplicaciones también. En esta sección se discute uno de los procesos de baja temperatura, así como algunas de las otras aplicaciones.

Página 42

DISEÑO Y SIMULACION DE PROSESOS INDUSTRIAL ES II – PRQ-351 

Extracción de hidrocarburos líquidos a partir de gas natural

Este tipo de procesos ya fueron mencionados mencionados en el punto 3.3.3. PROCESOS CRIOGÉNICOS 

La generación de energía FIGURA 12: SISTEMA DE GENERACIÓN DE ENERGÍA USANDO UN TURBOEXPANSOR

Fuente: http://es.wikipedia.org/wiki/Turboexpansor La figura 12 representa un sistema de generación de energía eléctrica que utiliza una fuente de calor, un medio de enfriamiento, un fluido de trabajo que circula y un turboexpansor. El sistema puede adaptarse a una amplia variedad de fuentes de calor, tales como:  



Agua caliente geotérmica Los gases de escape de los motores de combustión interna quema de una gran variedad de combustibles Una variedad de fuentes de calor de residuos

Haciendo referencia a la Figura 3, el fluido de trabajo que circula se bombea a una presión alta y luego vaporizado en el evaporador por intercambio de calor con la fuente de calor disponible. El vapor de alta presión resultante fluye a la turbina de expansión donde se somete a una expansión isoentrópica y sale como una mezcla de vapor-líquido que se condensa a continuación en un líquido por intercambio de calor con el medio de enfriamiento disponible. El líquido condensado se bombea de vuelta al evaporador para completar el ciclo. El sistema en la Figura 12 es un ciclo de Rankine como se utiliza en centrales eléctricas de combustibles fósiles, donde el agua es el fluido de trabajo y la fuente de calor se deriva de la combustión de gas natural, aceite combustible o carbón utilizado para generar vapor de alta presión. El vapor de alta presión a continuación, se somete a una expansión isentrópica en una turbina de vapor Página 43


convencional. La turbina de vapor de escape de vapor se condensa en agua próxima líquido que se bombea de nuevo al generador de vapor para completar el ciclo. Cuando se utiliza un fluido de trabajo orgánico tal como el R-134a en el ciclo de Rankine, el ciclo se refiere a veces como un ciclo de Rankine orgánico. 

Sistema de refrigeración

FIGURA 13: SISTEMA DE REFRIGERACIÓN DE TURBOEXPANSOR, COMPRESOR Y UN MOTOR.

Fuente: http://es.wikipedia.org/wiki/Turboexpansor La figura 13 representa un sistema de refrigeración con una capacidad de aproximadamente 100 a 1000 toneladas de refrigeración. El sistema utiliza un compresor, una turbina de expansión y un motor eléctrico. Dependiendo de las condiciones de funcionamiento, la turbina de expansión reduce la carga sobre el motor eléctrico alrededor de un 6 a un 15% en comparación con un sistema de refrigeración por compresión de vapor convencional que utiliza una válvula de expansión de estrangulamiento en lugar de un turboexpansor. El sistema emplea un refrigerante a alta presión, tales como:  

Clorodifluorometano Clorodifluorometano conocido como R-22, con un punto de ebullición normal de -47ºC 1,1,1,2-tetrafluoroetano 1,1,1,2-tetrafluoroetano conocido como R-134a, con un punto de ebullición normal de -26ºC.

Como se muestra en la Figura 13, vapor de refrigerante se comprime a una presión más alta que resulta en una temperatura más alta también. El calor, el vapor comprimido se condensa entonces en un líquido. El condensador es donde el calor es expulsado del refrigerante que circula y se deja llevar por cualquier medio de refrigeración se utiliza en el condensador. Página 44


El líquido refrigerante fluye a través del turboexpansor donde se vaporiza y el vapor se somete a una expansión isoentrópica que se traduce en una mezcla de baja temperatura de vapor y líquido. La mezcla de vapor-líquido se encamina entonces a través del evaporador donde se vaporiza por el calor absorbido desde el espacio que está siendo enfriado. El refrigerante vaporizado fluye a la entrada del compresor para completar el ciclo. 

La recuperación de energía en el craqueo catalítico fluido

El gas de combustión de la combustión de un regenerador de catalizador de craqueo catalítico fluido está a una temperatura de aproximadamente 715 C y a una presión de aproximadamente 2,4 barg. Sus componentes gaseosos son principalmente monóxido de carbono, dióxido de carbono y nitrógeno. Aunque el gas de combustión ha sido a través de dos etapas de ciclones para eliminar los finos de catalizador arrastrados, que aún contiene algunos finos de catalizador residuales.

FIGURA 14: SISTEMA DE RECUPERACIÓN DE ENERGÍA EN UNA UNIDAD DE CRAQUEO CATALÍTICO FLUIDO

Fuente: http://es.wikipedia.org/wiki/Turboexpansor http://es.wikipedia.org/wiki/Turboexpansor La Figura 14 muestra cómo se recupera la energía y de enrutamiento utilizada por el gas de combustión del regenerador a través de un turboexpansor. Después de las salidas de gases de combustión del regenerador, que se enruta a través de un separador de catalizador secundario que contiene tubos de remolino diseñados para eliminar 70 a 90 por ciento de los finos de catalizador residuales. Esto es necesario para evitar daños a la erosión de la turboexpansor. Como se muestra en la Figura 14, la expansión de los gases de combustión a través de un turboexpansor proporciona suficiente potencia para accionar el compresor de aire de combustión del regenerador. El motor-generador eléctrico en el sistema de recuperación de energía puede consumir o producir energía eléctrica. Si la expansión de los gases de combustión no proporciona suficiente potencia para accionar el compresor de aire, el motor-generador eléctrico provee la energía adicional Página 45


necesaria. Si la expansión de los gases de combustión proporciona más energía que la necesaria para accionar el compresor de aire, que el motor eléctrico-generador convierte el exceso de energía en energía eléctrica y la exporta al sistema eléctrico de la refinería. La turbina de vapor se muestra en la Figura 5 se usa para accionar el compresor de aire de combustión del regenerador durante la creación de empresas de la planta de craqueo catalítico fluido hasta que haya suficiente combustión de gases de combustión para hacerse cargo de esa tarea. El gas de combustión expandido se encamina entonces a través de una caldera generadora de vapor donde el monóxido de carbono en el gas de combustión se quema como combustible para proporcionar vapor para uso en la refinería. El gas de combustión de la caldera de CO se procesa a través de un precipitador electrostático para eliminar la materia particulada residual. El ESP elimina las partículas en el intervalo de tamaño de 2 a 20 micrómetros de los gases de combustión.

4.4.1.2. TIPOS Turboexpansores Turboexpansores se puede clasificar por la carga de dispositivo o cojinetes. Tres dispositivos de carga principales utilizados en turboexpansores son compresores centrífugos, generadores eléctricos o frenos hidráulicos. Con los compresores centrífugos y los generadores eléctricos de la potencia en el eje de la turbina de expansión se recupera ya sea para volver a comprimir el gas de proceso o para generar energía eléctrica la reducción de facturas de servicios públicos. Frenos hidráulicos se utilizan cuando el turboexpansor es muy pequeña y la cosecha de la potencia en el eje no es económicamente justificable. Los rodamientos utilizados son o bien los rodamientos de aceite o cojinetes magnéticos. Aplicaciones y rangos de operación:    

Turboexpansor/Compresor de 100 a 17000 Kw (Aplicaciones con gas Natural) Turboexpansor/Compresor Turboexpansor/frenoo hasta 100 Kw (Aplicaciones con Aire) Turboexpansor/fren Turboexpansor/Generadores Turboexpansor/G eneradores eléctricos de 100 a 17000 Kw (Aplicaciones con gas Natural) Turboexpansor/Generadores Turboexpansor/G eneradores eléctricos de 100 a 17000 Kw (Aplicaciones con vapor).

Eficiencia

(),   (),

(Ec.4.93)

Página 46


Balance de energía: Hay una pérdida de velocidad y se gana presión. La energía cinética se toma encuenta debido al existencia de velocidad y la energía potencial despreciable. No entrega trabajo. Considerar adiabático en algunos casos

 <  Pent < Psal.

     

(Ecc.4.94)

Donde: v= velocidad del fluido gc= factor de conversión H= entalpia especifica

4.5. VALVULAS Controlan los caudales de las distintas corrientes implicadas en el proceso, además de las condiciones internas de presión de depósitos y recipientes.

Tipos de válvulas 

Válvulas de Compuerta: La caída de presión es mínima. Su instalación es independiente del sentido del flujo. Aplicaciones: Servicio general, aceites y petróleo, gas, aire, pastas semilíquidas, líquidos espesos, vapor, gases y líquidos no condensable c ondensables, s, líquidos corrosivos. Ventajas - Alta capacidad. - Bajo costo. - Diseño y funcionamiento sencillos. - Poca resistencia a la circulación. Desventajas - Control deficiente de la circulación. - Produce cavitación con baja caída de presión. - Debe estar cubierta o cerrada por completo.



Válvulas de globo: Son unidireccionales, son utilizadas como válvulas de regulación. Debido a su alta caída de presión, aun cuando se encuentre totalmente abierta, adaptables a las más altas exigencias de servicio. Aplicaciones: Servicio general, líquidos, vapores, gases, corrosivos, pastas semilíquidas. Página 47


Ventajas - Control preciso de la circulación. - Disponible con orificios múltiples.



Desventajas - Gran caída de presión. - Costo relativo elevado . Válvulas de bola: Está limitada a las temperaturas y presiones que permite el material del asiento. Aplicaciones: Se pueden emplear para vapor, agua, aceite, gas, aire, fluidos corrosivos, materiales pulverizados secos, altas temperaturas, pastas semilíquidas. Ventajas - Bajo costo. - Alta capacidad. - Corte bidireccional. - Circulación en línea recta. - Pocas fugas. - Se limpia por sí sola. Desventajas - Alta torsión para accionarla. - Susceptible al desgaste de sellos o empaquetaduras. Válvulas de mariposa : El uso es para servicio de corte y de estrangulación cuando se manejan grandes volúmenes de gases y líquidos a presiones relativamente bajas. Aplicaciones: Pastas semilíquidas, líquidos con sólidos en suspensión, Servicio general, líquidos, gases. y baja caída de presión. Ventajas - Ligera de peso, compacta, bajo costo. - Requiere poco mantenimiento. - Alta capacidad. - Circulación en línea recta. - Se limpia por sí sola. Desventajas - Alta torsión (par) para accionarla. - Capacidad limitada para caída de presión.



Válvulas de apriete o de compresión : Se pueden utilizar para servicio de corte o de estrangulación, que puede variar del 10% al 95% de su capacidad especificada de flujo. Poca caída de presión para temperaturas moderadas y para paso de pastas aguadas. Página 48


Aplicaciones: Pastas semilíquidas, lodos y pastas de minas, líquidos con grandes cantidades de sólidos en suspensión, sistemas para conducción neumática de sólidos, servicio de alimentos. Ventajas - Bajo costo. - Poco mantenimiento. mantenimiento. - No corrosiva y resistente a la abrasión. Desventajas Aplicación limitada para vació. Difícil de determinar el tamaño. 

Válvula de diafragma Aplicaciones: Fluidos corrosivos, materiales pegajosos o viscosos, pastas semilíquidas fibrosas, lodos, alimentos, productos farmacéuticos. Ventajas - Bajo costo. - No hay posibilidad de fugas por el vástago. - Inmune a los problemas de obstrucción, corrosión Desventajas - Diafragma susceptible de desgaste. - Elevada torsión al cerrar con la tubería llena. Dimensionamiento Dimensionamiento de válvulas de control: El método más aceptado para el dimensionamiento es conocido como el Procedimiento de Cv. Cuando la caída de presión a través de la válvula se mantiene constante.

Las fórmulas básicas para el cálculo de Cv son: Líquidos:

  ∆   − 

(Ecc.4.95)

Vapor de agua:

  +.. √     

(Ecc.4.96)

Gases:

1360 1360 −+

(Ecc.4.97)

Donde:

Página 49


F: Caudal. Para líquidos en (gal/min), para vapor en (lb/h) y para gases en (ft3/seg) estándar (60 °F y 14.7 psia) ΔPV: Pérdida de carga en la válvula válv ula en (psig) P1: Presión aguas arriba (psia) P2: Presión aguas abajo (psia) γ: Densidad relativa del líquido respecto del agua a 60 °F Tsh: Recalentamiento del vapor respecto de las condiciones de saturación (°F). Vale cero para vapor saturado. G: Densidad relativa del gas respecto al aire a 60 °F y 14.7 psia T1: Temperatura del gas a la entrada de la válvula Cv: Coeficiente de Flujo de la válvula y depende del tipo, diámetro y grado de apertura de este dispositivo. Esto sólo se aplica cuando el régimen de flujo es subcrítico y turbulent o. o. Si el régimen es viscoso o de transición se deben aplicar otras fórmulas. Para un tipo determinado de válvula, el coeficiente Cv es proporcionado por el fabricante y depende del diámetro (d) y de la apertura (x): Cv = Cv(d,x

(Ec.4.98)

Pérdida de presión debida a válvulas y accesorios Cualquier obstáculo en la tubería cambia la dirección de la corriente en forma total 0 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.

FIGURA 15 – REPRESENTACIÓN DE LA VALVULA

La pérdida de energía cuando un fluido circula por una válvula se calcula de la siguiente manera: hL=K*(v2/2g)

(Ec.4.99)

Caudal del fluido Q=A*v



Está siempre asociado con el diámetro al cual se refiere la velocidad. En la mayor parte de las válvulas o accesorios las pérdidas por fricción a lo largo de la longitud real de flujo, son mínimas Por ello, el coeficiente de resistencia K se considera independiente del factor de fricción y del número de Reynolds

Ecc. de Bernoully, ecc. de energía entre los puntos 1 y 2: de la figura 9

 1   ℎ   1     

(Ec.4.101)

Donde: hL= perdida menor K= coeficiente de resistencia v= velocidad promedio del flujo en el tubo en la vencidad donde ocurre la perdida menor Q= caudal del fluido P1, P2= presión a la entrada y salida A= área

Coeficiente de resistencia K=(Le/D)fr Donde: Le= longitud equivalente fr= factor de fricción en la tubería a la que que está conectada la válvula

(Ec.4.102)

Para calcular la pérdida de energía energía que provoca la caída de presión presión a través de una válvula: Válvula de globo K= 340fr (Ec.4.103) Válvula de ángulo K=150fr (Ec.4.104) Válvula de compuerta K=8fr (Ec.4.105) Válvula de verificación Tipo giratoria K=100fr (Ec.4.106) Tipo bola K=150fr (Ec.4.107) Válvula de mariposa Válvula de 2 a 8 pulg. K=45fr (Ec.4.108) Válvula de 10 a 14 pulg. K=35fr (Ec.4.109) Válvula de 16 a 24 pulg. K=25fr (Ec.4.110) Válvula de pie de alcachofa Tipo disco de vástago K=420fr (Ec.4.111) Tipo disco de vástago K=75fr (Ec.4.112) Página 51


Las válvulas de alivio o de seguridad Su misión es evitar una explosión, el fallo de un equipo o tubería o tubería por un exceso de presión.

Tipos de válvulas: 1. Sprind-loaded: Es usada en la refinería para la mayoría de los servicios -

Válvula de seguridad Convencional Convencional

2.

Operadas por un piloto (piloteadas) Ventajas:  Menos sensible a la contrapresión  Tecnología más flexible Desventajas:  Más difícil de instalar  Más delicada  Limitada para servicios de menor temperatura  Metalurgia limitada

Disco de ruptura Elemento diseñado para romperse a una determinada presión (80-90% de la presión especificada) Desventajas:  Una vez que el dispositivo alivia la presión no se puede cerrar  Sensible a la contrapresión, temperatura y agentes corrosivos 3.

Ecuación para el flujo de vapor

/ ^. RA  W    K

(Ec.4.113)

Donde: RA= Área requerida del orificio, plg2 W = Flujo de vapor, Lb/hr C = Coeficiente de flujo Pacc = Presión acumulada, psia Kb = Factor de corrección para la contrapresión T = Temperatura, °R Z = factor de compresibilidad PM = peso molecular

Ecuación para el flujo de líquido

−.   SG/−. RA  SG/.  K K K  K K K

(Ec.4.114)

Donde:

Página 52


RA= Área requerida del orificio, plg2 gpm = Flujo de líquido, gpm Kd = Coeficiente de descarga Kp = Factor de corrección de sobrepresión Kv = Factor de corrección de viscosidad v iscosidad SpGr = Gravedad específica Pset = set de presión, psig Pb = Contrapresión, psig Pacc = Presión acumulada, psia

Balance de energía Pent ˃ Psal La válvula no entrega trabajo porque no tiene un eje, es adiabático porque es un pequeño equipo. La energía potencial y cinética es despreciable (Hent - Hsal) = 0 Hent = Hsal Donde: Hent, Hsal = entalpia especifica molar de entrada y salida ṁ

4.6.

(Ec.4.115)

DIVISOR DE CORRIENTES

Un divisor de corrientes simula el fraccionamiento del flujo de una corriente que fluye a través de una tubería en varias corrientes. Un diagrama para un divisor de corrientes en dos corrientes se muestra en la Figura

el balance de materia para cada uno de los C componentes componentes es (Ec.4.116) Donde z, las composiciones en la corriente de alimento, X’ es las composiciones composiciones en las corrientes de salida

F, es el flujo f lujo de la corriente de entrada F1 y F2, son los flujos de las corrientes de salida i

El balance de energía es dado por (Ec.4.117) Página 53


Donde: H, h1, h2 = entalpias Q = calor

4.7. MEZCLADOR DE CORRIENTES Los mezcladores de corrientes representan la operación de suma de corrientes cuyos fluidos pueden tener distintas composiciones, temperaturas y estados de agregación. Un diagrama de un mezclador de corriente se muestra en la Figura

(Ec.4.118) Donde: X, fracción molar, i, el primer número del subíndice relativo al componente componente y el segundo número relativo a la corriente, el balance de materia para cada uno de los C componentes es

El balance de energía en el proceso de mezclado simplificado es (Ec.4.119) Donde: H, h1, h2 = entalpias especificas Q = calor

4.8. INTERCAMBIADORES DE CALOR Tubos y coraza. Otro tipo común de intercambiador que se encuentran en las aplicaciones industriales FIGURA 16 – INTERCAMBIADOR DE CALOR

Página 54


Ecuaciones generales a usarse: Se desea obtener una expresión que relacione el calor total transferido en el intercambiador con la diferencia de temperatura entre los fluidos caliente y frío fr ío

QU∗A∗DTLM

(Ec.4.12)

Para Tubos Concéntricos: 30 ≤ A ≤ 300 ft2

QUo∗Ao∗DTLM Aoπ∗do∗L∗Np

(Ec.4.121)

(Ec.4.122)

Donde: L= longitud del tubo Np= nro de pasos Para coraza y tubos: 300 ≤ A ≤5000 ft2

QUo∗Ao∗DTLM∗Ft Aoπ∗do∗L∗Nt

(Ec.4.123)

(Ec.4.124)

Donde: Ft= corrección del DTLM (tablas) Nt= nro de tubos= f (do, Di, arreglo, pasos) Coeficiente global de transferencia de calor:

    +∗  ∗  +  ++

(Ec.4.125)

∗ ∗ 

Donde:

, ,   Factor de Incrustac Incrustaciión o ensuci ensuciamiento lado interi nterior y exteri exterior deldel tubo. k= coeficiente de transferencia de calor por conducción de la pared hi , ho = coeficiente de transferencia de calor por convección del fluido do,di = diámetro externo e interno DTLM (diferencia de temperatura logarítmica media): Para fluido en contracorriente:  

−− DTLMc −

(Ec.4.126)

Para fluido en paralelo: Página 55


 −− DTLMp −  

(Ec.4.127)

Calor del fluido caliente:

qiwi∗cp∗t1t2

(Ec.4.128)

Donde: t1,t2 = temperaturas del fluido interno de entrada y salida (caliente) wi= caudal de flujo caliente

Calor del fluido frio:

qowo∗CP∗T1T2

(Ec.4.129)

Donde: T1,T2 = temperaturas del fluido externo de entrada y salida (frio) wi= caudal de flujo frio En caso de condensación del fluido de proceso:

qw∗λ

(Ec.4. 130)

Donde:

λ= coeficiente de calor latente

w= cantidad de fluido condensado

TABLA Nº 3 - Arreglo “pattern” Característica Arreglo Baja caída de presión Cuadrado ( efectivo solo a en el lado casco bajo número de Re) Ensuciamiento en el Cuadrado ( es más facil de casco limpiar Ebullición en el casco Cuadrado ( previenen el horizontal manto de vapor) Disminución en tamaño del casco

el Triangular (Se pueden agregar hasta el 15% más de tubos)

Separación “pitch” -

Menor pitch: Mayor U, menor casco (barato), mayor ΔP , más difícil de limpiar

-

TEMA Mínimo Pitch : 1.25 x OD

Página 56


Coeficiente de transferencia de calor del lado tubos Ecuación de Dittus-Doelter hi = 0.023 ( k / D i ) ( Cp μ / k ) 1/3 ( ρv Di / μ )0.8

(Ec.4. 131)

Coeficiente de transferencia de calor lado casco Ecuación del Kern ho = 0.36 (k / De) (Cp μ / k )1/3 ( ρv Di / μ )0.56 ( μ/ μw)0.14

(Ec.4. 132)

4.9. ENFRIADOR Es una unidad en la cual una corriente de proceso intercambia calor con agua o aire sin que ocurra cambio de fase

Enfriadores de aire Los enfriadores de aire consisten de uno o más ventiladores de flujo axial, velocidades relativamente bajas y diámetros grandes, que forzan o inducen al aire a fluir a través de un banco de tubos, generalmente con aletas. La configuración básica de una unidad es un banco de tubos aleteados montado sobre una estructura de acero con una cámara de pleno y un anillo vénturi, un motor y otros accesorios como persianas, guardaventilador, alambrado e interruptores de vibración. La selección entre enfriadores de aire o intercambiadores convencionales de tubos y carcaza, depende del balance económico, el cual debe considerar en la inversión inicial, los costos de las facilidades requeridas dentro y fuera del área, para la instalación de los equipos y los costos de operación de los mismos. En general, los enfriadores de aire resultan especialmente atractivos en aquéllas localidades donde el agua escasea o requieren un tratamiento costoso como una torre de enfriamiento, donde las leyes de contaminación ambiental establezcan requisitos estrictos para los efluentes de agua, donde la expansión de los sistemas de agua deenfriamiento sea necesaria, o donde la naturaleza del medio enfriante cause taponamientos frecuentes o problemas de corrosión. En resumen, estas unidades requieren una inversión inicial mas alta que los enfriadores de agua pero los costos de operación y mantenimiento son menores. Estos equipos se utilizan con frecuencia en combinación con enfriadores de agua, cuando se requiere remover una gran cantidad de calor. Página 57


FIGURA 17: ENFRIADORES POR AIRE.

Fuente: (13). En este caso los enfriadores de aire remueven primero la mayor parte del calor y el enfriamiento final se consigue con los de agua. También pueden utilizarse como enfriadores de emergencia en caso de requerirse un bombeo rápido de una corriente de proceso. Estas unidades aún con el ventilador apagado, son capaces de remover por convección natural entre 15 y 35% del calor de diseño, dependiendo dependiendo del rango de temperatura de la corriente de proceso entrando al enfriador. Los enfriadores de aire ocupan un área relativamente grande. Por lo tanto, estas unidades se instalan normalmente encima de los tendidos de líneas y de los equipos de proceso, tales como tambores e intercambiadores. Cuando se considere la instalación de enfriadores de aire, se debería tomar en cuenta el efecto que puedan tener las pérdidas de calor de los equipos circundantes, en la temperatura de entrada del aire .

TABLA Nº 4 – COMPARACION DE ENFIRAMIENTO CON AGUA Y AIRE Enfriamiento con Agua Tuberías y Mantenimiento del sistemas de enfriamiento Torre de enfriamiento ( o metalurgia costosa para el agua de mar) Se requiere bombas Capacidad limitada ( tuberías, torre de enfriamiento, bombas) Reducida área para su instalación

Enfriamiento con Aire No se requiere r equiere tuberías ni mantenimiento Aire para el enfriamiento es gratis

Solo se requiere ventiladores Capacidad ilimitada ( Se pueden agregar fácilmente más enfriadores) Se requiere una gran área para su instalación Sistemas costosos para construir y expandir El aire es gratis. Solo se debe pagar los ventiladores FUENTE: Estándar: API 661, Enfriadores con aire para servicios generales en refinerías Página 58


Arreglo y tipos de enfriadores con Aire Tiro forzado: El aire es forzado o empujado a través del haz de tubos Ventajas Bajo consumo de potencia ( aire frío) Mejor acceso para el ventilador y las aspas Fácilmente adaptable a la recirculación en el invierno Desventajas No muy buena distribución de aire como en el inducido Baja velocidad del aire caliente, lo que permite la recirculación del aire caliente Baja capacidad para el tiro natural

Tiro inducido: El aire es aspirado a través del haz de tubos Ventajas Muy buena distribución de aire El aire caliente es soplado fuera del haz de tubos El haz es protegido en la parte superior s uperior por el plenum y el ventilador Tiene una “chimenea”, que mejora el tiro natural ( en caso de falla del ventilador) Desventajas Alto consumo de potencia ( aire caliente) La temperatura de salida del aire debe ser limitada ( prevenir daños en el ventilador) El mantenimiento del ventilador causa daños en el haz Difícil mantenimiento del ventilador ( aire caliente, accesibilidad ) MLDT = [(T1- t2) – (T2- t1 )] / ln [ (T1 – t2) / (T2-t1)] 133)

(Ec.4.

FIGURA 18: REPRESENTACIÓN DE TRANSFERENCIA DE CALOR.

t T

T t ,

Página 59


Factor de corrección por el flujo cruzado, F F se calcula para el rango de temp. con los factores R y P R = (T1 – T2) / (t2-t1) 134)

(Ec.4.

P = (t2 – t1) / (T1 – t1) 135)

(Ec.4.

Tcorr = F x MLDT 136)

(Ec.4.

4.10.

DESTILACIÓN FLASH (SEPARADOR)

La operación de Separación (Separator) permite varias entradas y produce una corriente de vapor y una de líquido con diferentes concentraciones. En estas unidades también se llevan a cabo reacciones

Equilibrio líquido-vapor: Se alcanza cuando la temperatura, la presión y la composición de las fases tengan un valor constante en el tiempo.

∑=   1 ∑=   1

(Ec.4. 137) (Ec.4. 138)

Donde: xi = Fracción molar del componente B en la fase líquida yi = Fracción molar del componente A en la fase vapor

Volatilidad relativa (α) 



y * 1  y * x 1  x 



y * 1  x 

(Ec.4.139)

x1  y *

Cuando la curva de equilibrio toca la diagonal, la volatilidad relativa es igual a 1 y no podrán separar por destilación

Equilibrio de fases: líquido y vapor

  

(Ec.4.140)

Comportamiento Comportamiento Ideal Página 60


1. Gas ideal -

No existen fuerzas atractivas o repulsivas entre ellas. El choque no altera la energía cinética de las mismas. Cada molécula constituyente del gas conserva sus propiedades sin verse vers e afectada por la presencia de otras

2. Solución ideal -

El volumen de una solución a una presión y temperatura es igual a la suma de los volúmenes de sus constituyentes puros a las mismas condiciones

Ley de Raoult y ley de Dalton Cuando la solución es ideal y el vapor saturado o los componentes componentes son gases perfectos Ley de Raoult. (Fase liquida) P a  X a P a

0

(Ec.4.141)

Ley de Dalton (fase vapor) (Ec.4.142)

P a  Y a P

Combinando las dos expresiones: 0

Y a / X a  P a / P  K a

(Ec.4.143) Donde: P= presión total absoluta del sistema Pa= presión parcial de componente a en vapor Pao= presión de vapor o saturación, del componente puro a en una temperatura dada Ya= fracción mol, componente a en vapor Xa= fracción mol, componente componente a en liquido Ka= constante de equilibrio de a (T, P, Xa, Ya)

Comportamiento Comportamiento Real: Es necesario otro tratamiento para para las mezclas que tienen una desviación del comportamiento ideal ideal por medio de la definición de nuevas variables y propiedade propiedadess que permitan. -

conocer las diferencias con las condiciones reales corregir las primeras aproximaciones aproximaciones que dependen dependen únicamente únicamente de las las propiedades propiedades de los compuestos puros constituyentes de la mezcla de gases ideales o de la solución ideal. Página 61


Métodos Heterogéneos para el cálculo de K -

Se aplican normalmente a sistemas de baja presión El comportamiento de la fase vapor es similar al de gas ideal Fue desarrollado para representar la fase líquida y el equilibrio de mezclas de compuestos polares

γ 

(Ec.4.144)

γL= Coeficiente de actividad de la fase líquida (Desviación de la idealidad de la fase líquida)

Representa el equilibrio de fases por la ecuación de estado, la cual se usa para calcular la fugacidad

FIGURA 19 – COLUMNA DE DESTILACIÓN Columna de destilación

Condensador Condensador parcial

Condensador Condensador parcial a reflujo total

hervidor parcial

Página 62


Dispositivos de contacto FIGURA 20 – ESTRUCTURA INTERNA DE LA COLUMNA DE DESTILACIÓN L0 x0

V 1 y1 1 2 3 Ln-1 xn-1

n-1

n

yn

n Ln xn

N+1

yN+1 -

-

-

n+1

n+1

yn+1

LN xN

Generalmente los equipos de contacto líquido-vapor son cascadas verticales a contracorriente, en donde el vapor (V) asciende a través del equipo, mientras que el líquido (L) hace lo contrario. c ontrario. Cada flujo y composición dentro del sistema es identificado, colocándole el subíndice de la etapa de la cual provienen. El flujo de líquido que entra a la etapa 1, es denominado denominado L 0, en virtud de la suposición de que viene de una etapa cero hipotética. La última etapa es denominada como la etapa N y es donde el líquido abandona la cascada. La etapa anterior a ésta será la N-1. El vapor que entra a la cascada proviene de un etapa supuesta N+1 y sale del sistema por la etapa

Las torres de platos son cilindros verticales en que el líquido y el gas se ponen en contacto en forma de pasos sobre platos. El líquido entra en la parte superior y fluye en forma descendente descendente por gravedad. En el camino, fluye a través de cada plato y a través de la bajante al plato inferior. El gas pasa hacia arriba, a través de orificios del plato; entonces burbujea a través del líquido para formar una espuma, se separa de la espuma y pasa a plato superior. El efecto global es un contacto múltiple a contracorriente entre el gas y el líquido. Cada plato en la torre es una etapa, puesto que sobre el plato se ponen los fluidos en contacto íntimo, ocurre la difusión interfacial y los fluidos se separan.

Características: -

En el plato el líquido es continuo y el vapor es discontinuo, en la sección empacada se invierte Página 63

DISEÑO Y SIMULACION DE PROSESOS INDUSTRIAL ES II – PRQ-351 -

La columna con platos se tiene un alto inventario de líquido (Mayor tiempo de residencia) El empaque tiene una menor caída de presión (torres de vacío) Los platos toleran más los sistemas con alto contenido de sólidos y es más fácil de limpiar Columnas de diámetro pequeño (Empaque) de gran diámetro (platos) El plato presenta una mayor flexibilidad a cambios en el caudal de líquido

Diámetro de la torre: El diámetro interno de la columna debe ser seleccionado para suministrar un área adecuada de la bajante y de burbujeo para evitar restricciones de flujo del líquido y del vapor -

-

-

El diámetro de la torre depende de las cantidades de líquido y gas que fluyen a través de la torre por unidad de tiempo. su Área transversa debe ser lo suficientemente grande para manejar el flujo del gas y del líquido dentro de la región de operación satisfactoria la velocidad superficial del gas VF (flujo volumétrico del gas / sección transversal neta para para el flujo An) está relacionada con las densidades del fluido. La sección transversal neta An es la sección transversal de la torre At menos el área de las bajantes (Ad en el caso de un plato de flujo transversal). (Ecc.4.145)

Donde: ρL = densidad del liquido ρG = densidad del gas

Vf = flujo volumétrico del gas Cf = es una constante empírica, cuyo valor depende del diseño del plato. Valores apropiadamente pequeños de V F se utilizan en el diseño real, para líquidos líquidos que no hhacen acen

Espaciamiento Espaciamiento entre platos: Mientras mayor sea la distancia entre los platos la bajante tendrá mayor capacidad para desenganchar el vapor del líquido . Valores recomendados TABLA Nº 5 – ESPACIMIENTO DE LOS PLATOS

Página 64


Numero de pasos Si todas las columnas fueran diseñadas con un solo paso el diámetro de la columna sería demasiado grande para un diseño de flujo alto de líquido.

-

Caída de presión del plato P

 total

= P plato seco + Phidráulico (Normal de 4 a 6 mm Hg )

P

 plato seco

P

 hidráulico

= K*( ρv / ρL )* Vg2

= AF * WH +0.4*(GPM / WL)0.67

(Ec.4.146) (Ec.4.147) (Ec.4.148)

Donde: P plato seco =caída de presión presión de plato seco, expresado expresado en pulgadas pulgadas de líquido claro P hidráulico =caída de presión hidráulico en el plato, expresado en pulgadas de líquido. K = coeficiente del orificio, el cual puede estar entre 0.3 para platos perforados y 0.6 a 0.95 para platos de válvulas ρv = Densidad del vapor, lb / pie 3 ρL = Densidad del líquido, lb / pie3

Vg = velocidad del vapor o el gas a través de los orificios del plato, pies/s AF = Factor de aireación, típicamente es 0.5 WH = altura del vertedero, en plg GPM = flujo de líquido del plato, en GPM. WL = longitud del vertedero en pulgadas pulgadas

TABLA Nº6 – CAIDA DE PRESION POR PLATOS

Número de Platos Teóricos El número de platos teóricos o etapas en el equilibrio en una columna o torre sólo depende de lo complicado de la separación que se va a llevar a cabo y sólo está determinado por el balance de materia y las consideraciones acerca del equilibrio. Página 65


Eficiencia de plato Eficiencia de plato = Platos teóricos / Platos Requeridos

(Ec.4.149)

Balance de materia y de calor en la columna FIGURA 21 – ANÁLISIS DE UNA COLUMNA PARA MODELAMIENTO

F

B

Envolvente 1 Balance de Masa global:

F=B+D

(Ec.4.150) (Ec.4.15 0)

Para el componente clave

xF = yD + zB

(Ec.4.151)

Balance de Calor

F HF + QH = DHD + BHB + QC

(Ec.4.152)

Envolvente 2 Balance de Masa

V3 + L0 = V1 + L2

(Ec.4.153)

Balance de Calor

V3 Hv3 + L0 HL0 = V1 Hv1 + L2 HL2



Envolvente 3 Balance de Masa

V5 + L3 = V4 + L4

(Ec.4.155)

Balance de Calor

V5 Hv5 + L3 HL3 = V4 Hv4 + L4 HL4 Donde: F = Alimento, mol D = Destilado, mol B = Fondos, mol x = Fracción molar del componente componente clave en F y = Fracción molar del componente componente clave en D z = Fracción molar del componente componente clave en B

(Ec.4.156)

REHERVIDORES El líquido que entra al rehervidor es una mezcla del líquido del plato y del líquido del rehervidor El % de vaporizado determina la temperatura del rehervidor y la circulación del líquido depende del duty la temperatura y el % de vaporizado a la salida del rehervidor permanecerán constantes. La temperatura es el punto de burbuja de los fondos. Se comporta como una etapa adicional de una columna Cálculo del área

Se debe usar la temperatura de salida y entrada de proceso para el cálculo de la MLTD para rehervidores de circulación natural. Para tubos lisos, el máximo flux (Q/A) es 15000 Btu/h.pie2 Selección de la presión

se fija a la menor presión de la cima de la columna más 0.1 psi por plato más alguna contingencia necesaria en la operación a máximo nivel

CONDENSADOR 1. Condensación Condensación Total Intente evitar especificar el grado de subenfriamiento. Especifique la temperatura de salida del condensador como: Punto de burbuja + contingencia Al reducirse el área para condensación la presión de condensación aumenta para lograr la condensación de todo el vapor con una menor área, aumentando la presión de la cima de la columna. 2. Condensación Condensación Parcial Una menor presión favorece volatilidad relativa en una columna. Máxima presión limitada por condiciones cercanas a la crítica o de descomposición térmica de los fondos Caída de presión Valores típicos usados para determinar la hidráulica de una columna Página 67


TABLA Nº 7 – DETERMINACIÓN HIDRÁULICA DE LA COLUMNA Servicio Condensador con agua Condensador de aire Línea de cima, psi/100´ Válvula de control @ la entrada del condensador

Mínima, psi Promedio, psi 3.0 4a6 2.0 3a5 0.1 0.2 a 0.5 1.0 1.5 a 2.5

4.11. Separadores de flash. Un separador de fases instantáneo simula la evaporación súbita de una o varias corrientes. El caso típico es el flujo a través de una restricción cuya caída de presión en forma adiabática provoca una vaporización parcial, debida a lo cual en un tanque posterior puede lograrse la separación en las fases líquido y vapor, respectivamente. En el moldeamiento de un separador de fases se asume que:  El líquido y el vapor tienen el tiempo de contacto suficiente para lograr el equilibrio  La presión de líquido y vapor son las del tanque separador, es decir, que no hay caída de presión  Existe solo una fase líquida y vapor y 

No existen reacciones químicas

FIGURA 22. SEPARADOR FLAS ADIABÁTICO E ISOTÉRMICO

Fuente: (25) Página 68


Las ecuaciones de un modelo, en estado estacionario, para un separador instantáneo son: Balances de materia para cada uno de los C componentes (C ecuaciones), se considera en toda el sistema T=TV=TL y P=PV=PL Balance de materia

F ∗ Z ∗Y ∗X F ∗ H ∗H ∗H Y ∗X −  0 ∑= +∗ −

Balance de energía

Relación de equilibrio

(Ec.4.157)

Ecuacion de rachford rise

(error permitido)

(Ec.4.158) (Ec.4.159) (Ec.4.160)

Otras ecuaciones

  +∗ −    ∑= 1 ∑= 1 ∑=   1 ,

,

,

,

(Ec.4.161) (Ec.4.162) (Ec.4.163)

Donde F: alimentación (Kmol/h) fv: fracción molar que se vaporiza y retira como vapor Zi: fracción molar de i en alimentación Xi : fracción molar de i en líquido retirado Yi : fracción molar de i en el vapor retirado V: flujo de vapor (Kmol/h) F: flujo de liquido en lo fondos (Kmol/h) Q:flujo de calor : Entalpias en la coriente de alimntacion, vapor, liquida respectivamente

H  , H , H

Página 69


CAPITULO V

DESCRIPCIÓN DE LA PLANTA TURBO EXPASOR DE GAS 5.1. DIAGRAMA DE FLUJO DEL PROCESO DE SIMULACIÓN DE TURBO EXPANDER

S A G E D R O S N A P X E O B R U T E D A D A C I F I L P M I S A T N A L P A L E D O S E S O R P L E D A M A R G A I D –

4 2 º N A R U G I F

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5.2. DESCRIPCION DEL PROSESO 5.2.1. CORRIENTE 1 CORRIENTE DE ALIMENTACIÓN La corriente de alimentación es un gas y se nombra como la corriente 1 de la figura 1 y tiene los siguientes datos de operación en la corriente. TABLA Nº 5.1E – CONDICIONES DE OPERACIÓN EN LA ALIMENTACION Condiciones de operación en la corriente 1 Nombre TemperaturA Presion flujo composición Componente Nitrogen C02 Methane Ethane Propane i-Butane n-Butane i-Pentane n-Pentane n-Hexane

1 (alimentation de gas) 30°C (86°F) 5000 kPa (725.19 psia) 2988 kgmle/h (6587.3 lbmle/hr) Fraccion molar 0.0149 0.002 0.9122 0.0496 0.0148 0.0026 0.002 0.001 0.0006 0.0003 Fuente: Fuente: (2)

5.2.2. INTERCAMBIADOR INTERCAMBIADOR MULTI-PASO (LNG) Los intercambiadores del multi-paso son conocidos como Gas Natural Licuado (GNL) los intercambiadores en aspen HYSYS. Este intercambiador permite trabajar con corrientes múltiples. El método de la solución puede manejar una variedad ancha de especificación y las variables desconocidas. La corriente 1 entra al LNG a una temperatura de 30ºC (caliente) y la temperatura de salida se especificará con los resultados obtenidos de la simulación. Las corriente 7 proveniente de separador flash y corriente 9 flujo del destilado obtenido del destilador son corrientes fríos los cuales entran en el intercambiador multi – flujos, las corrientes de salida son 7A y 9A (77A, 99A). Las temperaturas de salida de estas corrientes son exactamente lo mismo (diferencia de temperaturas entre las mismas es de 0ºc) y son mayores a las de la entrada y saldrán a una temperatura menor de 10ºC de la corriente 1. Página 71


5.2.3. ENFRIADOR E-100 (CULER) El enfriador E-100 enfriara la corriente 1ª esto para luego separar la fase liquida de la fase gaseosa, el enfriador tiene los siguientes parámetros de operación:

TABLA Nº 5.2E – CONDICIONES DE OPERACIÓN EN EL ENFRIADOR Name E-100 Cooler outler stream - flujo de salida de corriente de enfriador 2 Pressure Drop- caida de presion 20 kPa (2.9psia) Outlet Temperature - temperature de salida -62°C (-79.6°F) Energy Stream – flujo de energia Q-100 Fuente: (2) 5.2.4. SEPARADOR SEPARADOR (V-100) – DESTILACIÓN CONTINUA (FLASH) Este separador flash separara la fase gaseosa de la fase liquida de la corriente 2 que entra con una determinada fracción vaporizada, las condiciones de operación son las mismas condiciones de salida del enfriador corriente 2 

que El flujo del producto en fase gas (vapor) corriente 3 se enviara a otro Separador, pasando por un expensar para tener una caída de presión.



El producto líquido corriente 4 se envía a una torre destilación pasando por una válvula.

5.2.5. TURBO EXPANDER. Este equipo aprovecha la alta presión de la corriente 3 proveniente del separador flash para aprovechar la energía proveniente y convertirla en una energía de trabajo y por efecto de ello se produce una disminución de la temperatura a la salida del expansor y caída de presión, saldrá a una presión y temperatura (corriente 5) menor a la entrada (corriente 3) producto de ello algo de vapor se condensa y tiene una fracción de vapor determinada, que será separado por el siguiente equipo (separador flash). El expansor tiene las siguientes característica

TABLA Nº 5.3E – CONDICIONES DE OPERACIÓN EN EL TURBO EXPANDER Name Cooler outler stream -flujo de salida salida de corriente de enfriador enfriador Outlet Pressure , Presión de la salida Adiabatic Efficiency – eficiencia adiabatica Energy Stream – flujo de nergia Fuente: (2)

K-100 2 2800 kPa (406 psia) 75% (This is the default) QK-100

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5.2.6. SEPARADOR SEPARADOR (V-101) DESTILACIÓN CONTINUA (FLASH) (FLASH) Este equipo separa la fase vapor de la fase liquida de la corriente proveniente del expansor (corriente 5) que entra al separador con una fracción vaporizada determinada determinada y a las condiciones de operación de la salida del expansor (corriente 5), la fase vapor (corriente 7) será enviado al intercambiador de calor (LNG), mientras la fase liquida liquida (corriente 6) era enviado enviado una columna de de destilación.

5.2.7. VÁLVULA Y SET-1 La corriente 4 en fase liquida proveniente proveniente del equipo V-100 pasara por una una válvula para tener fundamentalmente una caída de presión y disminución de temperatura (condiciones de operación sin set -1, condicionadas por set-1, componente hipotético), y la corriente de salida (corriente 8) será sometido a una columna de destilación.

SET-1. El valor de la presión de la corriente 5 se impone mediante set-1 a la corriente 8 en relación lineal con las siguientes condiciones de operación: TABLA Nº 5.4E – CONDICIONES DE OPERACIÓN DEL SET - 1 Name SET-1 Target Variable - Variable designado Stream 8 Pressure Source - Fuente Stream 5 Multiplier - Multiplicador 1 Offset - compensacion compensacion 0 kPa (0 psia) Fuente: Fuente: (2) 5.2.8. COLUMNA DE DESTILACION (RECUPERACION DE GLP) La columna de destilación tiene 7 etapas de equilibrio, un Condensador total, y un Reboiler o hervidor parcial. Y 5 platos de operación en la columna. La corriente 8 se alimenta a la columna de destilación en la etapa 1, la corriente 6 se alimenta al condensador total de la columna y la corriente destilada (corriente 9) se envía al intercambiador de calor (GLN), La corriente de los líquidos se denomina corriente 10 siendo el producto de GLP. . Condiciones de operación de la Columna 

La corriente de los fondos Corriente 10 (producto GLP) será controlado por un SET-2 de forma lineal, en si tendrá las mismas características en presión de la corriente c orriente 5



La corriente destilada corriente 9 será controlada por un SET- 3 de forma lineal que tendrá una reducción de 5 psia de la corriente 5.

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TABLA Nº 5.5E – CONDICIONES DE OPERACIÓN EN LA COLUMNA DE DESTILACION Connections Column Name – nombre de la columana No. of Stages – nro. de etapas Feed Stream / Stage – corriente de alimentacion/ etapa Condenser Type – tipo de condensador Overhead Vapour Product Stream – corriente del producto destilado Bottom Product Stream – corriente del product de los fondos Condenser Energy Stream – flujo de energia del condensador Reboiler Energy Stream – flujo de energia del hervidor Fuente: Fuente: (2)

LPG Recovery 5 8 / at stage 1 Full Reflux 9 10 Q-102 Q-103

Otras especificaciones que se toma en cuenta en la columna c olumna de destilación es lo siguiente tabla Nº 5.6

TABLA Nº 5.6E – ESPESIFICACIONES DEL DESTILADOR First Spec Type Name Energy Stream Spec Value Second Spec Type Name Stage Type Phase Spec Value

Column Duty Ovhd Duty Q-102 @ Coll 0.001 kJ/h Column Vapour Pressure Spec Btms RVP Reboiler Reid Vapour Pressure Liquid 200 psia Fuente: Fuente: (2)

Usando la especificación anterior se le modificara o se agregara las siguientes condiciones de operación, Lo agregado o la modificación tienen las siguientes características tal cual como se muestra en la TABLA Nº 5.7 TABLA Nº 5.7E – OTRAS ESPESIFICACIONES ESPESIFICACIONES DEL DESTILADOR x st ng ent aate te pec pec Name Draw Flow Basis Spec Value

Ovhd Vap Rate 9 @ Coll Molar 1600 lbmole/hr Fuente: Fuente: (2) Página 74


5.2.9. MEZCLADOR (MIX-100). Las corrientes salientes del intercambiador de calor LGN-100 7A y 9A son unidas a un solo flujo (corriente 11) atreves del equipo del mezclador (MIX-100).

5.2.10. COMPRESOR (K-101) Este compresor trabajara a una eficiencia adiabática de 75% el cual comprimirá el gas de la corriente 11 proveniente del mezclador, el flujo de salida del gas comprimido en la primera etapa se llama corriente 12 lo cual producto de la compresión o incremento de presión presión provocara un incremento en la temperatura de salida hasta 30ºC y por último el flujo de energía es QK-101 flujo de trabajo generado en el turbo expansor y manipulada por un SET-4 de forma lineal sin ninguna diferencia de energía del flujo de energía QK-100.

5.2.11. ENFIADOR (E-101) CULER El Enfriador se instaló para para enfriar enfriar los gases comprimidos comprimidos mixtos a 30°C, tiene una una caída de presión de 20 Kpa. En relación al corriente 12 y la corriente 13 (flujo de salida del enfriador)

5.2.12. COMPRESOR (K-102) Este Compresor comprime el flujo de gas de la corriente 13 hasta una presión de salida de 70 bares, tiene una Eficacia de adiabática de 75%. El flujo de gas que sale del compresor se denomina corriente 14 (gas a exportar). Todos los equipos que se tienen en los procesos de simulación de la planta turbo expander fueron modeladas de dos maneras: 

En base a la ecuación de estado de Peng Robinson (PR), sin utilizar los operadores lógicos de SET-i, utilizando los operadores lógicos SET-i, con la finalidad de analizar los resultados obtenidos.



En base a la ecuación modificada de Soave - Redlich Kwong (SRK) incluyendo el componente hipotético de C C7*, 7*, este componente hipotético tiene un peso molecular molecular PM=108 y una una gravedad especifica GS=0.65 GS=0.65 y apartir de ello en el simulador se puede determinar determinar todas las propiedades termodinámicas, termodinámicas, como ser temperatura critica, presión critica, volumen critica, etc.

Los resultados obtenidos de cada equipo de simulación del proceso de la planta turbo expander, las condiciones de operación de cada equipo serán más especificados en la parte de los anexos

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5.3. RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS 5.3.1 RESULTADOS DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR (LNG) TABLA Nº 5.1 – RESUMEN DE ESPESIFICACIONES

Resumen de especifs. de sim. Heat Balance ExchSpec ExchSpec - 2

mejora Duty Delta Temp Min Approach

Valor 0.0000 kJ/h 0.0000 C * 10.00 C *

Val. actual 6.548e-008 1.378e-006 C 10.00 C

Error relativo 5.317e-015 1.378e-006 4.061e-006

Los datos tabulados son especificaciones del intercambiador de calor de corrientes múltiples, la condición es que se cumpla las especificaciones

TABLA Nº 5.2 – RESULTADOS LATERALES Results. laterales Nombre de paso

Temp. de entrada (C)

Temp. de salida (C)

Delta P (kPa)

Flujo Molar (kgmole/h)

Carga de calor (kJ/h)

UA (kJ/C-h)

Calor/Frío

1-1A 7-7A 9-9A

30.00

-50.46

2988

-84.97

20.00 20.00

20.00 20.00 20.00

-1.232e+7 1.116e+7 1.158e+6

7.281e+5 6.464e+5 8.169e+4

Hot Cold Cold

-47.69

2537

382.2

La corriente 1 es la corriente brinda energía a la corriente 7 y 9 como se muestra en la tabla, la corriente saliente entra a una temperatura de 30ºC mayor y sale a -50ºC y las corrientes 7 y 9 entran a temperaturas criogénicas y salen a 20ºC TABLA Nº 5.3 – RENDIMIENTO GENERAL/DETALLADO

Rendimiento general/detallado Carga de calor: Fuga de calor: Pérd. de calor: UA: Enfoque mín.: Lmtd:

1.232e+07 kJ/h 0.000e-01 0.000e-01 kJ/h 0.000e-01 0.000e-01 kJ/h 7.281e+05 10.00 C 16.92 C

Error curv. UA: Temp. de contracción por calor: Temp. de contracción por frío: Temp. de EQM de entrada fría: Temp. de EQM de entrada

3.607e+02 kJ/C30.00 C 20.00 C -84.97 C * 30.00 C *

Según la tabla 5.3 se puede verificar que el intercambiador es adiabático ósea no pierde calor hacia el ambiente y también se muestran los coeficientes globales de transferencia de calor y la media logarítmica de temperatura Página 76


TABLA Nº 5.4 –CONDICIONES DE OPERACIÓN A LA ENTRADA DEL INTERCAMBIADOR

Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

UNIDAD (C) (kPa) (kgmole/h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/h)

1 1.0000 30.0000 * 5000.0000 * 2988 * 5.287e+004 -7.658e+004 152.2 -2.288e+008

7 1.0000 -84.9743 2800.0000 2537 4.234e+004 -7.956e+004 136.8 -2.018e+008

9 1.0000 -47.6931 2765.5262 382.2 7304 -8.220e+004 148.6 -3.142e+007

En esta tabla 5.4 se puede puede apreciar que que las corrientes 1, 7, 9. están en la fase vapor vapor debido a la fracción de vapor que es igual igual a la unidad, se podría decir que se recupera recupera el 85% de gas gas en base molar de gas del total que netra al proceso, y el 12.8% se recupera en base molar en la corriente 9 TABLA Nº 5.5 –CONDICIONES DE OPERACIÓN A LA SALIDA DEL INTERCAMBIADOR

Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Flujo de vol. líq. Entalpía molar Entropía molar

UNIDAD (C) (kPa) (kgmole/h) (kg/h) (m3/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-

1A

7A

9A

0.9751 -50.4650 4980.0000

1.0000 20.0000 2780.0000 2537 4.234e+004 137.3 -7.517e+004 155.6

1.0000 20.0000 2745.5262 382.2

2988

5.287e+004 166.4 -8.070e+004 136.2

7304

22.77 -7.917e+004 160.4

En esta tabla 5.5 se puede apreciar que las corrientes 1A se encuentra el 97.51% en fase vapor y el reto líquido, ósea se por el intercambio intercambio de calor se condensa una parte de la fase vapor, 7A, 9A. 9A. Están en la fase vapor debido a la fracción f racción de vapor que es igual a la unidad. Si hacemos una comparación con la tabla 5.4 y la 5.5 se podría decir también que la entalpia de salida del enfriado (1A) es menor que la de la entrada, esto se cumple que cuando disminuye la temperatura la entalpia también baja, y el caso inverso pasa con las corrientes 7, 9 que sus entalpias son menores a la de la salida. En el caso de entropías sucede lo mismo cuando baja la temperatura la entropía tiene un valor pequeño. Y cuando aumenta este variable también aumenta su valor

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TABLA Nº 5.6 –PROPIEDADES A LA ENTRADA DEL INTERCAMBIADOR

PROPIEDADES Nomb. Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica térmic a Capacidad de calor específ. Presión arcial de CO2 Densd. líq. prom. Cp/(Cp - R) C /Cv Fracción Fracció n del líq. o . mo ar Conductividad térmica Cv Cv masa Fl . vol. lí .: suma cond. cond. Pto. rocío HC

UNIDAD (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) (kJ/kg-C) (kJ/k g-C) kPa (kgmole/m3) (kgmole/ m3)

m gmo e (W/m-K) kJ/k mole-C mole-C (kJ/kg-C) (kJ/k g-C) (C)

1 17.69 39.55 -4329 8.604 44.47 2.514 10.00 17.96 1.230 1.467 1.467 0.0000 . 3.763e-002 30.3 30.322 1.714 7.044e+ 7.044e+004 004 -29.64

7 16.69 42.34 -4767 8.197 52.84 3.166 4.545 18.48 1.187 2.037 2.037 0.0000 . 2.348e-002 25.9 25.944 1.554 5.983e+ 5.983e+004 004 ***

9 19.11 36.08 -4302 7.776 48.13 2.519 13.41 16.79 1.209 1.683 1.683 0.0000 . 2.511e-002 28.6 28.600 1.497 90055 900 ***

7A 16.69 20.35 -4503 9.323 39.38 2.359 4.512 18.48 39.38 0.0000 1.268 1.397 0.0000 0.8202 332.2 28.19 1.689

9A 19.11 23.64 -4143 8.395 43.57 2.280 13.32 16.79 43.57 0.0000 1.236 1.390 0.0000 0.8082 432.2 31.33 1.640

TABLA Nº 5.7 –PROPIEDADES A LA SALIDA DEL INTERCAMBIADOR

PROPIEDADES Nomb. Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica térmic a Capacidad Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Densd. líq. prom. Calor específico Presión parcial de H2S Cp/(Cp - R) Cp/Cv Fracción Fracció n del líq. Vol. molar Calor específ. vap. Cv Cv masa

UNIDAD (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) (kJ/kg-C) (kPa) (kgmole/m3) (kgmole /m3) (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) (kPa)

(m3/kgmole) (kJ/kg) (kJ/k g) (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) (kJ/kg-C)

1ª 17.69 73.16 -4562 7.700 63.32 3.579 9.821 17.96 63.32 0.0000 1.151 2.192 2.492e-002 0.2418 324.3 28.88 1.632

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Las tablas 5.6 y 5.7 son variables que se calculan con las condiciones de operación en función a la temperatura y presión, conociendo obviamente obviamente las composiciones composiciones del gas en cada corriente

TABLA Nº 5.8 – VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DEL COMPUESTO FRIO EN EL INTERCAMIBADOR

Compuesto frío

Fase general

Comp. caliente

Fase general

Temperatura. Flujo de calor

Temp. delta

Temperatura. Flujo de calor

Temp. delta

(C) -84.97 -76.20 -75.67 -67.43 -65.53 -57.84 -54.83 -50.54 -47.69 -47.65 -43.37 -41.33 -37.00 -34.96 -32.99 -28.42 -26.00 -22.47 -21.74 -14.94 -14.73 -11.86 -8.06 -3.27 -1.21 -1.11 5.89 8.32 9.44 12.93 20.00

(C) 34.5095 30.8970 30.6514 27.3689 26.5506 23.6761 22.4798 20.9298 20.0908 20.0839 19.2508 18.9141 18.1878 17.8185 17.4567 16.7450 16.3631 15.7753 15.6692 14.6695 14.6375 14.1965 13.6710 13.0047 12.7132 12.6996 11.7804 11.4613 11.3143 10.8793 10.0000

(C) -50.46 -45.31 -45.02 -40.07 -38.98 -34.17 -32.35 -29.61 -27.60 -27.57 -24.12 -22.41 -18.81 -17.14 -15.53 -11.67 -9.63 -6.69 -6.07 -0.27 -0.09 2.34 2 .34 5.61 9.74 11.50 1 1.50 11.59 1 1.59 17.67 19.78 20.75 23.81 30.00

(C) 34.5095 30.8970 30.6514 27.3689 26.5506 23.6761 22.4798 20.9298 20.0908 20.0839 19.2508 18.9141 18.1878 17.8185 17.4567 16.7450 16.3631 15.7753 15.6692 14.6695 14.6375 14.1965 13.6710 13.0047 12.7132 12.6996 11.7804 11.4613 11.3143 10.8793 10.0000

(kJ/h) 0.00 1115851.55 1178957.96 2145892.94 2357915.92 3214162.67 3536873.88 3997558.94 4302269.27 4307226.45 4832079.94 5082275.02 5610516.43 5855396.76 6091673.66 6639117.27 6929003.64 7346500.72 7432530.69 8234871.96 8260376.58 8596715.64 9041649.58 9602686.70 9842721.77 9854843.70 10671855.63 10954883.13 11084943.87 11492723.24 12316604.30

(kJ/h) 0.00 1115851.55 1115851.55 1178957.96 1178957.96 2145892.94 2145892.94 2357915.92 2357915.92 3214162.67 3214162.67 3536873.88 3536873.88 3997558.94 3997558.94 4302269.27 4302269.27 4307226.45 4307226.45 4832079.94 5082275.02 5082275.02 5610516.43 5610516.43 5855396.76 5855396.76 6091673.66 6091673.66 6639117.27 6639117.27 6929003.64 7346500.72 7432530.69 8234871.96 8260376.58 8596715.64 9041649.58 9602686.70 9842721.77 9854843.70 10671855.63 10954883.13 11084943.87 11492723.24 12316604.30

La tabla 5.8 representa las variación de la temperatura de las corrientes más fría, respecto a la corriente caliente la variación del flujo de calor, las diferencias de las temperaras . Página 79


TABLA Nº 5.9 – VARIACIÓN DE LAS CONDICIONES EN LA CORRIENTE 1 – 1A

1-1A

Fase general

Temperatura. Presión. (C) (kPa) 4980.00 4981.91 4983.83 4985.74 4986.49 4987.85 4989.89 4991.93 4993.96 4995.98 4998.00 5000.00

-50.46 -45.02 -38.98 -32.35 -29.61 -24.12 -15.53

-6.69 2.34 11.50 20.75 30.00

Temp. Delta 10.0000ºC

Flujo de calor Entalpía UA (kJ/h) (kJ/kgmole) (kJ/C-h) -0.00 1178957.96 2357915.92 3536873.88 3997558.94 4832079.94 6091673.66 7346500.72 8596715.64 9842721.77 11084943.87 12316604.30

-80704.96 -80310.39 -79915.83 -79521.26 -79367.09 -79087.80 -78666.24 -78246.29 -77827.88 -77410.87 -76995.14 -76582.93

Frac. molar de vapor

0.00

36205.90 77437.47 125556.7 146790.7 188586.6 257176.2 332689.9 416144.8 508820.5 612333.3 728050.8

0.9751 0.9865 0.9941 0.9988 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000

Frac. masa de vapor 0.9577 0.9748 0.9880 0.9973 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000

La tabla 5.9 representa las variación de la temperatura de las corrientes caliente (corriente 1-1A), en la tabla podemos apreciar la variación de la temperatura, la caída de presión, el flujo de energía, el coeficiente global de transferencia de calor, y el cambio de fase según las fracciones vaporizadas TABLA Nº 5.10 – VARIACIÓN DE LAS CONDICIONES EN LA CORRIENTE 7 – 7ª 7-7A

Fase general

Temperatura (C)

Presión. (kPa)

Flujo de calor (kJ/h)

Entalpía (kJ/kgmole)

UA (kJ/C-h)

Frac. molar de vapor

-84.97 -76.20 -67.43 -57.84 -47.65 -37.00 -26.00 -14.73

2800.00 2798.00 2796.15 2794.24 2792.28 2790.29 2788.27 2786.23 2784.17 2782.09 2780.00

0.00

-79564.14 -79124.27 -78718.23 -78297.11 -77866.51 -77428.41 -76984.29 -76535.26 -76082.11 -75625.44 -75165.44

0.00

1.0000 1.0000

-3.27 8.32 20.00

1115851.55 2145892.94 3214162.67 4306507.22 5417879.06 6544490.08 7683586.51 8833126.41 9991592.21 11158515.49

34155.26 69572.44 111570.05 161860.25 220088.84 285483.24 359156.98 442518.19 537409.50 646360.73

1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000

Página 80


La tabla 5.10 representa las variación de la temperatura de las corrientes más fría (corriente 7-7A), en la tabla podemos apreciar la variación de la temperatura, la caída de presión, el flujo de energía, el coeficiente global de transferencia de calor. TABLA Nº 5.11 – VARIACIÓN DE LAS CONDICIONES EN LA CORRIENTE 9 – 9A 9-9A

Fase general

Temperat ura -47.69 -41.33 -34.96 -28.42 -21.74 -14.94

-8.06 -1.11 5.89 12.93 20.00

Presión.

Flujo de calor

Entalpía

UA

Frac. Molar

(kPa)

kJ/h J/h

kJ/k mole

(kJ/C-h)

de vapor

0.00 5946.17

1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000

2765.53 2763.53 2761.57 2759.61 2757.62 2755.63 2753.62 2751.61 2749.59 2747.56 2745.53

0.00

115808.88 228832.92 342852.37 457660.70 573143.92 689210.38 805786.28 922812.36 1040242.80 1158088.81

-82201.73 -81898.74 -81603.04 -81304.74 -81004.37 -80702.24 -80398.58 -80093.59 -79787.42 -79480.19 -79171.87

12098.76 18705.80 25792.19 33407.87 41609.27 50453.64 60019.12 70395.08 81690.07

La tabla 5.11 representa la variación de la temperatura de las corrientes caliente (corriente 9-9A), en la tabla podemos apreciar la variación de la temperatura, la caída de presión, el flujo de energía, el coeficiente global de transferencia de calor.

GRAFICA 5.1 HENTALPIA VS TEMPERATURA

Página 81


En la gráfica 5.1 se puede ver el comportamiento de las entalpias de las corrientes dentro del intercambiador desde la entrada hasta hasta la salida y queda que que cuando disminuyó disminuyó la temperatura la entalpia molar también disminuye.

GRAFICA 5.2 FLUJO DE CALOR VS TEMPERATURA

En la gráfica 5.2 se puede analizar la variación del flujo de calor desde las entradas y salidas de los flujos a intercambiador de calor LNG y se puede decir que la corriente más fría 7-7A es quien consume mayor calor en cambio la corriente corriente 9-9A consume poco calor

GRAFICA 5.3 COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSFERENCIA DE CALOR VS TEMPERATURA

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De la gráfica 5.3 se puede decir lo siguiente. EL coeficiente de transferencia de calor se comporta de forma parecida al flujo de calor, puesto que es la variable que se encarga de relacionar el flujo de calor con la temperatura, el mayor coeficiente le corresponde a la corriente 7-7A 7 -7A debido a que absorbe mayor calor que la otra corriente 9-9A

GRAFICA 5.4 FACTOR DE COMPRESIBILIDAD VS TEMPERATURA

De la gráfica 5.4 se puede decir lo siguiente. EL factor de compresibilidad del gas según esta grafía resulta ser muy interesante, a medida que disminuyó la temperatura el factor de compresibilidad también disminuye siendo y viceversa 5.3.2

RESULTADOS DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR – ENFRIADOR (Cooler: E-100)

TABLA Nº 5.12 – PARAMETROS DEL ENFRIADOR PARÁMETROS

Caída de presión: kPa *

20.00

Carga de calor: kJ/h

3.083e+006

Volumen m3

0.1000

PARÁMETROS DE BOQUILLA

Diámetro

1A

2

5.000e-002

5.000e-002

La tabla 5.12 muestra la caída de presión en el el sistema, el diámetro de las corrientes 1A -2

Página 83


TABLA Nº 5.13 – CONDICIONES DE OPERACIÓN EN EL ENFRIADOR CONDICIONES

Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Flujo de vol. líq. ideal Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

UNIDADES

1A

2

Q-100

0.9177

(C) (kPa) (kgmole/h) (kgmole/ h) (kg/h) (m3/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/h)

0.9751 -50.4650 4980.0000 2988.0000 52865.2337 166.3633 -8.070e+004 136.2 -2.4115e+08

-----------------

-62.0000 *

4960.0000 2988.0000 52865.2337 166.3633 -8.174e+004 131.5 -2.4423e+08

3.0827e+06

La tabla 5.13 5.13 se pueden apreciar que con el descenso descenso de la temperatura temperatura se tiene el cambio cambio de fase parcial, entrando al enfriador como mezcla con 97.51 % de vapor y sale con 91.77% de vapor, si bien se quisiera optimizar el proceso una de las alternativas seria causar mayor caída de presión y disminución de temperatura, pro con el enfriador culer es probable que no se consiga la condición optima requerida debido a que el equipo no podría enfriar mas TABLA Nº 5.14 – PROPIEDADES DE ENTRADA Y SALIDA DEL ENFRIADOR

PROPIEDADES Nomb. Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Densd. líq. prom. Calor específico Flj. líq. real Densd Densd.. masa masa lí . con cond. d. est estnd. nd. Fracción del líq. Vol. molar Cv Cv masa

Unidad (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C) (kPa) (kgmole/m3) (kgmole /m3) (kJ/kgmole-C) (m3/s) (kg/m3) (m3/kgmole) (m3/kgmo le) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C)

1A 17.69 73.16 -4562 7.700 63.32 3.579 9.821 17.96 63.32 1.343e-003 0.7505 2.492e-002 0.2418 28.88 1.632

2 17.69 89.66 -4620 7.432 79.27 4.481 9.253 17.96 79.27 4.164e-003 0.7505 8.226e-002 0.1973 31.10 1.758 Página 84


La tabla 5.14 muestra los resultados obtenidos con las condiciones o especificaciones dadas al enfriador, como el peso molecular de la mezcla, densidad, calores específicos, etc. Si hacemos la comparación comparación entre las corrientes de entrada y salida las las variables se puede decir que que la entalpia a la salida es mayor debido a que se calcula en función a una temperatura de referencia y la capacidad calorífica, que es función de temperatura, a medida que la temperatura negativa se vaya aumentando su valor se va alejando más del punto de referencia, así se pueden analizar los diferentes variables, debido a k se aumenta el cambio de fase la corriente liquida va aumentando, TABLA Nº 5.15 – PERFILES DE RENDIMIENTO

PERFILES DE RENDIMIENTO Zona

Presión. (kPa)

Temperatura. (C) Fracción de vapor

Entrada

4980.00 4960.00

-50.46

0.9751

-62.00

0.9177

0

Entalpía (kJ/kgmole) -80704.96 -81736.65

GRAFICA 5.5 RENDIMIENTO

EL rendimiento. No es más que la variación de temperatura en función f unción a la caída de presión, y analizando la la gráfica 5.1 esta variación es es lineal

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TABLA Nº 5.16 – TABLA DE RENDIMIENTO

TABLA DE RENDIMIENTO Fase general Temperatura. (C)

Presión. (kPa)

-50.46

4980.00 4978.00 4976.00 4974.00 4972.00 4970.00 4968.00 4966.00 4964.00 4962.00 4960.00

-51.62 -52.77 -53.93 -55.08 -56.23 -57.39 -58.54 -59.69 -60.85 -62.00

Flujo de calor (kJ/h) 0.00 -264590.07 -536335.96 -815899.31 -1104063.14 -1401761.98 -1710120.56 -2030504.87 -2364588.42 -2714443.30 -3082662.29

Entalpía (kJ/kgmole) -80704.97 -80793.52 -80884.47 -80978.03 -81074.47 -81174.10 -81277.30 -81384.52 -81496.33 -81613.42 -81736.65

Fracción de vapor

Frac. fase Másica vap.

0.9751

0.9577

0.9719

0.9532

0.9683

0.9484

0.9644

0.9431

0.9600

0.9374

0.9550

0.9311

0.9494

0.9242

0.9431

0.9165

0.9358

0.9079

0.9275

0.8983

0.9177

0.8873

La tabla 5.17 muestra variación de la temperatura, la caída de presiones, y para cada variación la entalpia, y la variación de condensación o fracción vapor TABLA Nº 5.18 – DINÁMICA DEL ENFRIADOR

DINÁMICA Detalles del modelo: Crg. de calor suminist. Zona dep. (m3) Carga térmica (kJ/h) P delta (kPa) K general (kg/hr/sqrt(kPa-kg/m3))

1* 0.1000 *

3.083e+006 3.083e+006 20.00 * 1387 *

La tabla 5.18 nos da a conocer la energía requerida para bajar más la temperatura, la caída de presiones que ese valor especificamos nosotros, la conductividad térmica, y el número de zonas del intercambio de calor Página 86


5.3.3.

RESULTADOS DEL PRIMER SEPARADOR FLASH – (SEPARATOR: V-100)

TABLA Nº 5.19 - PARÁMETROS DEL PRIMER SEPARADOR FLASH (SEPARATOR: V-100)

Separator: V-100 PARÁMETROS Presión del recipiente: Boquillas Diámetro

(m)

4960

Caída de presión:

2 5.000e-002

0.0 kPa

Carga de calor: 0.0000 kJ/h

3 5.000e-002

4 5.000e-002

La tabla 5.19 muestra los parámetros del separador flash, la presión de entrada, transeferenciade calor nula y las dimensiones de las boquillas, TABLA Nº 5.20 – CONDICIONES DE OPERACIÓN A LA ENTRADA ENTRADA Y SALIDA DEL PRIMER SEPARADOR FLASH

CONDICIONES Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

Unidades (C) (kPa) (kgmole/h) (kgmole/ h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole(kJ/h)

2

4

3

0.9177

0.0000 -62.0000 4960.0000 245.7963 5955.8792 -9.747e+004 107.9 -2.3958e+07

1.0000 -62.0000 4960.0000 2742.2037 46909.3545 -8.033e+004 133.6 -2.2027e+08

-62.0000 *

4960.0000 2988.0000 52865.2337 -8.174e+004 131.5 -2.4423e+08

La tabla 5.20 nos muestra las condiciones de operación del sistema separador flash, la fracción vapor a la entrada de 91.77% de vapor que se va separar por la corriente 3 en forma de vapor debido a la fracción de vapor en dicha corriente es la unidad, y en la corriente 4 es cero, esto significa que la corriente 4 es líquida. En este equipo no se produce caída de presiones, la variación de las entalpias y entropías se debe a la composición de las corrientes

Página 87


TABLA Nº 5.21 – PROPIEDADES DE LA ENTRADA Y SALIDA DEL PRIMER SEPARADOR FLASH

PROPIEDADES Nomb. Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Calor específico Flj. líq. real Fracción del líq. Vol. molar Cv Cv masa

unidad (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kg-C) (kJ/k g-C) (kPa) (kJ/kgmole(m3/s) (m3/kgmole) (m3/kgmo le) (kJ/kgmole(kJ/kg-C) (kJ/k g-C)

2 17.69 89.66 -4620 7.432 4.481 9.253 79.27 4.164e-003 8.226e-002 0.1973 31.10 1.758

4 24.23 397.3 -4023 4.451 3.362 0.0000 81.47 4.164e-003 1.000 6.099e-002 73.16 3.019

3 17.11 81.63 -4696 7.811 4.623 9.253 79.08 --0.0000 0.2096 27.33 1.597

Según La tabla 5.21 podemos ver las diferencias de las densidades de nsidades en las corrientes, la corriente liquida tiene mayor densidad, esto se debe a la composición del líquido, en la fase liquida se encuentran los componentes más pesados que le metano y etano, en cuanto a la entropía se puede decir que mayor entropía se ve en la fase vapor, debido a que la entropía mide el grado de desorden, y la fase liquida tiene menor entropía puesto que es líquido y por ello tiene menor desorden de las moléculas, los otros variables son los determinados con las especificaciones correspondientes 5.3.4.

RESULTADOS DEL TURBO EXPANSOR (EXPANDER: K-100)

TABLA Nº 5.22 – PARÁMETROS DEL TURBO EXPANSOR

Expander: K-100 PARÁMETROS Car. de cal.: 3.3212e+02 kW Eficacia adiabática: adiabática: Carga adiabática: Carga fluida adiabática: Eficacia politrópica: politrópica: Carga politrópica: Carga fluida politrópica: Exp. politrópico: Exp. isentrópico Factor de carga politrópica

75.00 3465 m 33.98 kJ/kg 73.98 3513 m 34.45 kJ/kg 1.012 1.064 0.9951 Página 88


La tabla 5.22 muestra los parámetros del expansor, siendo el flujo de trabajo que se brindara al compresor k-101 es de 3.3212e+02 kW, pro sin en también podemos mencionar que las exponentes poli trópicas e isentropicas son diferentes, y la eficiencia politropica es menor a 75% TABLA Nº 5.23 – CONDICIONES DE ENTRADA Y SALIDA DEL TURBO EXPANSOR

CONDICIONES Nomb. Vapor Temperatura Presión Flj. molar Flj. de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

(C) (kPa) (kgmole/h) (kgmole/ h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole(kJ/h)

3

5

QK-100

1.0000 -62.0000 4960.0000 2742.2037 46909.3545 -8.033e+004 133.6 -2.2027e+08

0.9251 -84.9743

---------------

2800.0000 *

2742.2037 46909.3545 -8.076e+004 134.4 -2.2147e+08

1.1956e+06

La tabla 5.23 muestra los condiciones de operación del expansor, debido a la caída de presiones la temperatura disminuye, efecto de ello la fase vapor se condensa parcialmente teniendo una fracción vapor de 92.5% y el de calor a transferir al compresor k-101 es de 1.1956e+06 1.1956e+06 kj/h TABLA Nº 5.24 – PROPIEDADES EN LA ENTRADA Y SALIDA DEL TURBO EXPANSOR

PROPIEDADES Nomb. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capacidad Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Densd. líq. prom. Calor específico Flujo de gas estnd. Fracción Fracci ón del líq. Vol. molar Cv Cv masa

unidad (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kg-C) (kPa) (kgmole/m3) (kgmole/ m3) (kJ/kgmole-C) (STD_m3/h) (m3/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C)

3 81.63 -4696 7.811 4.623 9.253 18.24 79.08 6.484e+004 0.0000 0.2096 27.33 1.597

5 46.40 -4721 7.856 3.180 4.545 18.24 54.39 6.484e+004 7.491e-002 0.3687 29.33 1.714

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La tabla 5.24 muestra las propiedades calculadas calculadas de las corrientes de entrada entrada y salida del expansor, la entalpia a la salida es mayor que la de la entrada debido a que la entalpia aumenta cuando disminuye la temperatura, la entropía a la salida es mayor que la de la entrada pro la entropía es afectada con el cambio de presión y disminuye ligeramente cuando cuando la presión aumenta y viceversa, La capacidad térmica o calorífica es afectada por la disminución disminución de temperatura bajando su valor 5.3.5.

RESULTADOS RESULTADOS Del segundo separador flasch (Separator: V-101)

TABLA Nº 5.25 – parámetros del separador Separator: V-101 (cont.) PARÁMETROS

Presión del recipiente: 2800 kPa

Nivel SP: Caída de presión: 0.0000 kPa

50.00 % Carga de calor: 0.0000 kJ/h

La tabla 5.25 muestra muestra la presión de operación operación del segundo segundo separador flash, la caída caída de presiones que que no existe, el flujo de calor a sistema que no existe también TABLA Nº 5.26 – condiciones a la salida y entrada del segundo separador flash

CONDICIONES Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

unidad (C) (kPa) (kgmole/h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/h)

5 0.9251 -84.9743 2800.0000 * 2742.2037 2742.2037 46909.3545 -8.076e+04 134.4 -2.2147e+08

6 0.0000 -84.9743 2800.0000 205.4261 4565.2047 -9.556e+04 104.2 -1.9630e+07

7 1.0000 -84.9743 2800.0000 2536.7776 42344.1498 -7.956e+04 136.8 -

La tabla 5.26 podemos podemos decir que la corriente de entrada entrada es una mezcla liquido vapor con una fracción de vapor de 92.51%, y se separa en corrientes netamente liquidas y vapor, las presiones y temperaturas son exactamente las mimas alimentadas, la entropía molar de la fase vapor es mayor debido que los gases tiene una vibración mayor que la de los líquidos, y en cambio la entalpia de la fase liquida es mayor debido a la composición del liquido pesado

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TABLA Nº 5.27 – propiedades a la salida y entrada del segundo separador flash

PROPIEDADES Nomb. Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Calor específico Flujo de gas estnd. Calor vapor Densd. masa líq. (cond. Vol. molar Calor específ. vap. Cv (semi-ideal) Cv masa (semi-ideal) Cv Cv masa

unidad (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C) (kPa) (kJ/kgmole-C) (STD_m3/h) (kJ/kgmole) (m3/kgmole) (kJ/kg) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C)

5 17.11 46.40 -4721 7.856 54.39 3.180 4.545 54.39 6.484e+004 6.484e+004 6830 0.7255 0.3687 399.3 46.08 2.694 29.33 1.714

6 22.22 414.8 -4300 4.691 73.54 3.309 0.0000 73.54 4857 1.145e+004 0.9444 5.358e-002 515.1 65.23 2.935 65.23 2.935

7 16.69 42.34 -4767 8.197 52.84 3.166 4.545 52.84 5.998e+004 5517 0.7078 0.3942 330.5 44.53 2.668 25.94 1.554

Según La tabla 5.27 podemos podemos apreciar que le peso molecular molecular de la fase liquida corriente corriente 6 es mayor

debido a mayor concentración de los hidrocarburos más pesados, y paso lo mismo con la densidad pero a diferencia que las entalpias molares las entalpias másicas son menores que la de la fase vapor esto se debe al cambio del peso molecular, y se puede decir que el dióxido no existe en la fase liquida 5.3.6.

RESULTADOS LA VALVULA (VALVE: VLV-100) VLV-100 )

TABLA Nº 5.28 – CONDICIONES DE OPERACIÓN A LA ENTRADA Y SALIDA DE LA VALVULA CONDICIONES

Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

Unidades (C) (kPa) (kgmole/h) (kgmole/ h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/h)

4

8

0.0000 -62.0000 4960.0000 245.7963 5955.8792 -9.747e+004 107.9 -2.3958e+07

0.2713 -79.3228 2800.0000 245.7963 5955.8792 -9.747e+004 108.9 -2.3958e+07

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La válvula según la tabla 5.28 evapora algo del líquido por efecto de la caída de presión provocada, y esto se puede comprobar analizando la fracción de vapor en la corriente 4 que es la entrada y la corriente 8 que la salida, producto de la caída de presión también la temperatura disminuye unos 10 ºC, y el proceso ocurrió de forma adiabática TABLA Nº 5.29 – PROPIEDADES DE LA ENTRADA Y SALIDA DE LA VALVULA PROPIEDADES

Nomb. Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Calor específico Flujo de gas estnd. Fracción Fracció n del líq. Vol. molar Calor específ. vap. Cv Cv masa

unidades (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C) (kPa) (kJ/kgmole-C) (STD_m3/h) (m3/kgmole) (m3/kgmol e) (kJ/kg) (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) (kJ/kg-C)

4 24.23 397.3 -4023 4.451 81.47 3.362 0.0000 81.47 5812 1.000 6.099e-002 498.9 73.16 3.019

8 24.23 155.4 -4023 4.493 67.06 2.767 4.521 67.06 5812 0.7287 0.1559 590.2 59.26 2.446

La tabla 5.29 muestra los resultados de las propiedades de operación en cada corriente correspondiente lagunas variables que dependen de la temperatura cambian ligeramente sus valores como la capacidad calorífica específica, por el hecho que se produce el cambio de fase la presión parcial de dióxido de carbono empieza a ejercer una presión TABLA Nº 5.30 – PARÁMETROS DE LA VALVULA

Parámts. dinámicos A ertu ertura ra de válv válvul ulaa Flujo de masa Delta P por fricción Parámts. de modelo de tubo Material As erez erezaa Diámetro de alimentación Velocidad Núm. Núm. de Re nol nolds ds

% (kg/h) (kPa)

m (m) (m/s)

50.00 * 5956 2160

Hierro fund 2.59 2.590e 0e-0 -004 04 5.000e-002 2.121 * 6.409e+005 *

La tabla 5.30 nos permite apreciar como la apertura de la válvula de 50%, el flujo de mas, la caída de presión por fricción, el tipo de material, la velocidad y el número de Reynolds Página 92


5.3.7.

RESULTADOS DEL DESTILADOR (DISTILLATION: T-100) TABLA Nº 5.31 – ESPESIFICACIONES DEL DESTILADOR

MONITOR Resumen de especifs.

Valor especificado 1.000e-003 kJ/h *

Duty Vapour Press

Valor actual 9.998e-004 kJ/h

1379 kPa * Tol. de peso 1.000e-002 1.000e-002

Duty Vapour Press

1379 kPa Tol. absoluta 10.00 kJ/h 0.1000 kPa

Error de peso -2.043e-004 8.244e-015 Activo Cálcul On On On On

Usado On On

La tabla 5.31 muestra las especificaciones de la columna las condiciones de error TABLA Nº 5.32 – PERFILES INTERNOS DE LA COLUMNA

Cálculos de perfiles Temperatura (C) Condenser 1 Main TS 2 Main TS 3 Main TS 4 Main TS 5 Main TS Reboiler

NetLiquid (kgmole/h) 161.2 349.3 398.6 411.1 403.8 389.8 69.00

-47.69 -25.06 8.224 23.96 36.79 51.54 69.86

Net Vapour (kgmole/h) 382.2 338.0 280.3 329.6 342.1 334.8 320.8

La tabla 5.32 nos permite apreciar las diferentes temperaturas de cada etapa de equilibrio, como también la variación de presión a lo largo de la columna, como también los flujos internos de vapor y de la fase liquida TABLA Nº 5.33 – CONDICIONES DE SOLUCIÓN EN LA COLUMNA

SOLUCTOR Algoritmo de resoluc. de colmn.:

HYSIM dentro-fuera

Opcns. de resoluc. Iteraciones máximas: Errores de tol de equilibrio: Errores de tol. de clr./especif.: Guardar solucs. como Cálculo inicial: Modelo de maniplc. muy crítico: Nivel de traza: Iniclzr. desde K ideales:

10000 1.000e+00 * 5.000e-004 On K simple Ba a Off

La tabla 5.33 muestra los errores de cálculo, las condiciones de irresolución Página 93


TABLA Nº 5.34 – DIMENSIONAMIENTO DE LA CESCION DE PLATOS EN LA COLUMNA Secc. de platos

Main TS @COL1

Diám. de platos

(m)

Alt. del verted.

(m)

Long. del verted.

(m)

1.200

*

Espacio de platos

(m)

0.5500

*

Volumen de platos

(m3)

Desactv. cálcs. de pérd. de calor Acum. de platos

1.500 5.000e-002

*

0.9719 Yes

(m3)

8.836e-002

TABLA Nº 5.35 – DIMENSIONES DE CONDNSADOR Y HERVIDOR

Recipientes Recipiente Diámetro(m) Longitud(m) Volumen(m3) Orientación Recipnt. tiene separador Acum.(m3)

Condenser 1.193 1.789 2.000 Horizontal No 1.000

Reboiler 1.193 1.789 2.000 Horizontal No 1.000

*

La tabla 5.35 muestra los dimensionamientos del condensador, y hervidor parcial siendo estés dos equipos del mismo tamaño volumen y orientación TABLA Nº 5.36 – VARIACIÓN DE LA PRESIÓN DENTRO DE LA COLUMNA

Perfil de presión Condenser 1 Main TS 2 Main TS 3 Main TS 4 Main TS 5 Main TS Reboiler

Presión (kPa) 2766 kPa 2766 kPa 2774 kPa 2783 kPa 2791 kPa 2800 kPa

2800 kPa

Caída de prsn. (kPa) 0.0000 kPa 8.618 kPa 8.618 kPa 8.618 kPa 8.618 kPa --0.0000 kPa

La tabla 5.36 nos permite apreciar la variación de la presión en función a dada etapa de equilibrio, cabe resaltar que entre el plato 1 y el condensador no hay una variación, y el plato 5 y el hervidor Página 94


TABLA Nº 5.37 – CONDICIONES DE LA ENTRADA Y SALIDA DEL LA COLUMAN DE DESTILACION

CONDICIONES Nomb. Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor Nomb. Flujo de calor

(C) (kPa) (kgmole/h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole(kJ/h) (kJ/h)

6 0.0000 -84.9743 2800.0000 205.4261 4565.2047 -9.556e+4 104.2 -1.9630e+7 Q-103 3.8816e+0

8 0.2713 -79.3228 2800.0000 245.7963 5955.8792 -9.747e+4 108.9 -2.3958e+7 Q-102 -9.9980e-04

10 0.0000 69.8610 2800.0000 68.9965 3217.4642 -1.201e+5 121.9 -8.2870e+6

9 1.0000 -47.6931 2765.5262 382.2259 7303.6197 -8.220e+4 148.6 -3.1420e+7

La tabla 5.37 permite permite apreciar las diferentes diferentes variables o condiciones en las corrientes corrientes de entrada y salida, la temperatura más baja se registra en la corriente que sale del condensador, aunque en las especificaciones decíamos que no varié la presión de los fondos, los flujos de calor requerido en el hervidor, y el calor perdida en condensador TABLA Nº 5.38 – PROPIEDADES DE LA ENTRADA Y SALIDA DEL LA COLUMAN DE DESTILACION

Propiedades Nomb. Peso mol. molar del Aq Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad de calor Presión parcial de CO2 Calor específico Fracción del líq. Vol. molar Cv Cv masa

Unidades (kgmole/m3) (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole(kJ/kg-C) (kPa) (kJ/kgmole(m3/kgmole) (kJ/kgmole(kJ/kg-C)

6 22.22 18.67 414.8

8 24.23 6.415 155.4

10 46.63 9.147 426.5

9 19.11 1.888 36.08

-4300

-4023

-2576

-4302

4.691 73.54 3.309 0.0000 73.54 1.000 5.358e-002 65.23 2.935

4.493 67.06 2.767 4.521 67.06 0.7287 0.1559 59.26 2.446

2.614 170.5 3.657 0.5739 170.5 1.000 0.1093 162.2 3.479

7.776 48.13 2.519 13.41 48.13 0.0000 0.5297 28.60 1.497

La tabla 5.38 muestra las diferentes propiedades calculadas en cada corriente ya sea de alimentación o de salida, la variación de peso molecular de acuerdo a la composición producto de ello cada corriente tiene diferente peso molecular, densidad, y el dióxido de acuerdo a su composición en la fase vapor va ejerciendo mayor presión

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TABLA Nº 5.39 – VARIACIÓN DE DIFERENTES PROPIEDADES EN LA COLUMNA

PERFILES DE COLUMNA Rel. de reflj.:0.4217

Rel. de

Se selec. la opción de flujos

sobrecalentamiento: 4.650

Base de flj.:molar

Flujos de perfiles de columna Temp. (C)

Condenser 1 Main TS 2 Main TS 3 Main TS 4 Main TS 5 Main TS Reboiler

-47.7 -25.1 8.2 24.0 36.8 51.5 69.9

Pres. (kPa)

2766 2766 2774 2783 2791 2800 2800

Líq. neto (kgmole/h)

Vap. neto (kgmole/h)

Alim. Neta (kgmole/h)

Extracs. netas (kgmole/h)

161.2 349.3 398.6 411.1 403.8 389.8 ---

--338.0 280.3 329.6 342.1 334.8 320.8

205.4 245.8 -----------

382.2 ----------69.00

Carga térmica (kJ/h)

-1.00e-003 ----------3.88e+006

La tabla 5.39 nos nos muestra la variación de la temperatura temperatura a lo largo de la columna de acuerdo a las etapas de equilibrio, la variación de presión, los flujos internos de vapor y de liquida, a la tabla se incluye la alimentación que se le hace al plato 1 la corriente 8 y al condensador la corriente 6 TABLA Nº 5.40 – VARIACIONES DE LAS PROPIEDADES DE LA COLUMNA

PERFILES DE COLUMNA Temperatura (C)


-47.69 -25.06 8.224 23.96 36.79 51.54 69.86

Entalpía líq. (kJ/kgmole)

-1.028e+005 -1.060e+005 -1.058e+005 -1.071e+005 -1.100e+005 -1.141e+005 -1.201e+005

Entalpía vapor (kJ/kgmole)

-8.220e+004 -8.389e+004 -8.870e+004 -9.101e+004 -9.317e+004 -9.628e+004 -1.007e+005

La tabla 5.40 no deja apreciar la variación de la entalpia de los líquidos y de vapor en función al las etapas de equilibrio, se podría decir que la entalpia del líquido va aumentando su valor de acuerdo al incremento de la temperatura hacia los fondos y el mismo caso pasa con la entalpia de vapor

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TABLA Nº 5.41 –RELACIÓN DE ALIMENTACIÓN/PRODUCTOS

ALIMS./PRODUCTOS Base de flujo: molar Corrn t.


Tipo

Carga de calor (kJ/h)

8 Q9 6

Feed Energ Draw Feed

---1.0e-003 -----

Q10

Energ Draw

3.9e+006 ---

Estado

Flujos (kgmole/h)

Entalpía (kJ/kgmole)

Temp. (C)

Vapour Mixed

205 --382 246

-9.6e+004* ---8.2e+004* -9.7e+004*

-84. -8 4.97 97* ---47. -4 7.69 69* -79. -7 9.32 32*

Liquid

--69.0

---1.2e+005*

--69.86*

Liquid

La tabla 5.41 es una comparación de las condiciones de alimentación, como las entalpias, temperatura de alimentación, los lujos en ase molar, la carga de calor TABLA Nº 5.42 – ESPESIFICACIONES DINÁMICAS DE LA COLUMNA

Especifs. Dinámicas del recipnt. Recipiente Diámetro (m) Altura.0 (m) Volumen.0 (m3) % de vol. líq. (%) Calculador de nivel Calculador de fracción Presión delta del recipiente (kPa) Especif. de presn. fija del recipnt. Especif. de presn. fija actv.

Condenser @COL1 1.193 1.789 2.000 * 50.00 Horizontal cylinder Use levels and nozzles 0.0000 2766 Not Active

Reboiler @COL1 1.193 1.789 2.000 * 50.00 Horizontal cylinder Use levels and nozzles 0.0000 2800 Not Active

La tabla 5.42 muestra las direccionamiento del condensador y de los hervidos aunque estés datos ya fueron mencionados en anteriores datos obtenidos

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TABLA Nº 5.43 – PROPIEDADES EN CADA PLATO

TABLAS DE PROPS. PLATO por PLATO Etapa de columna Condenser 1 Main TS 2 Main TS 3 Main TS 4 Main TS 5 Main TS Reboiler

la Temperatura (C) -47.69 -25.06

8.224 23.96 36.79 51.54 69.86

Presión (kPa)

Vapour (kgmole/h)

2766 2766 2774 2783 2791 2800 2800

382.2 338.0 280.3 329.6 342.1 334.8 320.8

Bulk Liquid (kgmole/h) 161.2 349.3 398.6 411.1 403.8 389.8 69.00

La tabla 5.43 nos muestra la variación de flujo de vapor y de líquido. Si bien podemos comparar que el vapor va condensando y disminuyendo el valor a la largo de la columna corriente arriba, y el caso contrario el líquido que va ganando más flujo de líquido a medida que condensa la fase vapor TABLA Nº 5.44 – DISTRIBUCIÓN DE FLUJOS POR PLATO EN LA COLUMNA

Perfil de props. de columna Opciones selecdas. Se selec. la base de masa Etapa


Mol Wt

Dens

Visc L-Liq

Therm Con L-Liq

Heat Cap L-

L-Liq

L-Liq (kg/m3)

(cP)

(W/m-K)

Liq (kJ/kg-C)

28.7 32.0 34.4 36.4 38.9 42.1 46.6

459 462 433 424 424 424 427

8.81e-002 8.81e-002 7.30e-002 6.90e-002 6.66e-002 6.93e-002 7.25e-002

0.109 0.103 8.66e-002 7.79e-002 7.45e-002 7.37e-002 6.96e-002

2.91 2.92 3.38 3.59 3.64 3.66 3.66

La tabla 5.43 nos muestra la variación del peso molecular que va accediendo con la purificación de los compuestos pesados y pasa lo mismo con la densidad, la conductividad térmica que disminuye con corriente debajo de la columna, la capacidad calorífica de los líquidos que asciende también en forma de corriente debajo de la columna

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TABLA Nº 5.45 – DISTRIBUCIÓN DE LA COMPOCICION POR PLATOS EN LA COLUMAN

Perf. de composc. de columna Opciones selecdas. Se selec. Fracción como base de composición Se selec. la base molar Etapa Condense 1 Main 2 Main 3 Main 4 Main 5 Main Reboiler

Ethane L-Liq 0.5459 0.5834 0.6581 0.6025 0.4783 0.3285 0.1901

Propane L-Liq 0.1328 0.1732 0.2250 0.3117 0.4224 0.5160 0.5332

Se selec. Neto como base de flujo

i-Butane L-Liq 0.0140 0.0253 0.0259 0.0315 0.0455 0.0720 0.1089

n-Butane L-Liq 0.0083 0.0189 0.0185 0.0213 0.0298 0.0497 0.0852

i-Pentane L-Liq 0.0020 0.0090 0.0083 0.0086 0.0107 0.0184 0.0432

n-Pentane L-Liq 0.0009 0.0053 0.0049 0.0050 0.0060 0.0102 0.0260

La tabla 5.45 muestra la variación de la composición de los líquidos en base molar molar y se puede decir a medida que se van purificando en cada plato de corrientes abajo los compuestos pesados van enriqueciendo y teniendo mayor valor TABLA Nº 5.46 – PERFILES DE LA CONTANTE DE EQUILIBRIO POR PLATOS EN LA COLUMNA

Perfil de vals. K de columna Núm. de plato

Nitrogen

CO2

Methane

Ethane

Propane

i-Butane

n-Butane


9.978 11.01 9.761 9.102 8.912 8.738 8.574

0.9155 1.425 2.160 2.443 2.674 2.918 3.196

2.745 3.514 4.050 4.161 4.304 4.455 4.632

0.3379 0.5760 1.034 1.255 1.434 1.637 1.885

7.299e-02 0.1527 0.3759 0.5148 0.6321 0.7743 0.9606

2.503e-02 6.001e-02 0.1827 0.2716 0.3504 0.4504 0.5880

1.627e-02 4.151e-02 0.1392 0.2144 0.2823 0.3704 0.4940

La tabla 5.46 5.46 muestra la variación variación de la constante constante de equilibrio equilibrio para cada compuesto compuesto en equilibrio en función de loa platos corriente abajo, de los cuales el componente más volátil es nitrógeno debido a que tiene altos valore de constante de equilibrio, seguido por metano, dióxido de carbono, etano, propano, normal butano e iso butano, los valores de la constante de equilibrio nos indican la volatilidad de cada compuesto y respecto a eso nos ayuda a predecir que compuestos vamos a obtener como producto por el destilado y los fondos, de la misma manera que compuestos han de tener mayor composición en cada uno de las corrientes ya sea destilado o los fondos

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GRAFICO Nº 5.6 – VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA EN CADA PLATO

ETAPAS DE EQUILIBRIO

La grafica 5.6 nos detalla el comportamiento de la temperatura en función a las etapas de equilibrio

GRAFICO Nº 5.7 – VARIACIÓN DE LA PRESIÓN EN CADA PLATO


La grafica 5.7 muestra la variación variación de presión de forma forma línea desde el plato 1 al al 5 y y entre el condensador y el plato 1, entre el hervidor y el plato 5 no hay variación de presión, debido a que tenemos un set de control para cada corriente saliente de la columna Página 100


GRAFICO Nº 5.8 – PERFIL DE FLUJO POR PLATO


La grafica 5.8 muestra la variación de los flujos ya sea de vapor y de líquido respecto a la posición de los platos o etapas de equilibrio, de aquí se puede decir que el plato 3 tiene mayor flujo de líquido y el plato 2 tiene la menor flujo la fase f ase vapor

GRAFICO Nº 5.9 – VARIACIÓN DE LA COMPOSICIÓN EN CADA PLATO


La grafica 5.9 muestra la variación de la composición de los compuestos y podemos ver que el etano tiene una composición mayor en los plato 2 y de ahí va descendiendo, y los demás compuestos van ascendiendo a medida que se van purificando Página 101


GRAFICO Nº 5.10 – VARIACIÓN DE LA CONSTANTE DE EQUILIBRIO EN CADA PLATO


La grafica 5.10 muestra el comportamiento de la constante de equilibrio respecto a la posición de etapas de equilibrio, de aquí podemos comprobar que definitivamente el mas volátil es nitrógeno, seguida por metano, dióxido etano propano sucesivamente 5.3.8

RESULTADOS RESULTADOS DEL MEZCLADOR MEZCLADOR (Mixer: MIX-100)

TABLA Nº 5.47 – CONDICIONES A LA ENTRADA Y SALIDA DEL MEZCLADOR

CONDICIONES Nomb. Vapor Temperatura Temperatu ra Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

(C) (kPa) (kgmole/h) (kgmole/ h) (kg/h) (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/h)

7A

9A

11

1.0000 20.0000 2780.0000 2536.7776 42344.1498 -7.517e+004 155.6 -1.9068e+08

1.0000 20.0000 2745.5262 382.2259 7303.6197 -7.917e+004 160.4 -3.0262e+07

1.0000 19.8073 2745.5262 2919.0035 49647.7695 -7.569e+004 156.5 -2.2094e+08

La tabla 5.47 muestra resultados obtenidos del mezclador respecto al flujo másico o el flujo molar se cumple que la salida es igual a la suma de total de la entrada, hasta esta etapa los gases de exportación ya no se someten a ningún proceso de separación Página 102


TABLA Nº 5.48 – PROPIEDADES A LA ENTRADA Y SALIDA DEL MEZCLADOR

PROPIEDADES Nomb. Peso mol. Densidad (kg/m3) Flujo de vol. act. (m3/h) Entalpía másica (kJ/kg) Entropía másica (kJ/kg-C) Capacidad de calor específ. (kJ/kg-C) (kJ/k g-C) Densd. líq. prom. (kgmole/m3) (kgmole/ m3) Calor específico (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) Cp/(Cp - R) Cp/Cv Calor vapor (kJ/kgmole) (kJ/k gmole) Fracción del líq. Vol. molar (m3/kgmole) (m3/kgmol e) Calor específ. vap. (kJ/kg) Conductividad Conductiv idad térmica (W/m-K) Viscosidad Viscos idad (cP) Cv (kJ/kgmole-C) (kJ/k gmole-C) Cv masa (kJ/kg-C) (kJ/k g-C)

7A 16.69 20.35 2081 -4503 9.323 2.359 18.48 39.38 1.268 1.397 5545 0.0000 0.8202 332.2 3.479e-002 1.169e-002 28.19 1.689

9A 19.11 23.64 308.9 -4143 8.395 2.280 16.79 43.57 1.236 1.390 8258 0.0000 0.8082 432.2 3.252e-002 1.151e-002 31.33 1.640

11 17.01 20.55 2416 -4450 9.203 2.344 18.24 39.87 1.264 1.395 6136 0.0000 0.8277 360.8 3.442e-002 1.166e-002 28.59 1.681

La tabla 5.48 muestra muestra las propiedades propiedades calculados a la entrada y salida salida del mezclador las variables como el peso molecular en cada corriente, densidad y otros como se puede ver en la tabla anterior 5.3.9

RESULTADOS DEL COMPRESOR (Compressor: K-101)

TABLA Nº 5.49 – PARAMETROS DEL COMPRESOR

Parámts. Velocidad: Eficacia adiabática: adiabática: Carga fluida adiabática: Crg. de clr.: Eficacia politrópica: politrópica: Carga fluida politrópica: Exp. politrópico: Exp. insentrópico Factor de carga politrópica

--75.00 18.06 kJ/kg 3.3212e+02 kW 75.39 18.16 kJ/kg 1.454 1.305 1.000

Página 103


Inercia Inercia giratoria (kg-m2) Masa (kg) Radio de giro (m) Fact. de pérds. por fricción (rad/min) (kg-m2/s)

6.000 150.0 0.2000 6.000e-003 6.000e-003

La tabla 5.49 nos muestra las cargas fluidas adiabáticas (entalpias específicas) tanto de poli trópico y adiabático, las exponentes potro picas e isotrópicas, en la segunda parte de tabla se puede ver el el factor de pérdidas por fricción TABLA Nº 5.50 – CONDICIONES DE ENTRADA Y SALIDA DEL 1º COMPRESOR

Condiciones Nombre Vapor Temperatura Temperatu ra Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor


11

12

QK-101

1.0000 19.8073 2745.5262 2919.0035 49647.7695 -7.569e+004 156.5 -2.2094e+08

1.0000 31.9093 3136.3351 2919.0035 49647.7695 -7.528e+004 156.9 -2.1974e+08

---------------

1.1956e+06 1.1956e+06

TABLA Nº 5.51 – PROPIEDADES EN ENTRADA Y SALIDA DEL 1º COMPRESOR

Propiedades Nombre Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Cp/(Cp - R) Cp/Cv Fracción del líq. Vol. molar Calor específ. vap. Cv Cv masa

Unidades (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole(kJ/kg-C) (kPa)

(m3/kgmole) (m3/kgmo le) (kJ/kg) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C)

11 17.01 20.55 -4450 9.203 39.87 2.344 5.617 1.264 1.395 0.0000 0.8277 360.8 28.59 1.681

12 17.01 22.52 -4426 9.223 40.49 2.380 6.416 1.258 1.391 0.0000 0.7553 330.1 29.11 1.712 Página 104


Las variables de esta tabla ya fueron analizadas en las anteriores a nteriores tablas y más en la parte de la expansion

TABLA Nº 5.52 – RESULTADOS, POTENCIA/TORSION, ESPESIFICACIONES DINAMICAS DEL COMPRESOR

Resultados Carga adiabática adiabática Carga politrópica Carga fluida adiabática Carga fluida politrópica Eficacia adiabática adiabática Eficacia politrópica politrópica Potencia/Torsión

(m) (m) (kJ/kg) (kJ /kg) (kJ/kg) (kJ/k g)

Pot. total del rotor (kW) Pot. transiente del rotor (kW) Pérdida de potencia por fricción (kW) Potencia fluida (kW) DINÁMICA

1842 1851 18.06 18.16 75 75 332.1 0.0000 0.0000 332.1

Potencia consumida Factor de carga politrópica Exponente politrópico Exponente isentrópico Velocidad

(kW) 332.1 1.000 1.454 1.305 (rpm) -----

Torsión total del rotor (N-m) Torsión transiente del rotor (N-m) Pérdida de torsión por fricción (N-m) Torsión fluida (N-m)

Especifs. dinámicas Car. de Eficacia Eficac ia adiabática Eficacia Eficac ia politrópica Aumento de

cal. 1.196e+006 75 75 presión 390.8 ---

Carga Carga Capacidad Velocidad Usar curvas

(m) 1851 fluida 18.16 2416 --de

5.3.10 RESULTADOS DEL SEGUNDO ENFRIADOR (Cooler: E-101) TABLA Nº 5.53 – CONDICIONES DE OPERACIÓN DE LA ENTRADA Y SALIDA DEL ENFRIADOR

CONDICIONES Nomb. Vapor Temperatura Temperatu ra Presión Flu o molar molar Flu o de masa masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor

Unidades (C) kPa k mole/h mole/h k /h (kJ/kgmole) (kJ/kgmole-C) (kJ/h)

12

1.0000 31.9093 3136.3351 2919. 2919.003 00355 4964 49647.7 7.769 6955 -7.528e+004 156.9 -2.1974e+08

13

1.0000 30.0000 *

3116.3351 3116.3351 2919 2919.00 .0035 35 4964 49647.7 7.769 6955 -7.535e+004 156.7 -2.1996e+08

Q-101 ---------------

2.1445e+05 Página 105


La tabla 5.43 muestra el efecto mínimo que tiene t iene el enfriador, debido a que la condición de salida era de 30ºC, apenas 2ºc se disminuye de la corriente de entrada TABLA Nº 5.54 – PROPIEDADES EN LA ENTRADA Y SALIDA DEL ENFRIADOR PROPIEDADES

Nomb. molar del Aq Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad de calor específ. Presión parcial de CO2 Densd. líq. prom. Calor específico Cp/(Cp - R) Cp/Cv

Unidades (kgmole/m3) (kgmole/ m3) (kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C) (kJ/k g-C) (kPa) (kgmole/m3) (kgmole/ m3) (kJ/kgmole-C)

12 1.324 22.52 -4426 9.223 40.49 2.380 6.416 18.24 40.49 1.258 1.391

13 1.325 22.54 -4430 9.212 40.44 2.378 6.375 18.24 40.44 1.259 1.393

12 6.883e+004 0.0000 0.7553 330.1 29.11 1.712

13 6.883e+004 0.0000 0.7546 331.7 29.03 1.707

PROPIEDADES (CONTINUACION DEL ANTERIOR TABLA)

Nomb. Flj. vol. líq. (cond. estnd.) Fracción Fracci ón del líq. Vol. molar Calor específ. vap. Cv Cv masa

Unidades (m3/h) (m3/kgmole) (m3/kgmol e) (kJ/kg) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C)

TABLA Nº 5.55 – PERFILES DE RENDIMIENTO

PERFILES DE RENDIMIENTO Zona

Entrada 0

Presión.

Temperatura.

Fracción

Entalpía

(kPa)

(C)

de vapor

(kJ/kgmole)

3136.34 3116.34

31.91 30.00

1.0000 1.0000

-75280.45 -75353.92

Página 106


TABLA Nº 5.56 – TABLA DE RENDIMIENTO

TABLA DE RENDIMIENTO Temperatu Presión. ra. (kPa) (C) 31.91 31.72 31.53 31.34 31.15 30.95 30.76 30.57 30.38 30.19 30.00

3136.34 3134.34 3132.34 3130.34 3128.34 3126.34 3124.34 3122.34 3120.34 3118.34 3116.34

Fase general ujo de calor

Entalpía

Fracción

Frac. Fase

J/h)

(kJ/kgmole)

de vapor

másica vap.

-75280.45 -75287.80 -75295.16 -75302.51 -75309.85 -75317.20 -75324.55 -75331.89 -75339.24 -75346.58 -75353.92

1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000

1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000

0.00

-21462.08 -42920.30 -64374.66 -85825.17 -107271.83 -128714.65 -150153.64 -171588.79 -193020.11 -214447.61

5.3.11 RESULTADOS DEL 2º COMPRESOR (Compressor: (Compresso r: K-102) TABLA Nº 5.57 – PARAMETROS DEL COMPRESOR

Parámts. Velocidad: Eficacia adiabática: adiabática: Carga adiabática: Carga fluida adiabática: Exp. politrópico:

1.435

--75.00 1.257e+004 m 123.3 kJ/kg Exp. insentrópico

Crg. de clr.: Eficacia politrópica: politrópica: Carga politrópica: Carga fluida politrópica: 1.311

Factor

de

2.2666e+03 2.2666e+03 77.10 1.292e+004 m 126.7 kJ/kg carga

politrópica

TABLA Nº 5.58 – INERCIA

Inercia Inercia giratoria (kg-m2) 6.000 Masa (kg) 150.0

Radio de giro (m) 0.2000 Fact. de pérds. por fricción (rad/min) (kg-m2/s) 6.000e-003 6.000e-003

Página 107


TABLA Nº 5.59 – CONDICIONES A LA ENTRADA Y SALIDA DEL COMPRESOR

Condiciones Nombre Vapor Temperatura Presión Flujo molar Flujo de masa Entalpía molar Entropía molar Flujo de calor


13

14

QK-102

1.0000

1.0000 108.6101

---------------

30.0000 *

3116.3351 2919.0035 49647.7695 -7.535e+004 156.7 -2.1996e+08

7000.0000 *

2919.0035 49647.7695 -7.256e+004 158.5 -2.1180e+08

8.1597e+ 8.1597e+06 06

TABLA Nº 5.60 – PROPIEDADES A LA ENTRADA Y SALIDA DEL COMPRESOR

Propiedades Nombre Peso mol. Densidad Entalpía másica Entropía másica Capac. térmica Capacidad Capacidad de calor específ. Densd. líq. prom. Calor específico Cp/(Cp - R) Cp/Cv Calor vapor

(kg/m3) (kJ/kg) (kJ/kg-C) (kJ/kgmo)e-C) (kJ/kg-C) (kgmole/m3) (kgmole /m3) (kJ/kgmole-C) (kJ/kgmole)

13 17.01 22.54 -4430 9.212 40.44 2.378 18.24 40.44 1.259 1.393 5642

14 17.01 39.62 -4266 9.322 45.06 2.649 18.24 45.06 1.226 1.364 ---

13 0.0000 0.7546 32.13 1.889 29.03 1.707

14 0.0000 0.4293 36.75 2.160 33.03 1.942

Propiedades (CONTINUACION) (CONTINUACION) Nombre Fracción Fracció n del líq. Vol. molar Cv (semi-ideal) Cv masa (semi-ideal) Cv Cv masa

(m3/kgmole) (m3/kgmol e) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C) (kJ/kgmole-C) (kJ/kg-C)

Página 108


ESPECIFICACIONES DINÁMICAS TABLA Nº 5.61 – RENDIMIENTO, POTENCIA/TORSIÓN, ESPECIFICACIONES RENDIMIENTO Resultados Carga adiabática (m) Carga politrópica (m) Carga fluida adiabática Carga fluida politrópica (kJ/kg) (kJ/kg ) Eficacia adiabática adiabática Eficacia politrópica politrópica Potencia/Torsión

1.257e+004 1.292e+004 123.3 126.7 75 77

Pot. total del rotor Pot. transiente del rotor Pérdida de potencia por fricción Potencia fluida DINÁMICA

2267 0.0000 0.0000 2267

Potencia consumida (kW) Factor de carga politrópica Exponente politrópico Exponente isentrópico Velocidad (rpm)

2267 0.9993 1.435 1.311 -----

Torsión total del rotor (N-m) Torsión transiente del rotor (N-m) Pérdida de torsión por fricción (N-m) Torsión fluida (N-m)

---------

Especifs. dinámicas Car. de cal. Eficacia adiabática adiabática Eficacia politrópica politrópica Aumento de presión

(kJ/h) 8.160e+ 75 77 (kPa) 3884 ---

Activ Not Activ Not

Carga (m) Carga fluida (kJ/kg) Capacidad Velocidad Velocidad (rpm) Usar curvas de características

1.292e+004 126.7 2203 ---

La mayoría de los datos obtenidos del simulador se analizan en las primeras tabulaciones de los resultados, los comportamientos o las variaciones que tiene las entalpias con la temperatura, lo mismo la entropía, o el efecto que tiene la entropía con la presión. De aquí para adelante solo se analiza la variación de las composiciones de cada corriente para ver las diferentes procesos y variaciones de los flujos en dada una de las corrientes, y al final se podrá ver que la fase gas está compuesto de forma mayoritaria mayoritaria del componente principal de gas que es el metano, y la fase liquida liquida o GLP estará conformado de forma forma mayoritaria de los compuestos más pesados pesados que el metano principalmente principalmente la recuperación de propano y butano

Página 109


5.3.12 DIFERENTES CORRIENTES DEL PROSESO TABLA Nº 5.63 - DATOS GENERALES DE LA CORRIENTE 1

CORRIENTE 1 COMPOSICIÓN Fase general COMPUESTO S

FLUJO MOLAR

FRACCIÓ N MOLAR

(kgmole/h)

Nitrogen CO2 Methane Ethane Propane i-Butane n-Butane i-Pentane n-Pentane n-Hexane Total

FLUJO DE MASA (kg/h)

FRACCIÓ N DE MASA

VOL. LÍQUIDO FLUJO (m3/h)

Frac. de vapor 1.00 VOL. LÍQUIDO FRACCIÓ N

44.5212 * 5.9760 * 2725.653 148.2048 44.2224 * 7.7688 * 5.9760 * 2.9880 * 1.7928 * 0.8964 *

0.0149 * 0.0020 * 0.9122 * 0.0496 * 0.0148 * 0.0026 * 0.0020 * 0.0010 * 0.0006 * 0.0003 *

1247.172 263.0020 43727.38 4456.503 1950.075 451.5537 347.3490 215.5872 129.3523 77.2499 *

0.0236 * 0.0050 * 0.8271 * 0.0843 * 0.0369 * 0.0085 * 0.0066 * 0.0041 * 0.0024 * 0.0015 *

1.5466 * 0.3187 * 146.0530 12.5294 * 3.8487 * 0.8035 * 0.5956 * 0.3458 * 0.2054 * 0.1166 *

0.0093 * 0.0019 * 0.8779 * 0.0753 * 0.0231 * 0.0048 * 0.0036 * 0.0021 * 0.0012 * 0.0007 *

2988.0000

1.0000

52865.23

1.0000

166.3633

1.0000

TABLA Nº 5.64 - DATOS GENERALES DE LA CORRIENTE 1A

Frac. de vapor

Fase general COMPUESTOS

FLUJO MOLAR

FRACCIÓN MOLAR

(kgmole/h)

Nitrogen CO2 Methane Ethane Propane i-Butane n-Butane i-Pentane n-Pentane n-Hexane Total

44.5212 5.9760 2725.653 148.2048 44.2224 7.7688 5.9760 2.9880 1.7928 0.8964 2988.000

FLUJO DE FRACCIÓN MASA DE MASA (kg/h)

0.0149 0.0020 0.9122 0.0496 0.0148 0.0026 0.0020 0.0010 0.0006 0.0003 1.0000

1247.172 263.0020 43727.38 4456.503 1950.075 451.5537 347.3490 215.5872 129.3523 77.2499 52865.23

0.0236 0.0050 0.8271 0.0843 0.0369 0.0085 0.0066 0.0041 0.0024 0.0015 1.0000

VOL. LÍQUIDO FLUJO (m3/h)

1.5466 0.3187 146.0530 12.5294 3.8487 0.8035 0.5956 0.3458 0.2054 0.1166 166.3633

VOL. LÍQUIDO FRACCIÓN

0.0093 0.0019 0.8779 0.0753 0.0231 0.0048 0.0036 0.0021 0.0012 0.0007 1.0000 Página 110

Prosesamiento Gas Turbo Expander

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