SIMULACIÓN EN ASPEN HYSYS DEL PROCESO DE CRIOGENIZACIÓN DE TURBOEXPANSIÓN PARA OPTIMIZAR LA SEPARACIÓN DE LÍQUIDOS DEL GAS NATURAL
CAPITULO 1 INTRODUCCIÓN 1.1.
ANTECEDENTES Existe escasa documentación en la facultad de tecnología que abarque el uso de simuladores, pero en los últimos años tanto la universidad como las empresas estatales vienen auspiciando cursos de capacitación como diplomados y masterados en simulación de procesos para proyectos en hidrocarburos. hi drocarburos. Al contrario del anterior punto el proceso de turbo-expansion fue estudiado como por ejemplo: “Optimización de la recuperación de hidrocarburos licuables del gas
natural en un proceso criogénico de turbo- expansión” de David Acho desarrollado en la UMSA.
1.2.
IDENTIFICACIÓN DEL PROBLEMA Generalmente uno de los objetivos en el área de procesamiento del gas natural es optimizar el proceso para recuperar la mayor cantidad de hidrocarburos líquidos debido a su mayor valor comercial, con este criterio ¿Es posible optimizar mediante la simulación el proceso de criogenización de turbo-expansión para la separación de líquidos del gas natural?
1.3.
OBJETIVOS 1.3.1 OBJETIVO GENERAL Simular en Aspen HYSYS el proceso de criogenización de turbo-expansión para optimizar la separación de líquidos del gas natural.
1.3.2 OBJETIVOS ESPECIFICOS
Simular en Aspen HYSYS las unidades básicas de los proceso de criogenización de turbo-expansión.
Realizar balances de materia y energía con el simulador Aspen HYSYS.
CAPITULO 1 INTRODUCCIÓN 1.1.
ANTECEDENTES Existe escasa documentación en la facultad de tecnología que abarque el uso de simuladores, pero en los últimos años tanto la universidad como las empresas estatales vienen auspiciando cursos de capacitación como diplomados y masterados en simulación de procesos para proyectos en hidrocarburos. hi drocarburos. Al contrario del anterior punto el proceso de turbo-expansion fue estudiado como por ejemplo: “Optimización de la recuperación de hidrocarburos licuables del gas
natural en un proceso criogénico de turbo- expansión” de David Acho desarrollado en la UMSA.
1.2.
IDENTIFICACIÓN DEL PROBLEMA Generalmente uno de los objetivos en el área de procesamiento del gas natural es optimizar el proceso para recuperar la mayor cantidad de hidrocarburos líquidos debido a su mayor valor comercial, con este criterio ¿Es posible optimizar mediante la simulación el proceso de criogenización de turbo-expansión para la separación de líquidos del gas natural?
1.3.
OBJETIVOS 1.3.1 OBJETIVO GENERAL Simular en Aspen HYSYS el proceso de criogenización de turbo-expansión para optimizar la separación de líquidos del gas natural.
1.3.2 OBJETIVOS ESPECIFICOS
Simular en Aspen HYSYS las unidades básicas de los proceso de criogenización de turbo-expansión.
Realizar balances de materia y energía con el simulador Aspen HYSYS.
Estudiar las bases teóricas y principios de funcionamiento funcionamiento de las unidades del proceso de turbo-expansión.
Realizar la sensibilización de la simulación a diferentes condiciones de operación para optimizar el proceso.
1.4.
JUSTIFICACIÓN Para la separación de líquidos del gas natural mediante el proceso criógeno de turbo-expansión se deben realizar cálculos de balance de materia/energía y modificaciones en las variables de operación de los diferentes equipos que forman parte de dicho proceso. Existe una variedad de simuladores como el Aspen HYSYS capaces de obtener instantáneamente resultados en un ordenador de las modificaciones que se realicen, con la ayuda de esta herramienta el profesional de procesos puede mejorar la operación y el control del proceso.
CAPITULO 2 2. FUNDAMENTO TEORICO 2.1.
SIMULADOR DE PROCESOS QUÍMICOS Un simulador de procesos químicos es un programa de computador utilizado para modelar el comportamiento en estado estacionario y dinámico de un proceso químico, mediante la determinación de las presiones, temperaturas y velocidades de flujo.
2.2.
SIMULADORES DE PROCESOS EN LA INDUSTRIA QUÍMICA El uso de los simuladores está orientado fundamentalmente a la industria con el objetivo de mejorar e incrementar la eficiencia de las mismas, a permitir hacer simulaciones de diferentes procesos antes de que ocurran en realidad, las cuales producen resultados que pueden ser analizados para una futura realización de los mismos. Existe una gran variedad de simuladores de procesos, como por ejemplo Hysy, Aspen Plus, CHEMCAD,etc., estas son poderosas herramientas de cálculo, con inmensos bancos de datos que contienen las propiedades físicas de miles de compuestos y sustancias químicas, selección de modelos termodinámicos, cálculos de equipos (teórico y real), análisis de costo, estado de agregación y condiciones de operación, que le dan al simulador la ventaja de una gran versatilidad.
2.3.
SIMULADOR HYSYS HYSYS es un software para la simulación de plantas petroquímicas y afines. Incluye herramientas para estimar:
Propiedades físicas
Equilibrios líquidos vapor
Balances de materias y energía
Simulación de equipos en ingeniería química
Simula procesos en estado estacionario y dinámico
Utiliza datos experimentales para sus correlaciones. La mayoría de los datos experimentales, aunque algunos son estimados (La mayoría de los simuladores usa modelos predictivos como UNIFAC.
2.4.
GAS NATURAL El gas natural es un compuesto no tóxico, incoloro e inodoro, constituido por una mezcla de hidrocarburos en la que su principal componente es el metano (CH4). Su composición química, no obstante varía sensiblemente según su procedencia, ya que acostumbra a ir asociada a otras moléculas o elementos como el ácido sulfhídrico (H2S), el anhídrido carbónico (CO2), el nitrógeno (N2) o el helio (He) que se extrae cuando el gas natural se destina a usos industriales y domésticos.
2.5.
CARACTERÍSTICAS DEL GAS NATURAL El gas natural se consume tal y como se encuentra en la naturaleza, no pasa por ningún proceso de transformación. La estructura molecular más simple del gas natural facilita que se queme limpiamente, por ello su combustión no produce partículas sólidas ni azufre. El gas natural es una de las fuentes de energía más limpia ya que es la que emite menos gases contaminantes (SO2, CO2, NOx y CH4) por unidad de energía producida.
Tabla N° 1 Composición de gas natural de un pozo de petróleo. Categoría
Componente
Cantidad %
Parafinados
Metano etano Propano Butano Pentano Hexano Heptano hipotético
70-98 1-10 5 2 1 0.5 rastro 0.9
Cíclicos
Ciclo Ciclo hexano
propano
Rastros rastros
Aromáticos
Benceno y otros
Rastros
No hidrocarburos
Nitrógeno Dióxido de carbono Ácido sulfhídrico Helio otros componentes N, H Agua
15 1 ocasionalmente 5 Ocasionalmente 5
Fuente: Ingeniería del gas y comportamiento de los hidrocarburos, autor: Ramiro Pérez Palacio Marcias J. Martinez. Pag. 60.
2.6.
PRESIÓN Tratando con líquidos y gases, generalmente hablamos de la presión; para sólidos hablamos de tensiones. La presión en un fluido en reposo a un punto dado es el mismo en todas las direcciones, y definimos la presión como el componente normal de la fuerza por unidad de área.
2.7.
Ec. 2.1.
TEMPERATURA En física, se define como una magnitud escalar relacionada con la energía interna de un sistema termodinámico, definida por el principio cero de la termodinámica.
2.8.
VOLUMEN El volumen (V) es el espacio ocupado por un fluido. El gas es compresible y su volumen estará determinado por el espacio ocupado. Si un gas se comprime, su presión y volumen se modificaran de acuerdo a las leyes de los gases.
2.9.
ECUACIÓN DE GAS IDEAL
Un gas ideal es un gas teórico compuesto de un conjunto de partículas puntuales con desplazamiento aleatorio que no interactúan entre sí. El concepto de gas ideal es útil porque el mismo se comporta según la ley de los gases ideales, una ecuación de estado simplificada es:
Ec.2.2
Donde:
P=presión V=Volumen n= Número de moles R= Constante universal de los gases T=Temperatura
2.9.1. CARACTERÍSTICAS DEL GAS IDEAL Se considera que un gas ideal presenta las siguientes características:
El número de moléculas es despreciable comparado con el volumen total de un gas.
No hay fuerza de atracción entre las moléculas.
Las colisiones son perfectamente elásticas.
Evitando las temperaturas extremadamente bajas y las presiones muy elevadas, podemos considerar que los gases reales se comportan como gases ideales.
2.10. GAS REAL Los gases reales son los que en condiciones ordinarias de temperatura y presión se comportan como gases ideales; pero si la temperatura es muy baja o la presión muy alta, las propiedades de los gases reales se desvían en forma considerable de las de los gases ideales. Para corregir esa desviación se introduce un nuevo término a la ecuación del gas ideal llamado factor de compresibilidad (z).
2.11. FACTOR DE COMPRESIBILIDAD DEL GAS (Z) Es un factor de corrección introducido en la ecuación general de los gases y será obtenido experimentalmente dividiendo el volumen real de n moles de un gas a presión y temperatura, por el volumen ideal ocupado por la misma masa de gas a iguales
condiciones
de
presión
y
temperatura.
La ecuación a usar será la de los gases ideales pero con el factor Z como corrección:
∗ ∗ ∗ ∗
Ec. 2.3.
El factor Z, es función de propiedades pseudoreducidas, es decir, Z= f (Ppr , Tpr )
Fig. 1 Curvas de las propiedades críticas para leer el factor de compresibilidad.
Fuente: Gases y vapores, Dept. de ing. Química Pag. 7 Para hallar las propiedades pseudocríticas se pueden determinar a través de las composiciones molares de cada componente del gas natural ó a través de la gravedad específica del mismo. Para determinar Z, por la gráfica es necesario conocer algunos parámetros que se enuncian a continuación:
∑== ∑== 168325∗ 12.5∗ 67715.0∗ 37.5∗
Ec. 2.4.
Ec. 2.5.
Ec.2.6.
Ec.2.7.
Con las propiedades pseudocríticas hallamos las pseudoreducidas y con éstas el valor de Z de la gráfica.
2.12.
Ec. 2.8. Ec. 2.9.
COMPRESIBILIDAD ISOTÉRMICA DEL GAS (CG) La variación de la compresibilidad de un fluido con la presión y temperatura es de gran importancia para los cálculos de ingeniería de yacimientos. Para una fase liquida, la compresibilidad es pequeña y se asume en ocasiones constante, pero para los gases no sucede lo mismo. La compresibilidad isotérmica del gas es el cambio en el volumen por unidad de cambio de presión. Para gas ideal, Z=1 constante, y la compresibilidad es Cg= 1/P
∗ = ∗ =
Ec. 2.10.
Ec.2.11.
1/p
Ec.2.12.
2.13. PESO MOLECULAR DEL GAS (PMG) Es la unión de la de los pesos atómicos de cada elemento que conforman el gas natural. Las unidades del peso molecular son: Kgr/Kmol ó Lb/lbmol. El gas natural, es una mezcla de componentes y es por ello que el peso molecular del gas se obtiene sumando la fracción molar de cada i-esimo componente por su respectivo peso molecular.
∑==
Ec. 2.13.
Dónde:
2.14.
GRAVEDAD ESPECÍFICA (GE) Es la relación de la densidad de una sustancia a la densidad de una sustancia de referencia. Para efectuar la relación entre ambas sustancias, es necesario que ambas se encuentren a la misma presión y temperatura. Si asumimos un comportamiento de gas ideal para ambas sustancias, la gravedad específica se puede expresar en función de los pesos moleculares de cada sustancia.
GE = GEgas / GEaire o GE = PMg / PMaire
Ec. 2.14.
Dónde: GE: Gravedad específica. GEgas: gravedad especifica del gas. GEaire: gravedad especifica del aire.
2.15. CONSIDERACIONES TERMODINÁMICAS
2.15.1. VOLUMEN ESPECÍFICO Y DENSIDAD El volumen específico de una sustancia es definido como el volumen por unidad de masa o mol y es representado por el símbolo v. La densidad de una sustancia es definida como la masa por unidad de volumen, y es por lo tanto el recíproco del volumen específico. La densidad es designada por el símbol o ρ. El volumen específico y la densidad son propiedades intensivas.
1/
Ec.2.15.
Ec.2.16.
2.15.2. SISTEMA Un sistema es la región del espacio, definida por un observador, que se desea estudiar. Está rodeada por una superficie denominada frontera o límite. Estos límites pueden ser reales o ficticios, fijos o móviles. La región exterior a los límites de un sistema y contigua a él constituye sus alrededores. El conjunto de sistema, frontera y alrededores se conoce usualmente como universo. Los sistemas termodinámicos generalmente se clasifican en dos grandes categorías: sistemas cerrados y abiertos. Sistemas cerrados: son aquellos en los cuales NO hay flujo de materia a través de los límites del sistema. El sistema cerrado siempre contiene la misma cantidad de materia. No intercambian masa pero sí pueden intercambiar energía. Un caso
particular de sistema cerrado es el que se llama aislado, el cual no intercambia materia ni energía con otro sistema o con sus alrededores. Sistemas abiertos: son aquellos en los cuales existe intercambio de materia a través de las fronteras. Puede ser que en un sistema abierto el cambio neto de masa sea igual a cero, es decir, que el flujo de masa que entra al sistema sea igual al flujo de masa que sale del mismo. En el caso de los sistemas abiertos la frontera o límite suele llamarse volumen de control. De acuerdo a los intercambios con los alrededores se pueden clasificar los límites de un sistema como:
Impermeables o permeables: de acuerdo a que haya o no flujo de masa a través de ellos
Rígidos o móviles: si se efectúa o no trabajo.
Adiabáticos o diatérmicos: cuando no se transfiere calor o la transferencia de calor es instantánea
2.15.3. FASE Y ESTADO Una fase está definida como una cantidad de materia homogénea en todas sus partes. En la naturaleza existen comúnmente cuatro fases: sólida, líquida, gaseosa y plasma. El estado de una sustancia está conformado por el conjunto de parámetros físicos que describen por completo la forma en que existe dicha sustancia.
2.15.4. PROCESO Y CICLO Un proceso ocurre cuando el sistema pasa de un estado termodinámico a otro. Existen procesos termodinámicos donde una de las propiedades permanece constante, ellos reciben nombres específicos, a saber: Propiedad constante:
Temperatura
Proceso Isotérmico
Presión Volumen
Proceso Isobárico Proceso Isocórico o Isométrico
Un ciclo es un proceso o conjunto de procesos que hacen regresar al sistema a su estado original.
2.15.5. DIAGRAMA P,V,T Los estados de equilibrio de una sustancia simple compresible pueden representarse como superficie tridimensional. La figura 2 muestra un diagrama cualitativo de una sustancia.
Fig.2. Diagrama P,V,T para una sustancia que se contrae al solidificar Fuente: Termodinámica técnica. Carlos Cruz, Pag.23
Un punto de estado representado en la figura 2 sobre la línea de separación de una región monofásica a otra bifásica se conoce como estado de saturación. La línea
curva que separa de la región liquido vapor, línea a-m-c, se conoce como línea de líquido saturado y cualquier estado representado por un punto sobre esta línea se conoce como un estado líquido saturado. De igual manera, los estados representados sobre la curva c-n-b, son estados de vapor saturado. El punto de estado donde la línea de líquido saturado y vapor saturado se llama punto crítico. La existencia del punto crítico demuestra que la distinción entre la fase liquida y gaseosa.
2.15.6. DIAGRAMA PRESIÓN-TEMPERATURA La superficie P-V-T puede proyectarse sobre el plano p-v y el plano T-v, y el p-T En la figura 3 un punto de estado a lo largo de la curva de vaporización la presión y la temperatura en este estado se conoce como la presión de saturación y la temperatura de saturación, la presión de saturación se conoce como la presión de vapor. Otro estado único de la materia está representado por el punto triple y señalado como estado triple, implica que en este estado coexisten las tres fases.
Fig.3 Diagrama P-T para una sustancia pura
Fuente: Termodinámica técnica, Carlos Cruz. Pag.24
2.15.7. DIAGRAMA PRESIÓN-VOLUMEN ESPECÍFICO En la figura 4 se muestra la proyección de la superficie P, V, T sobre el plan P-V. Donde se puede representar un punto en la región bifásica indicando que es una mezcla líquido y vapor saturado. En el diagrama presión volumen se observa las regiones de líquido comprimido, zona de líquido-vapor y la región de vapor sobrecalentado. Se denomina líquido comprimido o líquido sub enfriado, a un líquido que está sometido a una presión mayor de equilibrio líquido-vapor correspondiente a la temperatura que se encuentra, es decir cuando no está a punto de evaporarse. Un líquido a punto de evaporarse se llama líquido saturado, se encuentra en condiciones de equilibrio con su vapor. Un vapor que está a punto de condensarse se llama vapor saturado. Se denomina vapor sobrecalentado a un vapor que se encuentra a una temperatura superior a la de equilibrio con su líquido correspondiente a la presión a que está sometido.
Fig.4 Diagrama P-V Fuente: Termodinámica Técnica, Carlos Cruz. Pag.24
2.15.8. TRABAJO Se define el trabajo (w) como la transferencia de energía, sin transferencia de masa, a través de la frontera de un sistema debido un gradiente de potencial distinto a la temperatura, y se dice que el trabajo es ejecutado por un sistema sobre su entorno si el único efecto externo en el sistema fuera el movimiento mecánico. Trabajo realizado sobre el sistema:- (negativo) Trabajo realizado por el sistema: + (positivo)
2.15.9. CALOR El calor es una forma de energía que se transfiere debido a una diferencia de temperatura. Calor que entra al sistema:+ (positivo) Calor que sale del sistema: -(negativo)
2.16. LIQUIDOS DEL GAS NATURAL Los líquidos del gas natural comprenden los componentes que se pueden extraer de una corriente de gas rico; Estos, comúnmente llamados líquidos del gas natural (LGN, en ingles NGL), incluyen etano, propano, butanos, y gasolina natural (condensado). Para producir el LGN se requiere un seco (Metano) puro, que solo puede ser obtenido en una planta de extracción de líquidos. La recuperación de los componentes del NGL en el gas no solo se realiza como método de control del punto de roció de la corriente de gas natural, ya que el LGN generalmente tienen un valor más alto como productos separados que como parte de la corriente del gas natural. Las fracciones LGN más livianas, como el etano, propano y los butanos, pueden venderse como combustibles o materias primas de refinerías y plantas petroquímicas, mientras que las porciones más pesadas pueden utilizarse como cortes en el blending de naftas.
Del gas natural, se extrae el Etano, Propano y Butano, que son la materia prima para la industria petroquímica que trasforma mediante procesos industriales producen plásticos, accesorios, etc. El Etileno es introducido a un proceso de polimerización, así convirtiéndose en polietileno de alta densidad (PEAD) el Polietileno de Baja Densidad (PEBD); el Policloruro de Vinilo (PVC); el Polipropileno (PP) y el Polietileno Teraftalato (PET). GLP (Propano + Butano).
2.17. PROCESOS DE SEPARACIÓN DE LÍQUIDOS DEL GAS NATURAL Los procesos de remoción de los hidrocarburos pesados de la corriente de gas natural se conocen como extracción de líquidos del gas natural. Estos hidrocarburos líquidos, conocidos como líquidos del gas natural (LGN) están conformados principalmente por etano, propano, butanos y gasolina natural. La recuperación de dichos componentes se requiere no solo para el control de punto de rocío de hidrocarburos en la corriente de gas natural, con el fin de evitar la formación de una fase líquida durante el transporte y asegurar la especificación para una entrega y combustión segura, sino también debido a que estos componentes son una fuente atractiva de ingresos, ya que tienen un valor significativamente más grande cuando son vendidos por separados. El nivel deseado de recuperación de LGN es establecido muchas veces por la diferencia entre el precio de venta de este como líquido y como combustible, lo que se conoce como valor de reducción. El comportamiento de fases del gas natural es función de la presión y temperatura. Cualquier enfriamiento que se realice fuera de la zona de condensación retrógrada, inducirá la condensación y llevará a la obtención de líquidos del gas natural (Mokhatab, Poe & Speight, 2006). Basados en este comportamiento se describen los diferentes procesos.
2.17.1. REFRIGERACIÓN MECÁNICA
La refrigeración mecánica es el proceso más simple y más directo para la recuperación de LGN. La refrigeración mecánica o externa es suplida por un ciclo de refrigeración y compresión de vapor que utiliza propano como el refrigerante y compresores centrífugos o reciprocantes para mover el refrigerante desde las condiciones de operación de baja presión a las de alta presión. En la figura 5 se presenta un esquema de este tipo de proceso, en este esquema puede verse que el gas de entrada es pre-enfriado en el intercambiador de calor gasgas usando la corriente de gas de salida del separador, para así de este modo aprovechar parte de la energía utilizada para la refrigeración. El enfriador es una unidad de tubo y carcasa tipo “Kettle”, en el cual el gas pasa por los tubos y le
transmite la energía al líquido refrigerante que rodea los tubos. El refrigerante se vaporiza y deja el enfriador esencialmente como vapor saturado. Si hay presente agua, la formación de hidratos es prevenida por la inyección de un inhibidor de hidratos, como el metanol.
Figura 5. Esquema del proceso de refrigeración mecánica
Fuente: Geist, 1985, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006
2.17.2. AUTO-REFRIGERACIÓN Como se observa en la figura 6 en oposición a la refrigeración externa, en los procesos de auto-refrigeración el gas de entrada es pre-enfriado usando el gas tratado, a través de un intercambiador gas-gas, y luego se enfría aún más por una expansión isoentálpica, o expansión Joule-Thomson, a través de una válvula, esto produce que los hidrocarburos pesados y el agua condensen. En este proceso el comportamiento no ideal del gas de entrada causa que la temperatura del gas disminuya con la reducción de presión, y el cambio de temperatura depende principalmente de la caída de presión. Los líquidos condensados son removidos en uno o más separadores para alcanzar las especificaciones de presión de vapor y composición, el gas de salida del separador de baja temperatura, que satisface dichas especificaciones es calentado usando el gas de entrada. En muchos casos el gas tratado debe ser comprimido nuevamente a la presión de la línea de distribución requerida, ya que ha sido expandido hasta una presión más baja, esto penaliza el proceso debido a que tiene que tomarse en cuenta el requerimiento de potencia de recompresión. Por esto el proceso es favorecido cuando el gas es producido a una muy alta presión y puede ser expandido hasta la presión de la línea de distribución sin necesidad de compresión.
Figura
6.
Esquema
del
proceso
de
auto-refrigeración
Fuente: Brands & Rajani, 2001, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006
El enfriamiento en este proceso está limitado con frecuencia por la temperatura de formación de hidratos a la presión aguas arriba de la planta de extracción, a menos que se le inyecte un inhibidor de hidratos, como por ejemplo, el metanol o glicol. En este caso, el condensado compuesto de hidrocarburos y glicol húmedo son calentados y separados en un separador trifásico, luego de esto el glicol puede ser regenerado en una columna despojadora. Este proceso es muy efectivo si el objetivo es recobrar etano o mayor cantidad de propano que la obtenida por refrigeración mecánica, la auto-refrigeración es aplicable particularmente para volúmenes de gas pequeños, de 5 a 10 MMSCFD.
2.17.3. REFRIGERACIÓN CRIOGÉNICA Cuando la presión disponible es insuficiente para alcanzar el punto de rocío requerido con el proceso de auto-refrigeración, la refrigeración criogénica puede ser considerada. Los procesos de refrigeración criogénica se usan tradicionalmente para la recuperación de líquidos del gas natural, debido a que aún cuando tienen un alto costo de capital poseen bajos costos operacionales; sin embargo, contienen numerosas partes movibles y son complicadas de operar (Ewan et al., 1975)
En la figura 7 se muestra un esquema de este tipo de plantas, las mismas se caracterizan por el uso de una turbina de expansión, en sustitución del enfriador y de la válvula JT usada en la refrigeración mecánica y la auto-refrigeración respectivamente, por lo cual son conocidas como plantas turbo-expansoras.
Figura 7 Esquema del proceso refrigeración criogénica Fuente: Ewan et al., 1975, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006
El gas que entra a la planta se expande, esta energía proporcionada por la expansión es suplida en forma de trabajo a la turbina, lo que produce una reducción de la entalpía del gas, y de esta manera se alcanza una disminución de la temperatura aún mayor que la alcanzada por el procesos JT simple (entalpía constante). La turbina puede estar conectada a un compresor, el cual vuelve a comprimir el gas con una pequeña pérdida en la presión total.
2.17.4. PROCESOS DE ABSORCIÓN EN ACEITE POBRE
El método de absorción para recuperación de líquidos del gas natural es muy similar al usado para endulzamiento y para deshidratación. En este caso se utiliza un aceite pobre como medio de absorción, el cual tiene una gran afinidad por los hidrocarburos pesados (C3 – C7+). En la figura 8 se muestra un esquema de este tipo de plantas, el gas a ser procesado es puesto en contacto con el aceite de absorción (aceite pobre) en una columna empacada o de platos, la cual opera típicamente a la temperatura ambiente y a una presión cercana a la del gas de venta.
Figura 8. Esquema de una planta de absorción con aceite Fuente: Rojey et al., 1997, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006
El gas que sale por el tope es enviado hacia los consumidores finales, mientras que el aceite ahora rico en hidrocarburos pesados se expande para liberar la mayor parte del metano absorbido, y luego se dirige hacia el sistema de regeneración. La
recuperación de líquidos es típicamente 99% del butano y la gasolina natural, 6575% del propano, y 15-25% del etano contenido en el gas.
2.17.5. PROCESOS DE ADSORCIÓN EN LECHO SÓLIDO Este método usa adsorbentes, como sílica gel o carbón activado para adsorber los hidrocarburos pesados presentes en el gas natural. El esquema de procesos de este tipo de plantas se presenta en la figura 9.
Figura 9. Esquema de una planta de adsorción en lecho sólido Fuente:Foglietta, 2004, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006.
El proceso es continuo respecto al gas, pero cíclico respecto al lecho adsorbente, debido a que este debe ser regenerado cuando se satura con los hidrocarburos. La
regeneración se hace utilizando gas caliente reciclado, los líquidos del gas natural es recuperado de éste mediante el enfriamiento, condensación y separación de fases. Este proceso es apropiado para concentraciones bajas de hidrocarburos pesados en el gas de alimentación, o para gas a presiones cercanas a la cricondenbara.
2.17.6. PROCESOS DE SEPARACIÓN POR MEMBRANAS Los procesos de separación por membrana ofrecen una solución simple y de bajo costo, como alternativa a los procesos de refrigeración y criogénicos, para la remoción y recuperación de los LGN. En la figura 10 se muestra un esquemático de este tipo de plantas, en esta membranas pernean selectivamente los hidrocarburos pesados en comparación al metano. Los hidrocarburos perneados son recuperados como líquidos después de la recompresión y condensación. La corriente retenida, baja en contenido de hidrocarburos pesados es enviada como la corriente de gas a venta.
Figura 10 esquema de una planta de separación por membranas Fuente: Foglietta, 2004, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006
Las membranas utilizadas para este tipo de procesos son hechas principalmente de polímeros vítreos, los cuales exhiben una buena selectividad difusional; sin embargo, se han desarrollado y comercializado nuevas membranas de tipo elástica (Lokhandwala & Jacobs, 2000, citado en Mokhatab, Poe & Speight, 2006). Estos sistemas son estos sistemas son muy adecuados para aplicaciones costa afuera.
2.18. PRODUCCIÓN DE GLP EN BOLIVIA.
Tabla N°2. Producción de GLP en la plantas de Bolivia criogenización, absorción, refrigeración)
. Fuente: cámara Hidrocarburifera de Bolivia. Para más detalle ver anexo N°1.
CAPITULO 3 3. PROCESO CRIOGÉNICO DE TURBO EXPANSIÓN PARA LA SEPARACIÓN DE LÍQUIDOS DEL GAS NATURAL. 3.1.
SEPARACIÓN
DEL
GAS
NATURAL
DE
SUS
LÍQUIDOS
El gas natural, al igual que el petróleo, es una combinación de hidrocarburos. En un yacimiento de gas natural es posible encontrar gas natural combinado con petróleo, con otros hidrocarburos e incluso en algunos casos con agua. No obstante, para que el gas natural extraído del yacimiento pueda ser usado por los consumidores finales este debe pasar por un proceso para obtener lo que se conoce como gas natural seco, es deci r, un gas natural al cual se le han extraído ciertos componentes que en conjunto formarán lo que se conoce como líquidos de gas natural. Existen 3 tipos de procedimientos para realizar esta separación: el de absorción, el de refrigeración y el de criogenización, siendo este último el más eficiente aunque es un poco más costoso que las opciones anteriores. Aun cuando el proceso de criogenización para la separación del gas natural de sus líquidos es un proceso complejo, presentamos una breve descripción del proceso:
Una vez extraído el gas natural (compuesto de metano, etano y líquidos en fase vaporizada) del yacimiento, el producto es trasladado hasta la unidad de deshidratación, en la cual se reduce la cantidad de agua presente en él a pequeñas cantidades (incluso partículas por millón).
Seguidamente, el gas natural pasa a un separador de baja temperatura, del cual se obtiene como resultado final gas natural húmedo por un lado y los líquidos más pesados de gas natural por otro.
El gas natural húmedo es enviado a una des-etanizadora tras haber pasado por un “Turbo Expander” en el cual se reduce la presión y la temperatura del mismo.
Producto de este proceso se obtienen el gas natural seco y líquidos livianos de gas natural.
El gas natural es reducido en volumen para poder ser enviado a su siguiente destino.
Por su parte los líquidos de gas natural resultantes están listos para ser enviados a almacenar, o en caso contrario, para ser enviados a la planta de procesamiento respectiva.
3.1.1. IDENTIFICACIÓN DEL PROBLEMA DEL PROCESO CRIOGÉNICO. El problema esencial es el desabastecimiento de GLP en el mercado nacional, debido al crecimiento significativo en la demanda de GLP y a la caída en la producción del energético. Según reportes del Instituto Nacional de Estadística (INE), analizados por el instituto Boliviano de Comercio Exterior (IBCE), Bolivia erogó $us 1.390 millones para importar combustibles y ($us 1.4 millones) se gastó en GLP desde enero del 2006 hasta agosto del 2009. Los mayores abastecedores de GLP en el país son Argentina y Perú. Después de tener identificado el problema, se plantean algunas posibles soluciones para cubrir el déficit de carburantes en el país, entre estas rutas de solución se tienen:
Aumentar la producción del GLP
Aumentar la producción de Gasolina
Aumentar la producción del Diesel
Utilizar GNC.
La materia prima necesaria para la recuperación de GLP es el Gas Natural de la Planta Margarita. La disponibilidad de la materia prima y la recuperación requerida de GLP para cubrir el mercado, hace que sea necesaria la construcción y puesta marcha de una planta recuperadora de GLP en la Planta Margarita, que está ubicado en Caipipendi en la jurisdicción del departamento de Tarija. El procesamiento del gas natural, consiste en separar las moléculas de metano de las otras moléculas de hidrocarburos más pesados como por ejemplo el etano, propano, butano y pentano.
La separación de las moléculas se la realiza sometiendo el
hidrocarburo producido a diferentes presiones y temperaturas y en base a la diferencia de sus propiedades físicas de cada uno de los componentes. Esta separación se la realiza principalmente para facilitar el transporte de los productos que se encuentran en distintas fases y para producir productos con diferentes.
3.1.2. PROCESO DE FRACCIONAMIENTO DEL LGN. Consiste en varias etapas de separación que se logran a través de la destilación, en la que se produce la separación de cada uno de los productos, como se muestra en el diagrama de flujo Nº1 de Repsol YPF. En la columna De etanizadora se separa el etano, en la De propanizadora se separa el propano, y en la columna De butanizadora por la parte superior se obtiene el Gas Licuado de Petróleo y por la parte inferior la Gasolina Natural10.
Fig.
11
Proceso
de
fraccionamiento
Fuente: Estudio técnico de la recuperación del LNG, Villa montes.
del
LNG.
3.1.3. PROCESO DE ABSORCIÓN Y RECTIFICACIÓN. La disolución de una parte o toda una mezcla gaseosa en un líquido se llama absorción. Uno de los procesos más importantes para la Recuperación de GLP es el de absorción en columnas de bandeja de burbujeo en las que circula a contra corriente el absorbente (se usa gas oíl o Kerosene como absorbente). El aceite absorbente rico en hidrocarburos livianos es despojado de propano, butano y componentes de la gasolina natural en otra columna llamada rectificadora (Stripper) y enviado de vuelta al absorvedor. El gas natural libre de compuestos licuables es apto para ser bombeado a los mercados previa eliminación de vapor de agua contenido en el mismo para evitar la formación de hidratos. La deshidratación se efectúa por absorción en soluciones de glicol o por desecantes sólidos. Los líquidos recuperados por el proceso de absorción son fraccionados en productos estables, gas licuado, propano y butano, gasolina natural o condensado estabilizado.
Fig.12
Proceso
de
a
absorción
Fuente: Estudio técnico de la recuperación del LNG, Villa montes.
3.1.4. PROCESO CRIOGÉNICO
y
rectificación.
La planta criogénica que se muestra en el diagrama de bloque, trabaja a temperaturas muy bajas para que ciertos componentes del gas se condensen a líquido. Los componentes del gas que se condensan forman una mezcla de hidrocarburos líquidos
conocidos como líquidos del gas natural (LGN), que
contienen valiosos hidrocarburos que pueden separarse en productos como el propano- butano (GLP) y gasolina natural. El proceso criogénico es uno de los más económicos, es utilizado para la recuperación de etano y los hidrocarburos más pesados, como el propano, butano (GLP) y pentanos, hexanos componentes de la gasolina natural. Con este proceso se obtiene más del 85% de etano y todos de los hidrocarburos más pesados encontrados en el gas natural producido. La ventaja principal de la planta criogénica es su capacidad de recuperar un alto contenido de etano, propano y butano. El corazón de la planta criogénica es una máquina llamada Turbo Expander o simplemente expander. El expander es una turbina que trabaja a presiones altas, para poder mover el ej e de la máquina, este emplea ciertos principios termodinámicos para producir temperaturas sumamente frías, aproximadamente a -84ºC o -109ºC (-120 a -165 ºF). El gas que se extiende por la turbina que funciona moviéndose el eje, hace que su energía interior se reduzca causando temperaturas y presiones muy bajas. Las temperaturas producidas son tan frías que pueden condensar los hidrocarburos líquidos del gas natural (LGN), incluso el etano. El eje de la turbina transmite el trabajo al compresor que se encuentra en el otro extremo del eje. El trabajo de este compresor es aumentar la presión del gas de presión baja, después de que el líquido del gas natural se ha condensado. Este gas, llamado gas de residuo es el metano con una composición > , es enviado a los compresores para el transporte en tuberías o a reinyección. El resto de la planta criogénica consiste en una torre fraccionadora que estabiliza los productos recuperados del líquido del gas natural (LGN), separando cualquier componente disuelto como el metano.
En el siguiente diagrama de bloque el gas a la entrada de la planta es un gas rico, húmedo, saturado con vapor de agua debe deshidratarse para quitar prácticamente todo el vapor de agua que contiene. Este debe alimentar a las partes más frías de la planta criogénica que está seca y rica en hidrocarburos líquidos del gas natural. El flujo de gas a través del frío se condensa y luego se bombea fuera como un producto líquido. El gas residual está seco y pasa por el recompresor donde su presión se aumenta para entrar en una línea de transmisión de gas. Algunas plantas criogénicas requieren adicionalmente de refrigeración para condensar LGN. Un sistema de refrigeración mecánico el cual se usa para este propósito.
Tabla Nº 3 Ventajas y desventajas de la separación del LNG .
Fuente: Alternativas tecnológicas para la recuperación licuable del GN.
De la tabla anterior se puede observar que el proceso de fraccionamiento tiene 13 equipos. Este proceso requiere de presiones bajas de 86 a 411 PSIG y el gas de alimento del proceso debe ser rico en hidrocarburos líquidos, libre de agua y debe poseer un rendimiento del 80 %, por lo que este proceso resulta económico. El proceso de Absorción y rectificación tiene 10 equipos. Este proceso requiere de absorbentes como gasoil o kerosene y presiones de 250 a 450 PSIG. El gas de alimento del proceso tiene un alto contenido de agua y de hidrocarburos líquidos, y su capacidad de recuperación de GLP es del 80 %, por lo que este proceso resulta
el más caro. El proceso criogénico es el más completo, contiene 21 equipos y opera a temperaturas bajas y presiones mayores a 1.200 PSIG. El gas de alimento del proceso está libre de agua, con bajo contenido de hidrocarburos licuables y posee una recuperación de GLP mayor al 85 %. Por lo tanto este proceso es el de mayor eficiencia y el más económico.
3.1.5. DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROCESO CRIOGÉNICO. El gas deshidratado ingresa al sistema y pasa por el intercambiador gas-gas y el intercambiador gas-líquido y es enfriado por intercambio de calor con el gas residual frío. La corriente de dos fases liquido –vapor entra en el separador donde se recupera el condensado y el gas se dirige al expander donde tiene lugar el proceso de expansión sin adición ni remoción de calor al sistema (proceso isentrópico). La presión disminuye hasta igualar la presión de diseño del de metanizador y el enfriamiento para alcanzar la temperatura de cabeza del de metanizador, generando trabajo que un compresor directamente acoplado al eje del expander recupera para recomprimir el gas procedente de la cabeza del de metanizador. El gas residual puede ser recomprimido adicionalmente hasta alcanzar la presión de entrada al gasoducto. El uso del Turbo expander para recuperar la energía del gas, permite materialmente incrementar la refrigeración y bajar la temperatura por debajo de las condiciones que se puede obtener de un proceso adiabático. El líquido condensado en el separador de baja temperatura y el gas de descarga del expander son enviados al de metanizador, el producto de fondo de esta columna se envía al sistema de fraccionamiento de la planta para la recuperación de gas licuado y gasolina natural. La recuperación de etano puede alcanzar el 90% o más del contenido en la carga. Virtualmente se puede recuperar el 100% de propano-butano e hidrocarburos más pesados contenidos en el gas de carga.
Fig.14 Diagrama de flujo del proceso criogénico para la recuperación del GLP. Fuente: http://es.scribd.com/doc/90082499/recuperacion-de-glp , viernes 4- julio, 12:00a.m.
3.1.6. CONDICIONES DE OPERACIÓN Enfriamiento del Gas: Para cumplir con una de las condiciones requeridas por el proceso antes de la entrada del gas a la turbina de expansión, se debe enfriar el gas a -40 ºF (40 ºC). Esta operación se efectúa por intercambio de calor con corrientes de condensado y gases fríos, provenientes del acumulador del condensado frio, en los intercambiadores de gas – gas y gas - condensado. Expansión Isentrópica: La operación se efectúa en la turbina de expansión, la corriente de gas que se encuentra a 1.000 PSIG, y a sufre una caída de presión a 500 PSIG y la temperatura baja a -100ºF (-73ºC). La mayor parte del propano y los hidrocarburos más pesados se condensan. La expansión isentrópica produce energía que se utiliza para recomprimir el gas residual. De etanización: El líquido acumulado en el separador de condensado frío
que contiene el propano y superiores (C3 y extraídos de la corriente de gas por enfriamiento, contiene además un apreciable volumen de etano que debe ser eliminado por no estar prevista su recuperación en el diseño de la planta. Este trabajo se efectúa en la torre de etanizadora. Por la parte superior se recupera etano y metanos contenidos en la carga, el producto de cabeza está constituido por estos componentes. El producto de fondo constituye la
carga de la torre
debutanizadora. Fraccionamiento de Gas Licuado y Gasolina Natural: La corriente de condensado procedente de la de etanizadora es enviada a la torre de butanizadora en calidad de carga, por la parte superior de esta unidad se separa el GLP y por el fondo la Gasolina Natural. Recompresión del Gas Residual: El gas seco residual procedente del separador de condensado frío que luego de ser usado como medio de enfriamiento en varios intercambiadores de calor, es recomprimido primero en el compresor accionado por la turbina de expansión y luego en el recompresor, cuya presión de descarga es de 1.440 PSIG, que es la presión de cabecera del gasoducto.
A continuación se detalla de los principios básicos teóricos de cada equipo que forman parte del proceso de turbo-expansión.
3.2.
BASES TEÓRICAS Y PRINCIPIOS DE FUNCIONAMIENTO DE LOS EQUIPOS DEL PROCESO DE TURBO-EXPANSIÓN
3.2.1. PAQUETE TERMODINÁMICO
ECUACIÓN DE PENG ROBINSON
−∗ ∗∗+ .∗ ∗.
Ec. 3.1.
Ec.3.2.
0.0867∗∗
Ec.3.3.
Reglas de mezclado:
(∑= ∗.) ∑=
Ec. 3.4.
Ec.3.5.
Dónde:
1 ∗ 3∗ 2 0 ∗∗ ∗∗ ∗ 0.45724∗ √ 1∗1 0.374641.54226∗0.26992∗ 0.0778∗ = Coeficiente de mezclado
= Coeficiente de mezclado
Ec. 3.7
Ec.3.8.
Ec.3.9.
Ec. 3.10
Ec.3.11.
Ec.3.12.
Ec.3.6.
Dónde: Z = Factor de compresibilidad (adimensional) A,B= Parámetros de la ecuación de Z (adimensional) P = presión de operación (atm, psia) T= temperatura de operación (ºk, ºF) a, b = parámetro de la correspondiente de la ecuación de Peng Robinson m, α = parámetro de la correspondiente de la ecuación de Peng Robinson
3.2.2. TRANSFERENCIA DE CALOR Existen 3 mecanismos de transferencia de calor, estos son: Conducción, Convección y radiación.
3.2.2.1.
TRANSMISIÓN DE CALOR POR CONDUCCIÓN La conducción es el único mecanismo de transmisión del calor posible en los medios sólidos opacos; cuando en estos cuerpos existe un gradiente de temperatura, el calor se transmite de la región de mayor temperatura a la de menor temperatura, siendo el calor transmitido por
conducción Qk,
proporcional al gradiente de temperatura dT/dx, y a la superficie A, a través de la cual se transfiere, Fig. 1 es decir:
∗∗
Ec. 3.13.
Fig. 15. Convenio
de signos para la transmisión del calor por conducción.
Fuente: apuntes de transferencia de calor, autor: Pedro Fernandez Díez, pag. 7.
El sistema cuando este transporte de energía ocurre debido a una diferencia de temperatura entre el sistema y su entorno. La segunda ley de termodinámica. Estados de los que el calor siempre conoce sobre el límite del sistema en la dirección. El calor en el que la conducción es la transferencia de la energía. En metales los electrones trasladan su energía. En cuerpos sólidos que no transmiten la radiación, la conducción de calor lo es el solamente proceso para la transferencia de energía. En gases y líquidos la conducción de calor es superpuesta. La conductividad térmica de los líquidos decrece a medida que aumenta su temperatura, pero el cambio es tan pequeño que en la mayor parte de las situaciones prácticas, la conductividad térmica se puede suponer constante para ciertos intervalos de temperatura; asimismo, en los líquidos no hay una dependencia apreciable con la presión, debido a que éstos son prácticamente incompresibles.
Fig. 16 Conductividad térmica de metales. líquidos, sólidos y gases.
Fig. 17 Conductividad térmica de
Fuente: apuntes de transferencia de calor, autor: Pedro Fernandez Díez, pag. 10
3.2.2.1.1. TRANSMISIÓN EN UNA PARED PLANA Una aplicación inmediata de la ley de Fourier corresponde al caso de la transmisión del calor a través de una pared plana, Fig I.2. Cuando las superficies de la pared se encuentran a temperaturas diferentes, el calor fluye sólo en dirección perpendicular a las superficies.
Si la conductividad térmica es
uniforme, la integración de la ecuación anterior proporciona:
∗ ∗ ∗ ∗
Ec.3.14.
En la que L es el espesor de la pared, T1 es la temperatura de la superficie de la izquierda x = 0, y T2 es la temperatura de la superficie de la derecha x = L
Fig. 18 Pared plana y pared compuesta Fuente: apuntes de transferencia de calor, autor: Pedro Fernandez Díez, pag. 18
3.2.2.1.2. TRANSMISIÓN DE PAREDES EN SERIE
Si el calor se propaga a través de varias paredes en buen contacto térmico, como por ejemplo, en la construcción de capas múltiples, el análisis del flujo de calor en estado estacionario a través de todas las secciones tiene que ser el mismo. Sin embargo, y tal como se indica en la Fig. 17 en un sistema de tres capas, los gradientes de temperatura en éstas son distintos. El calor transmitido se puede expresar para cada sección y como es el mismo para todas las secciones, se puede poner:
∗− ∗− ∗− ∗ +∗−+∗
Ec.3.15.
Si se considera un conjunto de n etapas en perfecto contacto térmico el flujo de calor es:
∗− ∑−∗
Ec.3.16.
3.2.2.1.3. TRANSMISIÓN DE CALOR DE PAREDES EN PARALELO Las ecuaciones anteriores se pueden utilizar también en la resolución de problemas más complejos, en los que la conducción tiene lugar en paredes dispuestas en paralelo. La Fig. 1.4 muestra un bloque formado por dos materiales de áreas A en paralelo; para su resolución hay que tener en cuenta que para una determinada diferencia de temperaturas a través del bloque, cada capa del conjunto se puede analizar por separado, teniendo presentes las condiciones impuestas para el flujo unidimensional a través de cada una de las dos secciones. Si la diferencia de temperaturas entre los materiales en contacto es pequeña, el flujo de calor paralelo a las capas dominará sobre cualquier otro flujo normal a éstas, por lo que el problema se puede tratar como unidimensional sin pérdida
importante de exactitud. Como el calor fluye a través de los dos materiales según
∗− ∗− −∗ trayectorias separadas, el flujo total de calor (
que será la suma de los flujos:
Ec.3.17.
En la que el área total de transmisión del calor es la suma de las dos áreas individuales y la inversa de la resistencia total es igual a la suma de las inversas de todas las resistencias individuales.
Fig.19 Transmisión de calor a través de una pared en paralelo. Fuente: apuntes de transferencia de calor, autor: Pedro Fernandez Díez, pag. 23
3.2.2.2.
TRANSFERENCIA DE CALOR POR CONVECCIÓN La propiedad física de los materiales que determina su capacidad para conducir el calor es la conductividad térmica. La propiedad inversa de la conductividad térmica es la resistividad térmica, que es la capacidad de los materiales para
oponerse al paso del calor, es el intercambio de energía interna, que es una combinación de la energía cinética y energía potencial de sus partículas microscópicas: moléculas, átomos y electrones. Para el caso simplificado de flujo de calor estacionario en una sola dirección, el calor transmitido es proporcional al área perpendicular al flujo de calor, a la conductividad del material y a la diferencia de temperatura, y es inversamente proporcional al espesor:
ℎ∗∗∆ 3.2.2.3.
Ec.3.18.
TRANSFERENCIA DE CALOR POR RADIACIÓN. Tipos de procesos: conducción, convección y radiación térmica. De hecho, la emisión de radiación puede llegar a ser el proceso dominante cuando los cuerpos están relativamente aislados del entorno o cuando están a temperaturas muy elevadas. Así, un cuerpo muy caliente emitirá, por norma general, gran cantidad de ondas electromagnéticas.
∝∗ ∗ σ*
Ec.3.19.
Dónde: P= Es la potencia radiada. α = es un coeficiente que depende de la naturaleza del cuerpo negro perfecto.
S = es el área de la superficie que radia. σ = es la constante de Stefan-Boltzmann, que tiene un valor de 5,67 × 10-8
W/m²K4 T = es la temperatura absoluta
3.2.2.4.
ECUACIONES DE CÁLCULO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR. Transferencia por convección
ℎ∗∗∆
Ec.3.20.
Dónde:
q: Calor transferido h: Coeficiente de convección. A: Área de transferencia de calor
∆
: Delta de Temperatura
Ecuaciones para tubos concéntricos
∗∗
Ec.3.21
Dónde: q: Calor transferido
: Coeficiente global de transferencia de calor.
A: Área de transferencia de calor DTLM: Diferencia de temperatura logarítmica media.
∗∗
Ec.3.22.
Dónde: q: Calor transferido w: Caudal de flujo por interior Cp: Capacidad calorífica
∗∗
: Temperatura de salida del fluido frio
: Temperatura de entrada del fluido frio
Ec.3.23.
Dónde: q: Calor transferido W: Caudal de flujo por interior Cp: Capacidad calorífica
∗∗
: Temperatura de salida del fluido caliente
: Temperatura de entrada del fluido caliente
Dónde:
Ec. 3.24.
A: Área d: diámetro
: Pi
l: longitud.
Diferencia de temperatura logarítmica media Flujo en Contracorriente
−−− −−−
Ec.3.25
Ec.3.26.
Flujo en Paralelo
Vapor saturado como fluido calefactor
∗
Ec.3.27.
Vapor saturado
− Dónde:
Ec.3.28
: :
: Temperatura de entrada del fluido frio : Temperatura de salida del fluido frio : Temperatura de entrada del fluido caliente Temperatura de salida del fluido caliente : Temperatura de vapor saturado (fluido caliente)
calor latente del vapor.
Longitud total
∗ 2∗
Ec.3.29
Ec.3.30
Dónde:
= longitud total
= longitud de paso = Número de horquillas
Coeficiente de ensuciamiento global
;
Ec.3.31.
Ec.3.32.
Dónde:
= Coeficiente de ensuciamiento global = Coeficiente de ensuciamiento interior = Coeficiente de ensuciamiento exterior
ℎℎ
= coeficiente de convección interior = coeficiente de convección exterior
Coeficiente global de transferencia de calor
+ ∗+∗∗+
Ec.3.33.
Ec. 3.34.
Dónde
ℎℎ
: Coeficiente global de transferencia de calor sucio
: Coeficiente global de transferencia de calor limpio
: diámetro externo del tubo
: diámetro interno del tubo
: coeficiente de convección lado interior : coeficiente de convección lado exterior
k=coeficiente de transferencia de calor por conducción.
Coeficiente de convección interior Re>2100
∗ 0.027∗ . ∗ ∗ . ∗∗∗ ∗
Ec.3.36.
Ec.3.37.
Coeficiente de convección exterior
Ec.3.35
∗ 0.027∗ . ∗ ∗ . ∗∗∗
Ec.3.36
Ec.3.37.
ℎ=∗ ∗ ( − ) ℎ
Ec.3.38.
Ec.3.39.
Ec.3.40.
Ec.3.41.
Dónde:
= Coeficiente de convección exterior
Re= Número de reynols. Pr = Número de prant. µ= viscosidad
= Diámetro equivalente
Di= Diámetro tubo exterior lado interno Do= Diámetro tubo exterior lado externo
3.2.2.5.
LNG INTERCAMBIADOR MULTI-PASOS El modelo de intercambiador de LNG (gas natural licuado) soluciona el calor y los balances materia y energía, para intercambiadores de calor multipasos de flujos y redes de intercambiador de calor. Se puede especificar varios parámetros, Incluyendo la pérdida o fuga de calor, coeficiente global de transferencia de calor UA. Dos enfoques de una solución son empleados, la solución es calculada
directamente de una energía que mantiene en el equilibrio. En el otro caso un enfoque iterativo puede ser usado para intentar determinar la solución que no satisface solamente el balance de energía, además algunas restricciones, El LNG tiene en cuenta flujos múltiples mientras el cambia este calor admite solamente un flujo de equipo caliente y un flujo de equipo frio. El modelo de intercambiador de LNG dinámico lleva a cabo la energía y el material mantiene el equilibrio para un intercambiador de calor de tipo de placa - aleta de clasificación modelo. El LNG dinámico es caracterizado como tener un área de alta densidad, admitiendo el intercambio de calor típicamente incluso cuando bajan las pendientes de temperatura y coeficientes de transferencia de calor existen entre las capas en la operación de LNG. Algunas características muy importantes en el modelo dinámico de operación incluye:
Una alternativa de especificación de presión.
Los modelos circulan a través de la operación de LNG.
Un modelo dinámico, que explica la demora de energía hacia dentro
Las paredes de metal y las capas de torrente materiales.
Transferencia de calor entre las capas depende del arreglo de los torrentes,
Propiedades de metal, y eficiencia de aleta y bypass.
Operación de LNG de zona múltiple. Es posible hacer un modelo de cruz y la circulación de mostrador, las configuraciones de multi-paso dentro de la operación de LNG.
Un modelo de pérdida de calor, que da cuenta de la convección y la transferencia de calor conductora que ocurre al otro lado de la pared.
Los cálculos en el LNG están basados en el balance de energía para los fluidos caliente y frio. La siguiente relación general es aplicada en la unidad de operación del LNG.
Ec. 3.42.
Dónde: M = flujo de fluido
= densidad
H = Entalpia = calor ganado en el interior por convección = calor ganado en el exterior por convección
V = volumen
En el LNG la dinámica construye y forma las ecuaciones de transferencia de calor conductoras en los cálculos dinámicos para explicar la fase térmica del metal para tantas placas como aletas.
∗ ∗ ∗∗ / Dónde:
= Masa de la pared
= Capacidad calorífica
= Temperatura de pared
t = tiempo
= calor de entrada o salida
= Conductividad de transferencia de calor
k = Conductividad del metal
A = Área de transferencia de calor
3.2.2.5.1.
= Temperaturas en la pared.
CAÍDA DE PRESIÓN DEL LNG
Ec. 3.43.
Ec. 3.44
La caída de presión se da por una pérdida significativa de presión en rel ación de entrada y salida del intercambiador multipasos esto se da en cada capa hacia dentro el LNG la operación puede ser determinad de dos maneras:
Especificar la caída de presión.
Definir la relación de presión en el flujo para cada punto especificando el valor.
Si la alternativa de circulación de presión es elegida por la caída de presión la determina en el LNG, un valor de k es usado de relacionarse la pérdida de presión de fricción y circulación a través del intercambiador. Esta relación es similar a la ecuación general de una válvula.
√ ∗∗
Ec.3.44.
Esta ecuación general de flujo es usada en la caída de presión a través del intercambiador de calor haciendo las contribuciones de cabeza estáticas la cantidad debe ser definido como la pérdida de presión de fricción que es usada a la medida del LNG con el valor respectivo. Lo importante para este valor no es un valor de UA en conjunto que está en estado regular excepto que simplemente para la transferencia de calor por convección del torrente especial en cuestión con su entorno inmediatos.
3.2.2.5.2. ESPECIFICACIONES DINÁMICAS MÍNIMAS PARA RESOLVER LA UNIDAD DE OPERACIÓN LNG
Tabla Nº 4 Especificaciones en el LNG
Especificación
Descripción
Zona del tamaño
Las dimensiones de cada zona del LNG es una especificación de la operación, toda la información en el
tamaño
puede
ser
más
completada. El tamaño se puede modificar en el número de zonas. Clasificación de capa o entrada
La clasificación individual de cada parámetro en la zona debe ser especificada. Toda la información en la clasificación puede ser completada en la página de configuración.
Transferencia de calor
Especificar todos los coeficientes de transferencia de calor U, UA. Esta
especificación
puede
realizarse en la configuración de la página del intercambiador de calor. Caída de presión
Debe especificarse toda delta P (dP), todo valor de presión del LNG. Especificar la caída de presión o verificar
con
detalle
en
la
configuración de la página. Conexiones
Cada etapa en cada zona debe ser especificada con una alimentación
y un producto. Completar las conexiones de cada zona de grupo.
Fuente: AspenTech\Documentation\Aspen Engineering V7_3\Aspen HYSYS. Pag. 12.
3.2.2.6.
ENFRIADOR DE AIRE COOLER (POR CONVECCIÓN FORZADA) La operación de unidad más fresca aérea usa una mezcla de aire ideal como un eliminador de calor al transferir el medio para enfriar (o calentar) un fluido de proceso de entrada requería la condición de torrente de salida. Uno más uno los ventiladores circulan y al ventilarse a través de manojos de tubos para enfriar fluidos de proceso. La corriente de aire puede ser especificada o calculada. El aire en el enfriador soluciona diferentes especificaciones por ejemplo:
Coeficiente de transferencia de calor en conjunto, UA
Flujo de aire total
Temperatura en el flujo de salida
El enfriador de aire usa en alguna ecuación básica como los calentadores, la operación de unidad de intercambiador; sin embargo, la operación más fresca será poder hacer el cálculo de la circulación de aire sobre la base necesaria de información clasificada. Los cálculos más frescos están basados en un balance de energía entre el aire y el flujo de fluidos de proceso. Para un aire cruzado, el balance de energía es calculado de la siguiente manera:
∗ ∗ Dónde:
: Flujo de la corriente de aire
Ec.3.45.
: Flujo de corriente del proceso
H : entalpia
El deber del aire en el enfriador es retirar calor por convección, la perdida de calor del flujo de fluido es exotérmico, El área disponible para el intercambio de calor es muy importante ya que hace posible el retiro del calor necesario y la diferencia de temperatura es media en relación a las condiciones de operación.
∗∗∗
Ec. 3.45.
Dónde: U: coeficiente global de transferencia de calor. A: Área de transferencia de calor. DTLM: Diferencia media logarítmica de diferencia de temperatura f: Factor de corrección. El DTLM tiene su factor de corrección, Ft es calculado de la geometría y configuración del enfriador con aire. 3.2.2.6.1. FUNCIONALIDAD DINÁMICA El tubo más fresco de aire es capaz de almacenar existencias de la misma manera que las otras operaciones de unidad dinámicas. La dirección del calor a través de la heladera de aire por la que la operación es gobernada. El enfriador con aire utiliza las mismas ecuaciones de balance de energía básica en las unidades de operación del intercambiador de calor, los cálculos del enfriador con aire están basados en el balance de energía entre el aire y los flujos del proceso.
Balance de energía en el enfriador (cooler)
( )( )0
Ec.3.46
Dónde: M = flujo de masa (de entrada o salida) H = entalpia (de entrada o salida) Q = calor ganado o perdido.
3.2.2.6.2. ESPECIFICACIONES DINÁMICAS DEL ENFRIADOR (COOLER) HYSYS requiere todas las especificaciones en orden para la operación unitaria del enfriador de aire resuelve el modo dinámico.
Tabla Nº 5 Especificaciones dinámicas.
Descripción
Descripción
Generales UA
Lo general este producto del coeficiente de transferencia (U) y toda
el
área
viable
para
transferencia de calor, tu puedes especificar los valores de UA en la página de parámetros designada en la tabla. Clasificación importante
de
información
La clasificación de caracteres de información, el flujo y propiedades de enfriamiento. HYSYS provee 2 metodos de determinación para clasificar
la
información
importante. Para el enfriador con aire el método designado, especifica las siguientes variables en el tamaño
de
la -
página
clasificada.
exigir velocidad
Velocidad designada Flujo designado Máxima aceleración La velocidad del flujo de masa de aire La variable sigue parámetros.
Caída de presión
HYSYS provee dos opciones para determinar la caída de presión entre los flujos de entrada y salida del -
proceso. especificación de la caída de
presión (válvula constante ) Calcula la caída de presión
Fuente: AspenTech\Documentation\Aspen Engineering V7_3\Aspen HYSYS. Pag. 12.
3.2.2.6.3. CAÍDA DE PRESIÓN EN EL ENFRIADOR (COOLER) La caída de presión en el enfriador con aire se determinada por lo siguiente:
Especificar la caída de presión Este método asume que la diferencia de presión entre el flujo de entrada y el flujo de salida. Estos métodos son aplicados porque ambos estabilizan el proceso en modo dinámico.
Define la relación de recirculación de presión en el aire más fresco
Este método asume que la diferencia de presión entre el flujo de entrada y el flujo de salida varía en función del tiempo. Este método es aplicado solo en modo dinámico. Si la alternativa de circulación de presión es elegida para la determinación de presión en el aire más fresca, es bueno relatar que la relación es similar a la ecuación de válvula general.
√ ∗∗
Ec.3.47.
La ecuación de circulación general usa el salto de presión a través el intercambiador de calor sin cualquier contribución de cabeza estática. La cantidad
, Está definido como la pérdida de presión de fricción de la
cuál es usada para "Dimensionar" la heladera de aire. La siguiente información que es requerida por el HYSYS a calcular el valor en modo de estado federal regular. Definición completa de entrada y salida en los flujos del proceso (obtener la circulación y el valor variable de la densidad). La diferencia de presión entre el flujo de entrada y salida. Resolver la operación del enfriador de aire.
Cálculos del enfriador (cooler)
Velocidad del flujo del aire El flujo de aire puede ser calculado por la siguiente relación linear.
∗
Ec. 3.48.
Solo en modo dinámico, la velocidad actual algunas veces no es equivalente a la demanda de velocidad. La velocidad verdadera después de cada integración de tiempo es calculado según:
∗∆
ℎ ∷:
Ec. 3.49
Ec. 3.50
Cada contribución en el enfriador de aire es sumado en la siguiente ecuación.
∑ 3.2.2.6.4. ECUACIONES DEL INTERCAMBIADOR MULTIPASOS LNG Calculo de UA coeficiente global de transferencia de calor.
+ ∗+∗∗+
Ec. 3.52
Ec. 3.53
Dónde:
ℎℎ
: Coeficiente global de transferencia de calor sucio
: Coeficiente global de transferencia de calor limpio
: diámetro externo del tubo
: diámetro interno del tubo
: coeficiente de convección lado interior : coeficiente de convección lado exterior
k=coeficiente de transferencia de calor por conducción
Ec. 3.51
Diferencia de temperatura logarítmica media
Flujo en Contracorriente
−−−
Ec.3.54
Flujo en Paralelo
−−−
Ec. 3.55.
Vapor saturado como fluido calefactor
∗ − : : ∗ ∗ ∗∗
Ec.3.56.
Vapor saturado
Ec. 3.57
Dónde:
: Temperatura de entrada del fluido frio : Temperatura de salida del fluido frio : Temperatura de entrada del fluido caliente Temperatura de salida del fluido caliente : Temperatura de vapor saturado (fluido caliente)
calor latente del vapor
Ec. 3.58
Ec. 3.59
Dónde:
/
= Masa de la pared = Capacidad calorífica
= Temperatura de pared
t = tiempo = calor de entrada o salida
= Conductividad de transferencia de calor
k = Conductividad del metal A = Área de transferencia de calor
= Temperaturas en la pared
3.2.2.6.5. MODELOS DE ENFRIADORES El modelo permite que usted defina, En el modo dinámico los valores son calculados por la siguiente ecuación:
∗ ∗∗∗ . .
Ec. 3.60
Escala del factor de flujo.
Ec. 3.61
Ec. 3.62
Ec.3.63
Dónde:
: Coeficiente global de transferencia de calor en modo dinámico. : Valor entero dentro de los parámetros de la página
designada.
Los parámetros dinámicos sobre los que grupo contiene la información del enfriador de aire, que es descrito en la siguiente tabla.
Tabla Nº 6 Parámetros dinámicos.
Parámetros dinámicos
Descripción
Volumen del fluido
Especificar el volumen de flujo en el enfriador de aire.
Flujo de masa
El flujo de masa del proceso puede ser calculado a través del enfriador de aire.
Temperatura de salida
La temperatura del flujo de salida del proceso.
3.2.3. EQUILIBRIO DE FASES El conocimiento de los fundamentos de la termodinámica del equilibrio entre fases es indispensable para poder discutir las operaciones unitarias de transferencia de materia destinadas a la separación de mezclas. De hecho, la transferencia de materia ocurre debido a que el sistema no se encuentra en equilibrio y por tanto, los componentes se transfieren entre las fases en contacto hasta alcanzar el equilibrio. Las composiciones de equilibrio dependen de ciertas variables como la presión, la temperatura y la naturaleza química y la composición de la mezcla global. Con el fin de simplificar la ecuación abstracta de igualdad de potenciales químicos, Lewis definió una función denominada fugacidad que permite transformar la condición de igualdad de potenciales químicos en igualdad de fugacidades. De esta manera, la aplicación de la condición de equilibrio entre las fases α y β, a P y T constantes, sería:
Ec. 3.64.
Donde el subíndice i hace referencia a cada uno de los componentes de la mezcla. La fugacidad de un gas puede interpretarse como una “presión corregida”, siendo
el coeficiente de fugacidad , φi, el factor de corrección que recoge la desviación del gas de la idealidad. De esta manera, el cálculo de la fugacidad vendría dado por la siguiente expresión:
Ec.3.65
Resulta especialmente apropiada para calcular la fugacidad de fases no condensadas (gases o vapores). En el caso de gases ideales, el coeficiente de fugacidad es igual a la unidad y la fugacidad es igual a la presión parcial. En el caso de gases no ideales, el coeficiente de fugacidad proporciona una medida de la desviación del comportamiento de gas ideal. Por otro lado, se define la actividad de un componente, a i, como el cociente entre la fugacidad de ese componente en la mezcla y la fugacidad en el estado de referencia:
Ec.3.66
La temperatura del estado de referencia debe ser la misma que la del sistema, sin embargo la composición y la presión no tienen que ser necesariamente las mismas (y de hecho generalmente no lo son). También se define el coeficiente de actividad (γi), como la relación entre la actividad del componente i y una medida conveniente de la concentración, que normalmente es la fracción molar, y que proporciona una medida de la desviación del comportamiento del sistema con respecto del comportamiento de mezcla ideal:
Ec. 3.67 Combinando las definiciones de actividad y coeficiente de actividad, se obtiene la siguiente expresión para el cálculo de la fugacidad, que será especialmente adecuada para el caso de fases condensadas: Ec. 3.68
Por otro lado, cuando el equilibrio entre fases se calcula a través de actividades, como suele ocurrir en el caso de mezclas líquidas, se introduce el denominado factor de corrección de Poynting (ψi) para tener en cuenta el efecto de la presión sobre la fugacidad del líquido. Esto debe hacerse ya que, normalmente, el estado de referencia para los componentes de una fase líquida se elige como el líquido puro a la temperatura del sistema, y el coeficiente de fugacidad del líquido puro se evalúa para el vapor en equilibrio con éste que, obviamente, se encuentra a una presión (la presión de vapor) que es diferente de la del sistema. El factor de corrección de Poynting se calcula mediante la siguiente expresión:
Ec. 3.69
Donde viº es el volumen específico del líquido en el estado de referencia. El factor de Poynting solo cobra importancia a presiones elevadas. Utilizando todos estos conceptos, se define la relación de equilibrio entre fases Ec.
Ki = yi/xi
Ec.3.70
Siendo yi y x i las fracciones molares del componente i en cada una de las dos fases en equilibrio, yi corresponde a la fase ligera y x i a la fase pesada.
En el caso frecuente del cálculo del equilibrio líquido-vapor, la expresión más conveniente de la relación de equilibrio se obtiene combinando las ecuaciones, para calcular la fugacidad del componente i en la fase vapor, para calcular la fugacidad del componente i en la fase líquida:
Ec. 3.71.
la ecuación puede simplificarse y, en el caso más sencillo en que pueda considerarse comportamiento de gas ideal y que la fase líquida se comporte como una mezcla ideal, se obtiene la siguiente expresión, ampliamente conocida:
Ec.3.72
El cálculo de la fugacidad en mezclas gaseosas se realiza a través del coeficiente de fugacidad, que proporciona una medida de la desviación del comportamiento del gas con respecto del gas ideal. De acuerdo con la termodinámica clásica, el coeficiente φi se puede obtener a partir de la siguiente ecuación:
Ec. 3.73
Donde
Ec. 3.74
vi es el volumen molar parcial del componente i. Como puede verse, se compara el volumen molar parcial del componente i con el volumen molar del gas ideal. Esta ecuación puede aplicarse sin problemas cuando se dispone de una ecuación de estado, es decir, de la relación matemática entre V,
P, T y composición, que permita evaluar el término correspondiente al volumen molar. Si se utiliza la ecuación de estado peng robbinson, se llega a la siguiente expresión:
Ec. 3.75
con Bmezcla dado por la ecuación:
Ec. 3.76 con Bij = B ji.
Para gases puros no polares, puede usarse la correlación propuesta por Pitzer y Curl y por O’Connell y Prausnitz para el cálculo de Bij, en función de la temperatura crítica,
Tci, la presión crítica, P ci, y el factor acéntrico, ωi. El factor acéntrico tiene en cuenta las diferencias en la forma de las moléculas y es igual a cero para moléculas simétricas. Se calcula a partir de las curvas de presión de vapor y se define por la siguiente ecuación:
Ec.3.77
Donde Pio es la presión de vapor de i a la temperatura absoluta T = 0.7 T ci. Según esta correlación, B ii se calcula:
Ec.3.78
Donde los términos f (μ) y f (AS) representan, respectivamente, contribuciones debidas a la polaridad de las moléculas y la existencia de asociaciones o disociaciones entre éstas. En el caso de gases puros polares, sólo tendría un valor distinto de cero el término f (NP). Para calcular cada uno de estos términos:
Ec.3.79
Ec. 3.80.
Y, si el momento dipolar reducido es mayor o igual que 4, μRi ≥4:
Ec.3.81
Ec.3.82
y si μRi<4:
Ec.3.83
El momento dipolar reducido se calcula:
Ec.3.84
Donde μi es el momento dipolar en Debye, P ci la presión crítica en atm y T ci la temperatura crítica en K. ηi es un coeficiente que sólo es distinto de cero para las moléculas que tienden a dimerizarse en fase vapor. Se obtiene por correlación de datos experimentales. Las contribuciones debidas al momento dipolar y a la constante de disociación son despreciables para T R > 0.95 ya que son muy débiles Para calcular los coeficientes Bij se utilizan las mismas ecuaciones de correlación, pero reemplazando P ci por Pcij, Tci por Tcij, ωi por ωij, μRi por μRij y ηi por ηij. Las nuevas constantes
vienen
dadas
por
las
siguientes
expresiones:
Ec. 3.85
Ec. 3.86
Ec. 3.87.
Donde Vci es el volumen crítico de i.
Ec. 3.86 Ec. 3.87
Si una de las sustancias, i, es polar, y la otra, j, no, se aplica:
Ec. 3.88
Y si las dos son polares:
Ec. 3.89
Donde ωiH es el factor acéntrico del homomorfo del cuerpo i, es decir, un hidrocarburo con aproximadamente el mismo tamaño y la misma forma que la molécula polar. El intervalo de validez de esta ecuación es suficiente para los cálculos de equilibrio a presiones moderadas de mezclas que se desvían bastante de la idealidad. La condición, a menudo citada, de que el volumen molar de mezcla debe ser superior a dos veces el volumen molar crítico, lleva normalmente a una presión máxima de aplicación del orden de 15 atm.
3.2.3.1.
Cálculo de la fugacidad en mezclas líquidas El procedimiento más útil para calcular fugacidades de componentes de mezclas líquidas consiste en definir una disolución líquida ideal y utilizar el coeficiente de actividad para proporcionar una medida cuantitativa de las desviaciones de la idealidad. Se define una disolución líquida ideal como aquélla en que, a P y T
constantes, la fugacidad de un componente es proporcional a alguna medida de la concentración:
Ec. 3.90
Donde
es una constante de proporcionalidad dependiente de P y T e
independiente de x i. Si la ecuación se cumple para todo el intervalo de composición, se dice que la disolución es ideal según la Ley de Raoult, y la constante de proporcionalidad es la fugacidad del componente puro a la T de la disolución (si el vapor se comporta como gas ideal, dicha constante de proporcionalidad sería la presión de vapor). Una disolución ideal es aquella en que la fase vapor es un gas ideal (se encuentra a presión lo suficientemente reducida), y todas las moléculas de la fase líquida son virtualmente del mismo tamaño y entre ellas existen las mismas fuerzas intermoleculares de atracción. Como consecuencia, la mezcla se desarrolla sin interacciones químicas y la entalpía molar parcial y el volumen molar parcial de cada componente son iguales a la entalpía molar y al volumen molar correspondientes, respectivamente. El comportamiento de las mezclas reales se describe a través de las funciones de exceso, que son propiedades termodinámicas de las disoluciones que representan la diferencia entre el valor de la propiedad en la disolución real y en la disolución ideal. Para la termodinámica del equilibrio entre fases, la propiedad de exceso más útil es la energía libre de exceso, ya que está relacionada con el coeficiente de actividad:
Ec. 3.91
Existe un gran número de ecuaciones que representan g E en función de la composición, algunas empíricas y otras basadas en modelos de composición local. Todas ellas contienen unos parámetros ajustables que han de
determinarse a partir de los datos experimentales de equilibrio del sistema. En general, los modelos más utilizados para describir el comportamiento de mezclas altamente no ideales, incluyendo aquéllas en que se produce desdoblamiento en dos fases líquidas, son NRTL y UNIQUAC, y cuando no se dispone de los valores de los parámetros ajustables, el modelo de contribución de grupos UNIFAC.
3.2.3.2.
CÁLCULOS DE EQUILIBRIO ENTRE FASES Previamente a la realización de cualquier cálculo de equilibrio hay que hacer una selección adecuada del modelo que se va a utilizar para el cálculo de los coeficientes de fugacidad y de actividad, dependiendo de la naturaleza química del sistema con el que se está trabajando. Esta es una etapa crucial en el diseño y simulación de operaciones de separación y determina en gran medida la bondad de los resultados obtenidos. Puntos de burbuja y de rocío. En el caso del cálculo del punto de burbuja (condiciones correspondientes al caso en que la mezcla se encuentra como líquido saturado, en equilibrio con el vapor) se especifican la composición del líquido y la presión (o la temperatura) y se trata de determinar el valor de la temperatura (o de la presión, P) corresponde equilibrio, así como la composición del vapor en equilibrio. La ecuación que debe resolverse es la siguiente:
Ec. 3.92
En la figura 20 se muestra el algoritmo de cálculo para resolver un problema de cálculo de temperaturas de burbuja:
Figura 20 algoritmos de cálculo para determinar punto de burbuja dato P Fuente Seadler Henley capitulo separación súbita separador flash
Es totalmente similar al de la temperatura de burbuja, excepto que ahora habría que fijar T y suponer P. Por otro lado, en la siguiente animación, puedes ver cómo se modifica este esquema de cálculo en los casos en que pueda suponerse que el vapor se comporta como gas ideal o que la fase líquida sea una mezcla ideal:
Figura 21 algoritmos de cálculo para determinar punto de burbuja dato T
Fuente Seadler Henley capitulo separación súbita separador flash
Para el cálculo de la temperatura o la presión de rocío (condiciones correspondientes al caso en que la mezcla se encuentra como vapor saturado, en equilibrio con el líquido) se sigue un esquema similar al de la temperatura o presión de de burbuja. Evidentemente, en este caso la ecuación que debe cumplirse es la ecuación característica del punto de rocío:
Ec. 3.93
En la figura 22 se muestra el algoritmo de cálculo de la temperatura de rocío
Figura 22. Algoritmo de cálculo de puntos de rocío dato T Fuente Seadler Henley capitulo separación súbita separador flash
Figura 23 algoritmo de cálculo para determinar punto de rocio dato P Fuente Seadler Henley capitulo separación súbita separador flash
3.2.4. DESTILACIÓN MULTICOMPONENTE O MULTIPASOS La mayoría de los procesos de destilación a nivel industrial involucran mezclas de más de dos componentes. Es por esto que el desarrollo de métodos de diseño para torres de destilación es de gran importancia. En la actualidad existen métodos cortos o aproximados y métodos rigurosos disponibles para el diseño de columnas de destilación. La destilación es utilizada cuando el grado de separación logrado por una vaporización parcial o una condensación parcial en una etapa resulta inadecuado, debido a que las diferencias en volatilidades entre las especies de la mezcla de
alimentación no es suficientemente grande. Se puede lograr una separación satisfactoria por medio de destilación multietapa, sin necesidad de añadir un agente de separación de masa. La destilación involucra múltiples contactos entre las fases líquidas y vapor que fluyen en contracorriente. Cada contacto consiste en el mezclado de las dos fases para promover la rápida distribución de las especies por transferencia de masa, seguido de la separación de fases. Los contactos son a menudo hechos en platos horizontales en un arreglo vertical en una columna. El vapor, mientras fluye hacia arriba en la columna, se va enriqueciendo con las especies más volátiles. El líquido por su parte, mientras fluye hacia abajo en la columna se enriquece con las especies menos volátiles. La alimentación a la columna de destilación se hace en un plato intermedio, casi siempre cerca de la parte media de la columna. La parte de la columna que se encuentra por arriba de la alimentación se denomina sección de enriquecimiento o de rectificación, y la parte por debajo de la alimentación es llamada agotamiento. El vapor de alimentación asciende por la columna, mientras que el líquido desciende. El líquido es requerido para hacer contactos con el vapor de arriba del plato de alimentación, y el vapor es requerido para hacer contactos con el líquido por debajo de la etapa de alimentación. Frecuentemente, el vapor de la parte superior de la columna es condensado en un condensador con agua de enfriamiento o un refrigerante para proveer el líquido requerido para el contacto de las fases, llamado reflujo. De manera similar, el líquido del plato inferior de la columna en enviado a un rehervidor, donde es calentado por vapor de condensación o algún medio de calentamiento, para proveer el vapor para el contacto, llamado boilup. Todo esto se observa en la figura 24.
Fig. 24. Esquema de una columna de destilación (Tomada de Seader, J.D. y Henley, E. J.,2000)
3.2.4.1.
MÉTODO CORTO DE DISEÑO FENSKE-UNDERWOOD-GILLILAND En uso de métodos rigurosos ha ido ganando terreno en el diseño de columnas simples, debido al uso de programas computacionales que disminuyen el tiempo de cálculo. A pesar de esto, los métodos aproximados siguen empleados para el diseño preliminar, estudios paramétricos para establecer condiciones óptimas y para el estudio de síntesis. El método aproximado de diseño más utilizado es el de Fenske-UnderwoodGilliland (FUG). Éste supone volatilidades relativas, flujos molares constantes en la torre, perdidas de calor despreciables, entre otras cosas. Para alimentaciones de mezclas multicomponentes, es necesario la especificación de dos
componentes claves, su distribución en el fondo u en el domo de la torre, plato de alimentación, relación de reflujo y el perfil de presiones de la torre. El método de FUG, consta de las ecuaciones/correlaciones de:
Fenske, para el cálculo del número de etapas mínimas a reflujo total.
Underwood, para el cálculo de reflujo mínimo con etapas infinitas.
Gilliland, para el cálculo de etapas a reflujo de operación.
Kikbride, para el cálculo de numero de platos en la sección de agotamiento y la sección de rectificación.
3.2.4.1.1. ECUACIÓN DE FENSKE Las ecuaciones de Fenske suponen que todo vapor que sale de la etapa N es condensado y regresado a la etapa N como reflujo, así como todo el líquido que sale de la etapa 1 es vaporizado y regresado a la etapa 1 como boilup. Con esto se plantean los balances de materia por plato, obteniendo la expresión:
,,,, ,
Ec.3.94
o bien
,,,, Donde
Ec3.95
,
es el número de etapas mínimas, d el flujo de destilado el flujo de
fondos, x la composición, Del destilado, B los fondos, LK el componente clave
ligero, HK el componente clave pesado, la volatilidad relativa. Una vez calculadas las etapas mínimas se puede proceder a calcular la distribución de los componentes no clave mediante:
1 . Ec.3.96. Para la corriente de fondos, o bien:
, 1 . .3.97 Para la corriente de destilado, donde f es el flujo de alimentación, i el componente i (Fuente Seader, J.D y Henley, E.,2000)
3.2.4.1.2. ECUACIÓN DE UNDERWOOD Las ecuaciones de Underwood calculan el reflujo mínimo si se tiene una columna con etapas infinitas para lograr la separación. Como todos los componentes se encuentran presentes en la etapa de alimentación y se requieren varias etapas para reducir la composición de los componentes más pesados que el clave pesado, el pinch para estos componentes se encuentra unas etapas arriba que la etapa de alimentación. De forma similar, se requieren varias etapas para reducir la composición de los componentes más ligeros que el ligero, por lo que el pinch para estos componentes se localiza unas etapas debajo de la etapa de alimentación. En la figura 25 se puede observar diversos casos de las distribuciones de los puntos pinch en una columna de destilación.
Figura 25. Puntos Pinch en columnas de destilación (Tomada de Seader, J.D. y Henley, E. J.,2000)
Teniendo en cuenta lo anterior, se plantean las ecuaciones para estas zonas en términos de la volatilidad combinándolos con los balances de materia y la ecuación de condición térmica de alimentación se obtiene:
1 ∑ ,.−∅, ∑ .
3,98
Y
∑ ,.−∅, 1
.3.99
Donde q es la condición térmica de alimentación, F la alimentación, de vapor mínimo,
∅
el flujo
la relación de reflujo mínima, parámetro ajustable.
∅
Estas ecuaciones se resuelven simultáneamente para encontrar el valor de . La
∅
raíz correcta de debe encontrarse entre los valores de de los componentes clave. Con este valor se calcula el reflujo mínimo. (Fuente: Seader, J.D. y Henley, E. J., 2000)
3.2.4.1.3. CORRECCIÓN DE GILLILAND La corrección de Gilliland se emplea para el cálculo de etapas con reflujo de operación. Como la relación de reflujo y el número de etapas deben ser mayores que los mínimos, estos parámetros pueden ser calculados si uno de ellos es fijado como un múltiplo, obteniendo el otro por medio de la correlación:
1 1exp11117. 154.42 1. .3.100 −+ .3.101
Dónde:
.
Donde R es la relación de reflujo, N el número de etapas.
La correlación de Gilliland se encuentra restringida por:
Número de componentes entre 2 y 11
0.28
presión de vacío hasta 600 psig
1.11 <α <4.05
0.53
3.4
(Fuente: Seader, J.D y Henley, E.J.,2000)
3.2.4.1.4. CORRELACIÓN DE KIRKBRIDE La correlación de Kirkbride es utilizada para la localización de la etapa de alimentación óptima. Esto supone una distribución ideal de las zonas de rectificación y de agotamiento. La correlación es la siguiente:
,,,, . .3.102 Donde R es la zona de rectificación, S la zona de agotamiento.
Al igual que la correlación de Gilliland, presenta error cuando la zona de agotamiento es más importante que que la zona de rectificación, debido debido a que el boiluo no fue considerado como un efecto importante. (Fuente: Seader, J. D. y Henley, E. J,. 2000)
3.2.4.2.
MÉTODOS RIGUROSOS DE SIMULACIÓN Para el diseño final de un equipo es necesaria la determinación rigurosa de temperaturas, presiones, flujos de corrientes, composiciones, y transferencia de calor en cada plato. Esta determinación se hace resolviendo el balance de materia, el balance de energía y las relaciones de equilibrio para cada plato. Estas relaciones son ecuaciones algebraicas no lineales que interactúan fuertemente, por los que los procesos de solución son complejos y tediosos. Sin embargo, cuando estos procedimientos son programados en computadoras las soluciones son obtenidas en forma rápida. Es por esto que la simulación rigurosa ha ido adquiriendo gran importancia en la toma de decisiones para la elección de equipos. Existen diversos métodos de simulación rigurosa que resuelven los complejos sistemas de ecuaciones, entre ellos se encuentran los métodos de:
Punto de Burbuja, propuesto por Wang-Henke Wang- Henke
Correlación Simultánea, propuesta por Naphtali-Sandholm
Inside-Out, propuesto por Boston-Sullivan
3.2.4.2.1. ECUACIONES DE MESH Si se considera un separador líquido-vapor general, en estado estable operando en continuo, teniendo un número de platos en un arreglo de cascada en contracorriente y suponiendo que el equilibrio se alcanza en cada plato, que no existen reacciones químicas y que arrastre de gotas de líquido en el vapor y la oclusión de burbujas de vapor en el líquido son despreciables, se plantea el
modelo de etapa de equilibrio j para un separador líquido-vapor, donde las etapas son numeradas de arriba hacia abajo, observado en la figura 26 . (Fuente: Seader, J.D. y Henley, E.J.,2000)
figura 25 Modelo General General de Etapa de Equilibrio Equilibrio y de Cascada Cascada en Contracorriente Contracorriente (Tomada de Seader, J.D. y Henley, E.J.,2000)
Para cada etapa teórica general se pueden expresar un conjunto de ecuaciones en términos de un conjunto de variables. Este conjunto de ecuaciones son denominadas ecuaciones MESH. Ecuaciones M: Balances de materia para cada componente (C ecuaciones por cada plato)
, −,−0 ++.,+3.103, ( ), ( ), Ecuaciones E: Relaciones Relaciones de equilibrio equilibrio de fases para cada componente componente (C ecuaciones por cada plato)
, , ,, 0 .3.104
Ecuaciones S: Sumatorias de fracción mol (una por cada plato)
= , 1.00 = , 1.00
.3.105 .3.106
Ecuaciones H: Balances de energía (uno por cada c ada plato)
−ℎ− 0 ++ℎ.3.107ℎ ( )ℎ ( )ℎ Donde M es el balance de materia, L el flujo de líquido, V el flujo de vapor, F el el flujo de alimentación, U salida lateral de líquido , W salida salida lateral de vapor, x la la composición del líquido, y la composición del vapor , z la composición de la alimentación , E es es la relación de equilibrio , K es es la constante de equilibrio, S la relación de sumatoria, H el balance de energía , h es la entalpía, Q es la carga térmica, i es el componente i de la mezcla, j el número de etapa. Además de estas ecuaciones, se puede plantear un balance de materia general, combinando las ecuaciones de sumatorias (Ec. 12 y 13) para los C componentes a través de la etapa 1 hasta la etapa N, dando como resultado:
++ =
.3.108
Cada etapa de equilibrio está definida por 2C+3 ecuaciones MESH. Una cascada en contracorriente de N etapas, es representada por N(2C+3) ecuaciones en [N(3C+10)+1] variables. Si N y todas las
, , , , ,
son
especificadas, el modelo es representado por N(2C+3) ecuaciones algebraicas simultáneas en N(2C+3) variables desconocidas que comprenden todas las
, ,
.
(Fuente. Seader, J.D. y Henley, E. J., 2000)
3.2.4.2.2. ALGORITMO DE LA MATRIZ TRIDIAGONAL (MÉTODO DE THOMAS) La clave para el éxito de los métodos de simulación rigurosos es la matriz tridiagonal que resulta de la modificación de las ecuaciones M (Ec.9), cuando se eligen como variables de corte a
,
lo cual lleva a ecuaciones M modificadas
lineales en la variable de fracción mol de líquido. Este conjunto de ecuaciones para cada componente es resuelto mediante el algoritmo de Thomas, que es una modificación de la eliminación Gaussiana tradicional. Las ecuaciones M modificadas se obtiene el resultado de dichas sustituciones para cada etapa y cada componente es:
.− , .+ .3.109 Donde:}
− = , 2≤≤ . 3.110 + = ( ),, 1≤
≤ .3.111 +.+, 1≤≤1 .3.112 ., 1≤≤ .3.113
Con
, + 0, 0 0. =0,
Si las ecuaciones M modificadas (Ec.16)
son agrupadas por componente, pueden ser escritas como una serie de C matrices tridiagonales independientes donde la variable de salida para cada matriz es
en toda cascada en contracorriente de N etapas.
Figura 27 (seader henley edición 2000)
Las constantes
y
para cada componente dependen solamente de las
variables T y V que resultan de los calores de K. El algoritmo de Thomas para resolver el sistema tridiagonal es un procedimiento de eliminación Gaussiana que involucra la eliminación hacia adelante empezando por la etapa 1 y siguiendo hasta la etapa N para aislar valores de
,
.. .−
Los demás
se obtienen por sustitución hacia atrás empezando por
(Fuente.Seader, J.D. Henley, E. J., 2000)
.
3.2.4.2.3. MÉTODO DE PUNTO DE BURBUJA (WANG-HENKE) La destilación involucra frecuentemente especies que tienen un rango pequeño de relaciones de equilibrio líquido-vapor (vapores de
). El algoritmo más
efectivo para este tipo de casos es el denominado de Punto de Burbuja, propuesto por Wang y Henke (1966), llamado así porque durante cada iteración son calculados nuevos valores de temperatura por medio de ecuaciones de
punto de Burbuja. En este método todas las ecuaciones son resueltas secuencialmente excepto las ecuaciones M modificadas (Ec 16), que son resueltas de forma separada para cada componente por la técnica de la matriz tridiagonal. Las especificaciones para este método son las condiciones y la localización de todas las alimentaciones, presiones para cada etapa, flujo total de todas las corrientes laterales, transferencias de calor desde o hacia todas las etapas con excepción de la etapa 1 (condensador) y la etapa N (rehervidor), número total de etapas, flujo de reflujo extremo de punto de burbuja y flujo de destilado vapor. Para iniciar los cálculos, se suponen valores para las variables de corte
.
Para cada iteración, los valores calculados de
,
,
y
para cada etapa, por lo
general, no satisfacen la ecuación S (Ec.11 y 12), por lo que se deben normalizar estos valores. Un nuevo conjunto de temperaturas
es calculado etapa por
etapa a partir del cálculo de la temperatura de punto de burbuja. Para el cálculo de la temperatura de burbuja se utiliza en método iterativo de Muller, ya que no
, ,,
requiere el cálculo de derivadas. Los valores de las ecuaciones E (Ec.10). Ya con los datos de
son determinados a partir de
,
y
se calculan las entalpías
molares para cada corriente de líquido y vapor que sale de cada etapa. La carga del condensador es obtenida de las ecuaciones H (Ec.13) y la carga de rehervidor se obtiene mediante:
− ℎ ℎ ℎ ℎ ℎ = = − ≤0. 0 1 . 3 . 1 15 = Un nuevo conjunto de variables de corte
.3.114
es calculado. El criterio de
convergencia para este método está determinado por
En la figura 28 se presenta el diagrama de flujo para el método de Punto de Burbuja. (fuente: Seader ,J.D. y Henley, E.J.,2000)
Figura 28Algoritmo para el Método de Punto de Burbuja de Wang-Henke (Tomada de Seader, J.D. y Henley, E.J.,2000)
MÉTODO DE CORRECCIÓN SIMULTÁNEA (NAPHTALI-SANDHOLM) El método de Punto de burbuja presenta problemas de convergencia cuando se tratan mezclas con comportamiento no ideal. Se han propuesto diversos métodos que resuelvan las ecuaciones MESH por técnicas de corrección simultánea para así disminuir los problemas de convergencia.
Naphtali y Sandholm (1971) propusieron un método de corrección simultánea, basado en el método de Newton-Raphson, agrupando las ecuaciones MESH de acuerdo a la localización. Esta forma de agrupar las ecuaciones MESH da buenos resultados cuando el número de etapas es elevado y pocos componentes. Se utiliza el modelo de etapa de equilibrio descrito anteriormente. Sin embargo, en lugar de resolver N(2C +3) ecuaciones MESH simultáneamente, utilizando este método sólo se resuelven N(2C+1) ecuaciones MESH. Las ecuaciones a resolver quedan de la siguiente manera:
Balance de Materia:
, ,(1),(1),− ,+ , 0 .3.116 Equilibrio de Fases
∑ , ,, ∑==,, , 0 .3.117 Balance de Energía
ℎ1= , ℎ1= , ℎ = ,− ℎ = ,+ ℎ = , 0
Ec.3.118
Donde:
= , = , , ,
.3.119 .3.120 .3.121
, , , ,
.3.122 .3.123 .3.124 .3.125 ,, , , ,
Si N todas las
son especificadas, las funciones M (Ec.22), E
(Ec.23)y H (Ec.24) son no lineales en N(2C+1) variables j=1 a N.
,, ,
para i=1 a C y
Las ecuaciones son resueltas simultáneamente por el método iterativo de Newton-Raphson hasta cierta tolerancia. El criterio de convergencia para este método es el siguiente:
(, )} ≤ {( ) ( ) , = =
.3.126
Para que el orden de magnitud de cada uno de los términos de la ecuación anterior sea igual, es necesario dividir el balance de energía por un factor que se aproxime al calor latente de vaporización. Si se realiza esto, el valor de calcula de la siguiente manera:
2 1 = 10−
se
.3.127
En la figura 29 se observa el diagrama de flujo para el método de Corrección Simultánea. (Fuente. Seader, J.D. y Henley, E.J.,2000)
Figura 29 Algoritmo para el Método de Correlación Sucesiva de NaphataliSandholm (Tomada de Seader,J.D. y Henley, E. J., 2000)
3.3.
TURBO-EXPANSOR
3.3.1. APLICACIONES
Durante muchos años, Turboexpansores se han utilizado en el procesamiento criogénico plantas para proporcionar a baja temperatura de refrigeración.
absorbida por un freno de aceite o un dispositivo similar. El segundo tipo va de 100 CV a más de 2000 CV, cuando el poder se utiliza para conducir generadores eléctricos o compresores de proceso de refuerzo.
Expansores se utilizan también para la purificación de gases, tales como H2 o que, por condensación de los contaminantes. Estos son generalmente pequeñas unidades, 5-50 CV, que opera a velocidades de 45000-70000 rpm, y normalmente no considerado por el poder de recuperación económica.
3.3.2. CONDICIONES DE FUNCIONAMIENTO DE UN TURBOEXPANDER
Alta presión en la corriente de gas.
La alimentación tiene solamente una fase.
Requerimientos de recuperación de etano.
Requerimientos de recuperación de propano.
Requerimientos de infraestructura compacta.
Se requiere bajos costos de operación.
Flexibilidad de operación en una variedad de presiones y de productos.
Se desea tener bajos capitales de inversión.
3.3.3. Turboexpansión en recuperación criogéntica Consiste básicamente en una expansión Joule – Thompson, con el agregado de una turbina de flujo radial, en la cual la corriente de gas ingresa en ángulo recto al eje de la misma y a través de álabes de sección variable, es dirigida hacia el eje, saliendo de la turbina en forma axial. En este proceso de expansión, disminuye la temperatura, siendo la característica más notable de este proceso, es que al trabajo de expansión se le suma el trabajo de impulsar la turbina a medida que el gas va expandiéndose, obteniéndose en consecuencia mayor grado de enfriamiento, ya que se absorbe el calor equivalente al trabajo mecánico realizado y por lo tanto hay una mayor diferencial de temperatura. La turbina deja disponible energía en el eje para impulsar una bomba, un compresor o un generador eléctrico.
La Figura 2.2 es un diagrama presión – temperatura para este proceso de turboexpansión. La curva con la línea continua es la envolvente de fases del gas de alimento. La línea continua de la derecha es la línea de puntos de rocío. A una determinada presión y, si la temperatura del gas está a la derecha de la línea de puntos de rocío, el gas es cien por ciento vapor. Si el gas es enfriado, el líquido empieza a condensarse cuando la temperatura alcanza la línea de los puntos de rocío. A medida que el enfriamiento continúa, más componentes licuables se condensan (propano, butano, pentano, etc.) hasta que se alcanza la línea de los puntos de burbuja (la línea continua a la izquierda Figura 30). En este punto, todo se encuentra en estado líquido, y a un mayor enfriamiento resulta simplemente en un líquido más frío.
Figura. 30 Diagrama presión versus temperatura en el proceso Fuente: The Gas Processors and Suppliers Association Data Book
A medida que el gas fluye a través del expander, la trayectoria de presión y temperatura es mostrada por la línea punteada desde el punto 2 hasta el punto 3. El punto 3 representa la salida del turboexpander. La importancia del uso del turboexpander, como la fuente motriz del compresor paralelo, puede verse el la Figura 2.2. Si el gas hubiese sido expandido sin hacer ningún trabajo, la trayectoria de expansión seria del punto 2 hasta el punto 4. Aquello es conocido cómo una expansión de Joule – Thomson, o una expansión de entalpía constante. La temperatura y presión serían más altas que aquellas alcanzadas en el proceso de expansión (casi isentrópico). Nótese que la presión en el punto 4 no es tan baja como aquella obtenida por el flujo a través del turboexpander (punto 3). Esto es debido a que se asumió que, sin el proceso de expansión (no se tendría energía para la re-compresión), en el proceso no se podría reponer la presión de la cabeza de la demetanizadora con relación a la presión del gas residual con un re – compresor solamente. Adicionalmente, porque la trayectoria al punto 4 es adiabática sin el trabajo realizado por el gas, el gas no se congela hasta una temperatura tan baja como en la trayectoria al punto 3. Esto significa que, la trayectoria desde el punto 2 al punto 3 es una expansión isentrópica que produce trabajo y por lo tanto el enfriamiento del gas más que una simple isoentálpica ó una trayectoria de expansión Joule – Thomson. El hecho de que la temperatura que se alcanza con la expansión Joule – Thomson sea más alta, repercute en la reducción de la recuperación de producto. El uso del compresor, que trabaja paralelamente al expansor incrementando la presión del gas residual, permitirá alcanzar una menor presión en la expansión lo que significa que no se consumirá tanta energía en la compresión.
3.3.4. ANÁLISIS TERMODINAMICO DEL PROCESO DE TURBOEXPANCION Un turbo expander produce trabajo útil de la expansión del gas de alimentación. El proceso trabaja isentrópicamente en el caso ideal y produce algo menos que el
trabajo Teórico en el caso real. En el proceso de producción de trabajo, el expander reduce la temperatura de la corriente de gas que puede resultar en una licuefacción parcial en la misma.
Figura 31.Esquema simple de un turboexpander Fuente: The Gas Processors and Suppliers Association Data Book.
3.3.4.1.
CÁLCULO DE UN TURBO-EXPANSOR Ahora realizaremos el cálculo de un expander en condiciones de operación en una planta de gas. El cálculo del proceso esta normalmente basado en diferentes ecuaciones de estado ó gráficos presión versus entalpía, y entalpía versus temperatura. Consideremos una mezcla multicomponente. Las condiciones del gas de alimento (T1, P1) al expander son generalmente dadas por los requerimientos de proceso. La presión de salida P2 del expander es dado por las consideraciones energéticas del proceso y del recompresor. Las condiciones de salida para el expander deben ser determinados por prueba y error. Asumamos tres diferentes temperaturas de salida, T’, T’’, T’’’ a la presión
dada de P2 del expander. Para cada temperatura de salida asumida y presión de salida P2, calcular las condiciones de equilibrio en la corriente que sale del expander, y determinar su entalpía y entropía.
Para la mayoría de las aplicaciones del gas natural, el valor limite para la temperatura de salida puede ser obtenido del diagrama Presión versus Entalpía para el metano. De este diagrama, se determina la temperatura de salida ideal (T2) del proceso isentrópico desde las condiciones (T1, P1) hasta la presión P2. En la mayoría de los casos para mezcla de gases reales, la temperatura de salida resultará un poco más caliente que la T2 ideal. Al graficar el diagrama
ΔH
versus T2, y
ΔS
versus T2, usando el promedio de
las propiedades de la corriente de salida del expander. Estos diagramas son ilustrados en la Figura 32. Del gráfico de entropía versus temperatura a la presión P2, se puede determinar la temperatura de salida isentrópica, utilizando la entropía de entrada que no cambiará. Tenemos la entalpía de entrada, y podemos conocer la entalpía de salida con la temperatura de salida isentrópica obtenida en el paso anterior, que es el trabajo realizado teórico por el expander. Debido a que el expander opera a una eficiencia menor que el 100%, debemos considerar una eficiencia para determinar las condiciones reales de salida del turboexpander. Si la eficiencia de un expander es de 75%, la entalpía de salida real es, Ideal real
0.75∗
Ec.3.128
El paso siguiente es determinar la temperatura de salida real, usando la entalpía de salida real. Ahora se debe realizar un cálculo de las condiciones de equilibrio a las que el fluido sale del expander, formando dos fases, operando a una determinada eficiencia.
Figura. 32 Diagrama Entropía versus Temperatura y Entalpía versus Temperatura Fuente: The Gas Processors and Suppliers Association Data Book
En muchas aplicaciones el trabajo producido por el turboexpander es aprovechado por un compresor centrífugo. De la primera ley de la termodinámica para sistemas abiertos, tenemos;
Ẇ ṁ∗ ∗ ∗.
Ec. 3.128
Los cambios tanto de energía cinética como potencial son considerados nulos. Adicionalmente, el proceso de turboexpansión es adiabático y por tanto no existe ningún tipo de intercambio de calor, por lo que se tiene.
Ẇṁ∗
Ec.3.129
Por otra parte, es posible también calcular el trabajo realizado en este proceso con;
Ẇ ∫ ∗
Ec. 3.130
Para procesos adiabáticos se cumple;
∗ Ẇ ∫ Ẇ−∗ ∗∗ ∗ ∗ 1 Ec.3.131
Combinando estas ecuaciones e integrando tenemos; Ec.3,132
3.3.4.2.
ec. 3,133
CONSIDERACIONES MECÁNICAS DEL TURBOEXPANDER De los varios tipos de turbinas, la turbina de flujo radial es la dominante en aplicaciones a plantas de gas natural. Estas máquinas operan en un amplio rango de caudales y presiones de entrada, por medio de la utilización de aletas guía variables. Estas operan a una alta velocidad y así son sujetas al diseño y cuidados operativos, similares a equipos rotatorios sofisticados. La configuración más común es un par turboexpander – compresor, donde la energía producida por el expander es utilizada para comprimir el gas residual. En este caso, el eje del compresor opera sobre el mismo eje de transmisión del turboexpander. Ya que la energía producida, y los efectos de refrigeración del expander son beneficios de carácter primario, las velocidades de rotación son diseñadas para
optimizar la eficiencia del mismo. Esto repercutirá en el diseño final del compresor y eficiencias de compresión más bajas. Las eficiencias usuales previstas para el expander están entre 75% y 85%, mientras que las eficiencias del compresor varían entre 65% y 80%.
Algunas consideraciones en la instalación de turboexpander son: La corriente de alimentación al expander debe estar libre de sólidos. Los líquidos son recuperados en un separador vertical de alta presión. Un filtro muy fino de sólidos es recomendado para la remoción de los mismos. Al mismo tiempo, un control de la caída de presión a través del filtro es aconsejable ya que una excesiva caída de presión significará la formación ó acumulación de sólidos tales como; hielo, dióxido de carbono, aminas y aceites.
Una fuente de gas de sello, particularmente en el arranque, es algo muy importante. Esta corriente de gas debe ser seca, dulce, y de presión suficiente para llenar los requerimientos del sistema.
Normalmente una válvula automática de cierre rápida es necesaria antes que el gas entre al expander. La selección de esta válvula y el tipo de actuador deben considerarse para la puesta en marcha, la operación diaria, y el paro.
Es recomendable y muy útil la instalación de instrumentos de detección de vibración. Su aplicación depende del operador, vendedor y la economía.
Las fallas debido a la resonancia mecánica han ocurrido en turboexpanders. En estos casos, la solución puede involucrar un rediseño mecánico de los ejes transmisores, cojinetes, aletas, u otros.
3.3.5. COMPRESOR Es una máquina que fundamentalmente se utiliza para elevar la presión de un gas pasando de presión baja a otra más alta. Una variante de ésta máquina sirve también
para producir vació; sin embargo, no estudiaremos esta variante porque la demanda para ésta utilización es muy escasa.
Fig. 33 Compresor. Fuente Aspen Hysys
3.3.5.1.
COMPRESORES CENTRÍFUGOS Están compuestos por uno o varios impulsores que giran a altas revoluciones (+ de mil RPM ) dentro de la caja de impulsores. El caudal que circula dentro de la caja de impulsores es de tipo continuo. La alta velocidad, típica en éstos compresores, hace posible comprimir volúmenes de gas natural superior a los 100 mpcd y el tamaño del equipo no requiere gran espacio en planta. Se caracterizan por operar durante periodos largos de operación (+ de 18000 horas de trabajo) sin requerir Reparación Mayor. La alta velocidad de trabajo hace sensible a la densidad del gas, peso molecular y la constante politrópica del gas. El efecto más significativo es el incremento de la constante politrópica del gas originado por la disminución en la densidad o disminución en el pe so molecular.
La consecuencia inmediata es la variación de la Relación de compresión (R). La Eficiencia de compresión varía entre 70 y 78 %.
3.3.5.2.
ECUACIONES DEL COMPRESOR Gas ideal:
∗∗ ∗ ∗∗
Ec. 3.134
Gas real:
Ec. 3.135
Fig. 34 Coeficiente de compresibilidad (Z) Figura 34 factor de compresibilidad Fuente: instituto de mecánica de los fluidos e ingeneria ambiental
Relación de compresión máxima en una etapa en un compresor:
ɛ
Ec.3.136
ɛ 10.010∗ − ∗ ∗ ∗ 3.3.5.3.
Ec. 3.137
PROCESO ISOTRÓPICO ADIABÁTICO
∗ ∗1 1 =
*
Ec.3.138
=
=
Ec.3.139
]
* [(
Ec.3.140
Fig. 35 Curvas del comportamiento de la presión en el compresor. Fuente: http://www.jmcampbell.com/tip-of-the-month/spanish/?p=554
3.3.5.4.
PROCESO POLITROPICO
∗ =
=
*
Ec.3.141
Ec.3.142
. ∗1∗ − ∗1∗ 1 =
[(
]
Ec.3.143
Fig. 36 Curva del comportamiento polientropico. Fuente: http://www.jmcampbell.com/tip-of-the-month/spanish/?p=554
Exponente isentrópico (k).
. ∗ .∗ =
Ec.3.144
+
-
Ec.3.145
Ec.3.146
Exponente politropico (n). Gas ideal
Ec. 3.147
n=
n=
− −
∗
Ec. 3.148
Ec.3.149
Gas real:
n=
n=
∗ − ∗ ∗∗ ∗
Ec.3.150
Ec.3.151
Eficiencia isentrópica adiabática:
∗ .∗∗∗∗∗∆∗ − ∆
Ec.3.152
Ec.3.153
Ec.3.154
Fig. 37 Curva de la eficiencia del compresor. Fuente: http://www.jmcampbell.com/tip-of-the-month/spanish/?p=554
Eficiencia politropica: Gas real:
− ∗
Ec.3.155
Gas ideal:
Ec.3.156
Ec.3.157
Conversión de eficiencia politrópica a isentrópica:
3.3.5.5.
− ∗ ∗ +
Ec.3.158
Ec.3.159
ENERGÍA Y CALOR DE CARGA AL COMPRESOR Potencia aerodinámica
∗ ∗ ∗∗
Ec. 3.160
Ec. 3.161
Ec.3.162
Caballos de fuerza del compresor
ℎℎ
Ec.3.163
0.98
Caballos de fuerza requerida del conductor
∗ 0.96 0.98 Ec. 3.164
Esfuerzo de tensión
Ec.3.165
Carga de Calor Aumento de la temperatura real
− ∆ ∗ ∆ ∗∗ − ∆3.484∗ ∗∗∗∗−
Ec.3.166
Ec.3.167
Ec. 3.168
Calor producido por el compresor
∗ ∗∆
Ec.3.169
Pérdida de Calor
ℎ ℎ∗ ∗ ∗∗2∗ ∗ ℎ 0.18∗ ⁄ ℎ 0.173∗10− ∗−−
Ec. 3.170
Ec. 3.171
Ec. 3.172
Ec.3.173
3.3.5.6.
APLICACIONES El manejo de gases en la plantas de proceso va desde presiones muy altas hasta un vació en muchas condiciones de flujo. Se presenta un análisis de las características del equipo para hacer una selección preliminar del compresor de tipo y tamaño adecuados. En las industrias de procesos químicos se utilizan compresores de todo tipos tamaños para aire y gases. Algunas aplicaciones típicas son:
Compresores de aire para servicios e instrumentos en casi cualquier planta.
Sopladores sencillos en plantas de recuperación azufre.
Sopladores grandes en unidades de craqueo catalítico.
Compresores de refrigeración de baja temperatura en unidades para etileno,polietileno, o p-xileno.
Compresores de alta presión para gas de alimentación, reforzadores y para gas recirculado en plantas de hidrocarburos, amoniaco y síntesis de metanol.
3.3.6. VÁLVULA Los dispositivos de estrangulamiento son elementos que restringen el flujo, lo cual causa una caída de presión importante en el fluido. Algunos dispositivos comunes son válvulas, tubos capilares, reducciones bruscas y tapones porosos (corcho). Estos dispositivos producen una caída de presión sin implicar trabajo: La caída de presión en el fluido suele ir acompañada de una reducción en la temperatura, por esa razón los
dispositivos de estrangulamiento son de uso común en aplicaciones de
refrigeración y acondicionamiento de aire. La magnitud de la caída de temperatura (o, a veces el aumento de temperatura) durante un proceso de estrangulamiento se rige por el Coeficiente de Joule Thomson.
Los dispositivos de estrangulamiento son por lo regular dispositivos pequeños y se puede suponer que el flujo por ellos es adiabático (Q ≈ 0) puesto que no hay
suficiente
tiempo ni área suficientemente grande para que ocurra alguna
transferencia de calor efectiva. También, no se realiza trabajo (W≈0), y el cambio en la energía potencial es muy pequeño (ΔEp=0). Aun cuando la velocidad de salida sea
con frecuencia considerablemente mayor que la velocidad de entrada, en la mayoría de casos el incremento de energía cinética es insignificante (ΔEc=0).
1 1 12 Ec.3.174
La ecuación de la energía aplicada a este tipo de dispositivos, considerando flujo estable con una sola corriente, se reduce a: Energía interna + flujo de energía = constante Esto Implica que:
0
Ec.3.175
El resultado final de un proceso de estrangulamiento depende de cuál de las dos cantidades se incremente durante el proceso. Si el flujo de energía se incrementa durante el proceso (P 2v2>P1v1), esto se puede hacer a expensas de la energía. Como resultado, la energía interna disminuye, lo cual por lo regular, va acompañado de una disminución de temperatura. Si se incrementa el producto Pv, la energía interna y la temperatura de un fluido se incrementará durante un proceso de estrangulamiento. Como:
0
Ec.3.176
Ec.3.177
0
Ec.3,178
Se concluye que un proceso de estrangulamiento, es un proceso a entalpia constante.
Ec.3.179
Es decir, los valores de entalpia en la entrada y en la salida en una válvula de estrangulamiento se consideran los mismos. Por esta razón, una válvula de estrangulamiento se denomina dispositivo isentálpico (proceso isentálpico, delta H=0).
Coeficiente de Joule-Thomson Cuando un fluido pasa por una una válvula de estrangulamiento, disminuye su presión y la entalpia del fluido permanece aproximadamente constante durante el proceso de estrangulamiento. Se comentó anteriormente que un fluido puede experimentar una reducción considerable de su temperatura debido al estrangulamiento, lo que constituye la base de operación en los refrigeradores y en la mayor parte de los sistemas de acondicionamiento de aire. Sin embargo, esto no siempre sucede. La temperatura del fluido puede permanecer invariable o es posible incluso que aumente durante un proceso de estrangulamiento. El comportamiento de la temperatura de un fluido durante un proceso de estrangulamiento (H=constante) está dado por el coeficiente de Joule –Thomson, definido Como:
Ec3.180
El coeficiente de Joule-Thomson es una medida del cambio en la temperatura con la presión durante un proceso de entalpia constante y puede presentarse como:
≤ 0 la l a temperatura aumenta ≥ 0 la l a temperatura disminuye
= 0 la temperatura permanece constante
Durante un proceso de estrangulamiento. Observando cuidadosamente la ecuación con la que se define, se revela que el coeficiente de Joule-Thomson representa la pendiente de las líneas de entalpia constante (H=constante), esto se puede observar si se representa en un diagrama (P,T). Un fluido a temperatura y presión fija T1 y P1 se hace fluir por una válvula, y se miden las reducciones de su temperatura y presión (P2, T2), Al graficar las temperaturas con las presiones se obtienen las líneas de h=constante sobre un diagrama P-T. Con la repetición del experimento para diferentes conjuntos de presión y temperatura de entrada y graficando los resultados, se puede construir un diagrama P-T para una sustancia con varias líneas de H=constante. Algunas líneas de entalpia constante en el diagrama P-T pasan por un punto de pendiente cero o coeficiente de Joule-Thomson cero. Las líneas que pasan por estos puntos reciben el nombre de líneas de inversión, y la temperatura en un punto donde la línea de entalpia constante interseca la línea de inversión se conoce como temperatura de inversión. La temperatura es la intersección de la línea de H=constante. Las temperaturas son negativas.
3.3.7. MEZCLADOR Un buen mezclador es aquel que mezcle todo el lote del producto en forma suave, además de ser fácil de limpiar, descargar, tener poca fricción, buena hermeticidad, alta movilidad, fácil mantenimiento y bajo consumo de energía.
A nivel de laboratorio en muy pequeña escala se utiliza el mortero y el pistilo que combina los procesos de conminación y mezclado en una sola operación. A nivel industrial existen dos tipos de mezcladores que se diferencian en el mecanismo productor del mezclado.
3.3.7.1.
TIPOS Y EQUIPOS DE MEZCLADO Mezcladores Móviles Se basan en el mecanismo de volcamiento del material causado por la rotación del recipiente y fuerza de la gravedad. Para un buen mezclado en estos equipos, los polvos deben ser de dimensiones similares y de flujo fácil. La geometría asimétrica del equipo produce un movimiento lateral independiente de la acción de volcamiento característico. El proceso de mezclado mejora mucho más si a los equipos se les adaptan ejes que giran en dirección opuesta al volcamiento. Si su velocidad de rotación es lenta, no se produce el movimiento de cascada o volcamiento en forma intensiva; por el contrario, si es muy rápida, la fuerza centrífuga mantendrá los polvos en los extremos de la carcasa evitando el mezclado. La velocidad óptima dependerá del tamaño y forma del mezclador y del tipo de material a mezclar (generalmente oscila entre30 y 100 rpm). Estos equipos nunca se deben llenar con más del 50% de su capacidad nominal.
Mescladores Cilíndricos o de Tambor. Consiste de una carcasa cilíndrica que se puede rotar a lo largo de su eje para producir flujo cruzado del material. Si se le adicionan obstáculos laterales, se incrementa el flujo cruzado y se mejora la acción mezcladora mezcl adora aunque dificulta su limpieza. Según su forma los mezcladores se clasifican cl asifican en:
Mezclador Cúbico
El principio de caída y rebote del material es igual al del mezclador de tambor. Como estos modelos producen poca eficiencia en el mezclado, se puede aumentar está inclinando el eje de rotación de éstos modelos.
Mezclador de doble cono Durante la rotación el polvo se entremezcla entre cada uno de los extremos del equipo. Sus ventajas son que se puede cargar y descargar por ambos lados, además de ser de fácil limpieza, de tener tiempos de mezclado cortos y de producir un buen flujo cruzado.
Mezclador en V o de Calzoncillo . Consiste de dos cilindros unidos en sus extremos con una angulación que oscila entre 45 y 90°. El principal mecanismo de mezclado que produce es por convención, pero posee unas placas en el eje de rotación que producen deslizamientos entre los planos. Este mezclador se recomienda para polvos de baja cohesividad. La rotación del equipo ocurre en un solo plano y su acción cambia la orientación del polvo en 90 o 45° dependiendo del modelo. El eje central intensifica la acción del mezclado, pero dificulta la limpieza del equipo. Este equipo produce un mezclado suave y por esta razón se utiliza para la adición de aglutinantes, permitiendo la adición uniforme del lubricante a los gránulos en un corto periodo de tiempo sin erosionarlos. Como estos equipos son herméticos, pueden producir vacío y secado además de no contaminar ni de empolvar. Además, poseen altas capacidades, bajo consumo de energía, son de fácil mantenimiento, son de fácil operación y se pueden cargan con el ápice invertido.
Mezcladores de Carcasa Estacionaria Son equipos donde a carcasa permanece estática, en cuyo interior poseen una serie de elementos que ejecutan el mezclado como aire a chorro, cuchillas,
tornillos o paletas; algunos de éstos producen un flujo en forma de vortex o turbulento. En general, estos equipos proporcionan un mezclado eficiente sin reducción del tamaño de partícula o generación de calor. Estos equipos son útiles en mezclar sólidos que se han humedecido (que están en forma plástica o pastosa).
Mezclador Cintas Consiste de un tambor horizontal con un eje axial de soporte y un agitador de cintas, o en algunos casos dos ejes paralelos, también existen modelos con ejes en forma de espiral, paletas y de tornillo helicoidal. La rotación alrededor del eje de una sola cinta produce un movimiento radial alrededor de la parte interna del mezclador, al mismo tiempo otra cinta curvada produce un movimiento axial alrededor de la parte interna del mezclador. En otras palabras, la cinta externa hace que el polvo se mueva a lo largo del tambor y la cinta opuesta interna hace que al mismo tiempo el polvo se mueva en dirección opuesta. Estos movimientos evitan que los polvos se acumulen en uno de los extremos. El principal mecanismo de mezclado es el de planos de las diferentes partículas rompiendo los aglomerados. Estos mezcladores son de velocidades bajas, de pequeña carga y bajo consumo de energía. Entre sus desventajas esta su difícil limpieza, la abrasión y rompimiento de partículas debida al roce de las cintas y la carcasa.
Mezclador Tornillo vertical Consiste de una carcasa cónica con un tornillo sin fin interno que transporta el material hacia arriba y luego el movimiento de cascada y gravitacional lo regresa hasta el fondo. El tornillo puede estar en uno de los lados interiores rotando y orbitando simultáneamente dentro del cono. Como el mezclado es rápido, consume poca energía. Algunos modelos pueden llevar hasta dos tornillos simultáneamente. Este mezclador puede producir algo de abrasión por la caída
libre a la que se somete los gránulos y por el choque de éstos contra las paredes del equipo.
Mezclador Paletas Consiste de un recipiente cilíndrico vertical donde el material se mezcla por acción de palas o paletas unidas a un eje rotatorio central. El flujo de los polvos se produce en tres dimensiones ocurriendo un movimiento radial y axial simultáneo.
Mezclador Palas planetario Su forma es similar al mezclador de paletas, se utiliza para el mezclado de sólidos antes de introducir algún líquido (proceso de granulación). Posee un eje vertical con paletas que rotan. Mezclador Sigma. Consiste de un cilindro vertical donde el mezclado ocurre por unas cuchillas pequeñas propulsoras localizadas en su fondo. Es muy eficiente en romper los aglomerados pero su gran desventaja es que produce calentamiento del material y por lo tanto consume mucha energía. Estos mezcladores se utilizan para incorporar sólidos en líquidos.
Mezclador Barra z Consiste de un recipiente cilíndrico horizontal con dos ejes paralelos (cuchillas espirales) que rotan en direcciones opuestas y que producen un movimiento tangencial de choque. Son muy efectivos en la distribución de fluidos en la masa del polvo. Se aplica en el mezclado de masas pegajosas, duras y densas (gomas), granulados (CaCO 3), adhesivos dentales y polímeros. Entre sus desventajas se encuentran: dificultad en el vaciado a pesar de ser el equipo inclinable, su susceptibilidad a la contaminación, su lentitud, su alto consumo de energía, y su difícil limpieza.
Mezclador Lecho Fluidizado Se basa en la acción de un chorro de aire a altas velocidades que expulsan el material a través de una cámara donde todas las partículas se entremezclan en un flujo turbulento. Entre las condiciones del material para cargar el equipo está que los polvos no deben ser cohesivos y la diferencia entre densidades debe ser mínima para evitar la segregación. Si los polvos son cohesivos se formarán aglomerados. Existen algunos modelos que pueden realizar las funciones de secado y granulación del material.
Mezcladores de alta Intensidad Son equipos similares a los mezcladores Sigma que combinan las operaciones de mezclado y granulación. El material se homogeniza por el mecanismo de fallas y compactación ejercida por el expulsor (cuchillas) que operan entre 100- 300rpm. Estos equipos son muy eficientes ya que en pocos minutos se logra el mezclado, además, son de fácil descarga, limpieza y están protegidos contra riesgos de explosión.
Mezclador (Mixer ) Es una operación que combina dos o más entradas para producir una única salida. Se efectúan los correspondientes balances de materia y energía completos, es decir, se calcula rigurosamente una de las temperaturas desconocida, bien a la entrada o a la salida. Si se conocen todas las propiedades (temperatura, presión, y composición) de todas las corrientes de entrada, se calculan automáticamente todas las propiedades de la corriente de salida, ya que se conocen composición, temperatura y entalpía para esta corriente. En la página de Conexiones se especifican las corrientes de entrada, así como una única corriente de salida. En la página de Parámetros se debe indicar el tipo de asignación automática de presión. Por defecto se emplea la asignación de
fijar como presión de salida la más baja de las entradas (Set Outlet to Lowest Inlet), en cuyo caso se deben conocer todas las presiones excepto la de salida. Si se especifica ecualizar todas (Equaliza All), HYSYS asignará a todas las corrientes conectadas a la operación la misma presión una vez conocida una de ellas. Si dos o más corrientes tienen presiones distintas se producirá un error de consistencia El mezclador combina varias corrientes de materia de entrada para producir una corriente de salida. Calcula rigurosamente temperaturas, entalpías, presión, composición que nose conocen. Calcula la temperatura teniendo en cuenta el calor de mezclado.
Fig.38 Mezclador o mixer.
3.3.7.2.
BALANCE DE MATERIA Y ENERGÍA EN LOS DISPOSITIVOS 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:
0 ℎ ℎ ℎ ≈0 ; 0 EnerEnerggiiaa CiPotnetenciicaal∆∆Ec≈0 Ep≈0 3.3.7.3.
Ec. 3.181
BALANCE DE MATERIA EN EL MEZCLADOR
∑ QW ∑ ∗h gz ∑ ∗h gz =0
Ec. 3.182
Balance de energía en el mezclador
Ec. 3.183
Dónde:
Corrientes de entrada y salida Corriente de energía Total Variables Ecuaciones o restricciones Cantidad
3(C + 2) 1 3(C + 2) + 1 = 3C + 7
4. CAPITULO 4 DESARROLLO DEL DIAGRAMA DE PROCESO
4.1.
DESCRIPCIÓN DEL PROCESO EN ASPEN HYSYS. 1ro Paso: Al iniciar el programa nos encontraremos con la ventana principal desde la cual podemos iniciar una nueva simulación, o abrir una simulación previamente creada.
Figura 11.1 Fuente. Manual-Básico-Aspen-HYSYS 2do. Paso: Seleccionar lista de componente y Para agregar componentes a una lista, debemos seleccionar la lista y luego hacer clic en la opción “View”. Seguidamente se nos abrirá la siguiente ventana:
Figura
10.2
Fuente. Manual-Básico-Aspen-HYSYS
Luego vamos a la selección de paquete de fluido para seleccionar la ecuación de Peng Robinson y nos aparece como se muestra en la imagen.
Figura. 10.3 Fuente. Manual-Basico-Aspen-HYSYS 3ro paso: Una vez especificados los componentes, paquete termodinámico podemos entrar entrar al entorno de simulación de HYSYS (Simulation environment) hacienda clic en el botón “Enter simulation environment ”.
Figura. 10.4 Fuente. Manual-Basico-Aspen-HYSYS
Al entrar al entorno de simulación nos encontraremos e ncontraremos con la siguiente ventana:
Figura. 10.5 Fuente. Manual-Basico-Aspen-HYSYS 4to paso:
Agregar la corriente y equipos que se van a usar en la practica Alimentación y especificar condiciones y composición
Figura. 10.6 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Intercambiador de calor y sus especiaciones
Figura. 10.7 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Enfriador y sus especificaciones
Figura. 10.8 Fuente. Advanced Hysys Course_2008 Separador flash
Figura. 10.9 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Empanzor y sus especificaciones
Figura. 10.10 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Valvula
Figura. 10.11 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Separador mutietapa:
Figura. 10.11 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Figura. 10.12 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
Mezclador de componentes
Figura. 10.13 Fuente. Advanced Hysys Course_2008 Compressor y sus especificaciones
Figura. 10.13 Fuente. Advanced Hysys Course_2008
5to. Paso : una ves introducido los equipos y las corrientres bien especificadas tendremos listo para hacer correr el procesos y se vera de la siguiente manera.
Figura. 10.14 Fuente. ASPEN HYSYS
