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REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA UNIVERSIDAD DEL ZULIA

FACULTAD DE INGENIERÍA DIVISIÓN DE POSTGRADO

PROGRAMA DE MAESTRÍA EN INGENIERÍA QUÍMICA

EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE GLICOLES DE UNA PLANTA DE ÓXIDO DE ETILENO Y GLICOLES DE ETILENO

Trabajo de Grado presentado como requisito para optar al Grado Académico de

MAGISTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA QUÍMICA

Autor: Paul Andrés Vera Burgos

Tutor académico: Charles Gutiérrez

Tutor industrial: José Hernández

Maracaibo, enero de 2009

REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA UNIVERSIDAD DEL ZULIA

FACULTAD DE INGENIERÍA DIVISIÓN DE POSTGRADO

PROGRAMA DE MAESTRÍA EN INGENIERÍA QUÍMICA

EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE GLICOLES DE UNA PLANTA DE ÓXIDO DE ETILENO Y GLICOLES DE ETILENO

Trabajo de Grado presentado ante la Ilustre Universidad del Zulia

para optar al Grado Académico de

MAGISTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA QUÍMICA

Autor: PAÚL ANDRÉS VERA BURGOS

Tutor académico: Charles Gutiérrez

Tutor industrial: José Hernández


APROBACIÓN

Este jurado aprueba el Trabajo de Grado titulado: “EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE GLICOLES DE UNA PLANTA DE ÓXIDO DE ETILENO Y GLICOLES DE ETILENO”, que Paúl Andrés Vera Burgos, C.I. V-14.697.166 presenta ante el Consejo Técnico de la División de postgrado de la Facultad de Ingeniería en cumplimiento del Artículo 51, Parágrafo 51.6 de la Sección Segunda del Reglamento de Estudios para Graduados de la Universidad del Zulia, como requisito para optar al Grado Académico de

MAGÍSTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA QUÍMICA.

Charles Gutiérrez Coordinador del Jurado

C.I.:12.623.247

Antonio de Turris Edgar Salas C.I.:10.548.426 C.I.:13.974.646

Director de la División de Postgrado Gisela Páez


RESUMEN

Vera Burgos, Paúl Andrés. Evaluación de la sección de glicoles de una planta de oxido de etileno y glicoles de etileno.(2009).Trabajo de Grado para optar al Título de Magíster Scientiarum en Ingeniería Química. Universidad del Zulia, División de Postgrado, Facultad de Ingeniería, Maracaibo, Venezuela, 108p., Tutor académico: Ing. Charles Gutiérrez, Tutor industrial: Dr. José Hernández.

PRALCA, productora de Alcoholes Hidratados, es una empresa encargada de la producción y comercialización de óxido de etileno y glicoles de etileno. Dentro de los glicoles de etileno se encuentran: mono etilenglicol (MEG), el di etilenglicol (DEG), el tri etilenglicol (TEG) y la cola de glicoles (CEG). Entre sus usos se encuentra la fabricación de la fibra de poliéster y la fabricación de envases plásticos. Como plan de inversión a mediano plazo de PRALCA está la ampliación de la sección de Glicoles. Se pretende aumentar hasta un 150% incluso un 200% de la capacidad actual. Debido a esta necesidad, se desarrolló una evaluación de la sección de glicoles, con la finalidad de determinar si el sistema actual es capaz de manejar los nuevos flujos a las condiciones de temperatura y presión requeridas. Se recopiló toda la información referente a tuberías, accesorios y flujos que maneja el sistema así como las características de los equipos involucrados. Luego se simuló el sistema vinculando dos simuladores comerciales, Pipephase y PRO II. Inicialmente, se selecciono el modelo termodinámico y se valido la simulación a condiciones de diseño y operación. Posteriormente se evaluó el sistema a 150% y 200% de incremento en función del diseño. Tanto a 150% como a 200% las columnas involucradas en el sistema corrieron satisfactoriamente, sin embargo, para el caso de 150%, fue necesario modificar un tramo de tubería principal, mientras que para el escenario de 200% de incremento, tres tramos de tuberías principales. Todas estas modificaciones garantizaron la continuidad operativa del sistema y la calidad del producto final en función de los incrementos planteados. Palabras claves: simulador, sección de glicoles, evaluación. E-mail del autor: [email protected]

ABSTRACT

Vera Burgos, Paul Andres. “Evaluation of the glycol section of an ethylene oxide and ethylene glycol plant. (2009). Graduate Paper in order to opt for the degree of Magister Scientiarum in Chemical Engineering. Universidad del Zulia. Graduate Division. Enginering Faculty, Maracaibo, Venezuela, 108p. Academic tutor: Ing. Charles Gutierrez, Industrial tutor: Dr. Jose Hernandez.

PRALCA, producer of hydrated alcohols, is company that produces and commercializes ethylene oxide and ethylene glycols. There are different types of ethylene glycols produced by PRALCA: ethylene glycol (MEG), diehtylene glycol (DEG), triethylene glycol (TEG) and tetraethylene glycol (CEG). These products are used in fabrication of polyester fiber and production of plastic containers to name a few. PRALCA is currently considering a mid-term investment regarding the growth of its glycol section. They want to expand the current capacity 150% to 200% of the original value. In view of this project, the need of an evaluation of the glycol section was made apparent to determine whether the actual system is capable of managing the new flow rates under the pressure and temperature conditions required. Data was collected regarding pipes, accesories and flow values of the system as well as information on the specifications and characteristics of the equipment. Afterwards, the simulation of the new values was done relating two commercial simulators, Pipephase and PRO II. The system was replicated according to specific design conditions to properly select the most fitting thermodynamics method to operating conditions, in order to validate the simulation and verify that it adjusted to the real values of the process. The system was then evaluated at an increase of 150% and 200% using the current design. Both proposals were assessed and the capability of the system to increase flow was determined. At 150% and 200% the distillation columns involved run efficiently, however, for the 150% of increase case, it was necessary to modify a pipe and instrument section, and, for the 200% increase case, it was necessary to modify three sections. All this modifications guaranteed the continuous operation of the process itself and the quality of the product according to the increase scenarios. Key words: simulator, glycol section, avaluation. Autor’s e-mail: [email protected]

AGRADECIMIENTOS

A Dios, por darme la fuerza para concluir con este proyecto.

A Silvia, por apoyarme durante tantos años en este y en todas mis metas.

A mis padres y hermanos, por estar siempre ahí cuando los necesite.

A los Ingenieros Jose Hernandez, Charles Gutiérrez, Dora Finol y Jose Garcia, por su

invaluable colaboración para lograr este proyecto.

TABLA DE CONTENIDO

Pág.

RESUMEN……………………………………………………………………………………………... 3

ABSTRACT…………………………………………………………………………………………….

4

AGRADECIMIENTOS…………………………………………………………………………………

TABLA DE CONTENIDO …………………………………………………………………………….

LISTA DE TABLAS …………………………………………………………………………………...

LISTA DE FIGURAS ………………………………………………………………………………....

INTRODUCCIÓN……………………………………………………………………………………… 12

CAPÍTULO.

I MARCO TEÓRICO………………………………………………………………………. 14

1.1. Antecedentes……………………………………………………………………….…

1.2. Flujo de fluidos en tuberías …………………………………………………………

1.3. Formula de Darcy. Ecuación general de fluidos ………………………………….

1.4. Teorema de Bernoulli...…………………………………………….………………..

1.5. Propiedades de los fluidos ………………………………………………………….

1.6. Flujo de fluidos en válvulas y accesorios ………………………………………….

1.7. Tipos de válvulas y accesorios usados en sistemas de tuberías………………..

1.8. Perdida de presión debido a válvulas y accesorios……………………..……….

1.9. Flujo en fase liquida…………………..……………………………………………..

1.9.1. Tuberías rectas horizontales………………………………………….……..

1.9.2. Efecto de accesorios……………………………………………….…………

1.9.3. Expansiones y contracciones…………………………………….………….

1.9.4. Tuberías No horizontales………………………………………….…………

1.9.5. Combinación y división de corrientes………………………….……….…..

1.9.6. Orificios, boquillas y venturas………………………………….……………

1.10. Simulación de procesos………………………………………………..…………

1.10.1. Simulador PIPEPHASE……………………………………...……………..

1.10.2. Simulador PRO II……………………………………………..…………….

1.11. Proceso productivo de PRALCA………………………………………..……….

14

17 1920 2020 21 22 22 23 23 24 24 25 25 26 27 28 32

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9 6

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1.12. Materia prima………………………………………………………………..…….

1.13. Productos……………………………………………………………………..……

1.14. Estudio económico…………………………………………………….….………

1.14.1. Relación Beneficio/Costo (B/C)……………………………….………….

CAPÍTULO

II MARCO METODOLÓGICO……………………………………………………….….

2.1. Recolección de datos y material bibliográfico…………………………………..

2.2. Selección del modelo termodinámico……………………………………………

2.3. Validación de la simulación con datos de diseño………………………….……

2.3.1. Reactor de glicoles (R-520)………………………………………….………

2.3.2. Sección de evaporación (Sección 500)……………………………..………

2.3.2.1. Primer efecto (C-531)……………………………………….………...

2.3.2.2. Segundo efecto (C-525)………………………………………..……..

2.3.2.3. Tercer efecto (C-533)………………………………………….…..…..

2.3.2.4. Cuarto efecto (C-534)…………………………………………..……..

2.3.2.5. Quinto efecto (C-535)…………………………………………...……..

2.3.3. Columna de secado de glicoles (C-610)……………………………..……..

2.3.4. Columna de MEG (C-620)………………………………………………..…..

2.3.5. Columna despojadora de MEG (C-630)………………………………..…..

2.3.6. Columna de poli glicoles (C-710)………………………………………..…..

2.4. Evaluación hidráulica de las tuberías asociadas al sistema…………….…….

2.4.1. Tramo 1…………………………………………………………………..……

2.4.2. Tramo 2…………………………………………………………………..……

2.4.3. Tramo 3……………………………………………………………………..…

2.4.4. Tramo 4……………………………………………………………………..…

2.4.5. Tramo 5…………………………………………………………………..……

2.4.6. Tramo 6…………………………………………………………………..……

2.5. Validación de la simulación con datos operacionales……………………….….

2.6. Vinculación PRO II – Pipephase…………………………………….…………….

2.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150% y 200%..........

2.8. Variables de la columna……………………………………………………………

2.8.1. Inundación……………………………………………………………….…….

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37

2.8.2. Requerimientos energéticos………………………………………………...

2.9. Análisis económico…………………………………………………………………

CAPÍTULO

III ANALISIS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS……………………………..……

3.1. Selección del método termodinámico…………………………………………….

3.2. Validación de la simulación con datos de diseño………………………….…….

3.3. Simulación con datos operacionales…………………………………….………..

3.4. Validación de la simulación en Pipephase………………………….…….………

3.5. Vinculación PRO II – Pipephase……………………………………………….….

3.6. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150%........................

3.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 200%........................

3.8. Variables de las columnas……………………………………………….………..

3.9. Análisis económico………………………………………………………….……..

CAPÍTULO

IV CONCLUSIONES…………………………………………………………………

CAPÍTULO

V RECOMENDACIONES………………………………………………………….

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS………………………………………………………………

APÉNDICE…………………………………………………………………………………………..

ANEXOS……………………………………………………………………………………………..

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LISTA DE TABLAS

Pág.

Tabla 1. Características y especificaciones de productos………………………………………...

Tabla 2. Parámetros suministrados al simulador para el reactor de glicoles (R-520) ………...

Tabla 3. Parámetros suministrados al simulador para el primer efecto de

evaporación (C-531)…………………………………………………………………………………

Tabla 4. Parámetros suministrados al simulador para la corriente adicional que

alimenta el primer efecto de evaporación (C-531)………………………………………………..

Tabla 5. Parámetros suministrados al simulador para el segundo efecto de

evaporación (C-532)…………………………………………………………………………………

Tabla 6. Parámetros suministrados al simulador para el tercer efecto de

evaporación (C-533)…………………………………………………………………………………

Tabla 7. Parámetros suministrados al simulador para el cuarto efecto de

evaporación (C-534)…………………………………………………………………………………

Tabla 8. Parámetros suministrados al simulador para el quinto efecto de

evaporación (C-535)…………………………………………………………………………………

Tabla 9. Parámetros suministrados al simulador para la columna de secado (C-610)………..

Tabla 10. Parámetros suministrados al simulador para la columna de MEG (C-620)………...

Tabla 11. Parámetros suministrados al simulador para la columna despojadora

de MEG (C-630)……………………………………………………………………………………..

Tabla 12. Parámetros suministrados al simulador para la columna de poliglicoles

(C-710)……………………………………………………………………………………………….

Tabla 13. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 1……………………………. Tabla 14. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 2…………………………….

Tabla 15. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 3…………………………….

Tabla 16. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 4……………………………. Tabla 17. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 5…………………………….

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Tabla 18. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 6…………………………….

Tabla 19. Flujos de las corrientes en función de los incrementos de capacidad………………

Tabla 20. Ecuaciones utilizadas para el análisis económico…………………………………….

Tabla 21. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson,

Glycol y Alcohol con datos de diseño (corriente 507)……………………………………………

Tabla 22. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson,

Glycol y Alcohol con datos de diseño (corriente 509)……………………………………………

Tabla 23. Comparación de datos de diseño con valores de simulación…………………………

Tabla 24. Comparación de datos de operación con valores de simulación…………………….

Tabla 25. Comparación de la presión de operación con valores de simulación

de diseño para los tramos de tubería……………………………………………………………….

Tabla 26. Comparación de la presión de operación con valores de simulación

de operación para los tramos de tubería…………………………………………………………..

Tabla 27. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a

150% de incremento de capacidad para los tramos de tubería………………………………….

Tabla 28. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores

de simulación a 150%..................................................................................................................

Tabla 29. Comparación de las especificaciones del fondo de la C-620 con valores

de simulación a 150%.................................................................................................................. Tabla 30. Comparación de las especificaciones del DEG producto con valores

de simulación a 150%..................................................................................................................

Tabla 31. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 150%....................


200% de incremento de capacidad para los tramos de tubería…………………………………..


200% de incremento de capacidad para los tramos de tubería modificados……………………

Tabla 34. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores

de simulación a 200%.................................................................................................................

Tabla 35. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 200%....................

Tabla 36. Requerimientos energéticos de los rehervidores para las columnas………………...

Tabla 37. Porcentaje de nivel del rebose de los platos de las columnas……………………….

Tabla 38. Análisis económico, relación Beneficio-Costo (B/C)………………………………….

Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación (continuación)……….

Tabla 40. Comparación de datos de operación con valores de simulación (cont.)……………

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LISTA DE FIGURAS

Pág.

Figura 1. Tramos de tuberías…………………………………………………………………………

Figura 2. Proceso Productivo de Pralca…………………………………………………………….

Figura 3. Tramos de tuberías simulados en Pipephase…………………………………………..

Figura 4. Diagrama global de la simulación……………………………………………………….

Figura 5. Diagrama de la simulación de la Sección de Evaporación (Bloque 1)……………….

Figura 6. Diagrama de la simulación de la Sección 600 (Bloque 2)……………………………..

Figura 7. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 1…………………………………………….….

Figura 8. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 2………………………………………………..

Figura 9. Composición de las principales corrientes para 150% de incremento………………..

Figura 10. Composición de las principales corrientes para 200% de incremento………………

Figura 11. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 3………………………………………………




22 29, 30

60 60 61 72 72 78 84 107 107 108 108

52

INTRODUCCIÓN

PRALCA, Productora de Alcoholes Hidratados C.A., es una empresa localizada en la ciudad de

Santa Rita, Municipio autónomo Santa Rita del estado Zulia, dedicada a la producción y

comercialización de óxido de etileno y glicoles de etileno.

El proceso productivo de PRALCA se realiza en una planta de proceso continuo en donde el

etileno y el oxígeno reaccionan dentro de un reactor multitubular en presencia de un catalizador

sólido a base de plata metálica. El producto de la reacción conteniendo óxido de etileno pasa a

una sección de purificación y a una sección de glicolación, para producir independientemente

óxido de etileno de alta pureza y glicoles de etileno, encontrándose entre ellos el monoetilen

glicol (MEG), dietilen glicol (DEG) y trietilen glicol (TEG).

Estos productos tienen una gran variedad de usos en la industria, entre los cuales se encuentra

la fabricación de la fibra de poliéster, el proceso de secado de gases en la industria petrolera, la

fabricación de envases plásticos, reguladores de viscosidad y anticongelantes entre otros.

La sección de Glicoles de la planta, sección de estudio, consta de equipos que se encargan de

purificar y separar la mezcla de glicoles.

El flujo entrando pasa primero por intercambiadores de calor que se encargan de precalentar la

mezcla a la temperatura óptima de entrada al Reactor de Glicoles, el cual convierte todo el

óxido de etileno en glicoles de etileno (MEG, DEG y TEG). Posteriormente, pasa por una

sección de evaporación que consta de cinco (05) columnas de platos que se encargan de

eliminar gran parte del agua presente. El agua en exceso es posteriormente eliminada en la

columna de Secado de Glicoles. A partir de este punto, el proceso se basa en la separación de

cada uno de los glicoles. El flujo pasa por la columna de Purificación de MEG donde este

producto es separado. El resto de los productos es enviado a la columna de MEG donde, el

pequeño exceso de este producto es separado y recuperado. Finalmente, el flujo entra a la

columna de poliglicoles de empaques ordenados donde el DEG y el TEG son separados y

enviados a los tanques de almacenamiento final.

El mercado de glicoles a nivel mundial ha venido incrementando considerablemente. En la

actualidad, la demanda de estos productos a nivel mundial es de 1.500 MTM/año, y se estima

que en los próximos 3 años, este valor se duplique, incluso hasta el punto en que no es

suficiente la oferta para la demanda existente de estos productos.

En función de esto, PRALCA, tiene previsto como plan de inversión a mediano plazo, la

ampliación de la sección de glicoles de su planta con la finalidad de incrementar la producción

de los glicoles de etileno y ser capaz de satisfacer el de la demanda de estos productos en el

futuro cercano.

Actualmente, la sección de glicoles de PRALCA maneja un flujo de 60,05 Kg-mol/hr, y en

función de lo anteriormente planteado, se pretende realizar una evaluación de esta sección,

incrementando dicho flujo en 150% y 200%, con la finalidad de verificar si esta se encuentra

apta para manejar los nuevos caudales a las condiciones de temperatura y presión requeridas,

o, si por el contrario, es necesario realizar modificaciones para cumplir con los requerimientos

operativos.

Esta evaluación se llevara a cabo mediante el uso de dos simuladores comerciales, los cuales

serán vinculados y correrán simultáneamente para evaluar, en una sola corrida, todo lo

referente a la hidráulica de las líneas, y, de igual forma, lo referente a la capacidad que tienen

las columnas involucradas de manejar las nuevas cargas, garantizando la calidad del producto

final y la continuidad operativa del proceso.

Finalmente, las restricciones operacionales detectadas, serán analizadas, y se plantearan los

cambios necesarios para garantizar que se ajusten a los nuevos requerimientos operativos en

función del incremento de capacidad.

CAPITULO I. MARCO TEORICO.

1.1.- ANTECEDENTES. Las evaluaciones hidráulicas de plantas químicas y petroquímicas se han hecho herramientas

de gran utilidad, ya que permiten, mediante la utilización simuladores de flujo de fluidos como

Pipephase e Inplant, así como simuladores comerciales como Pro II, Aspen o Hextran entre

otros, verificar el comportamiento del sistema a otras condiciones operacionales y de esta

manera, predecir el comportamiento del sistema las nuevas capacidades. De igual forma,

permite detectar restricciones operacionales y especificar las modificaciones necesarias para

garantizar la continuidad operativa en base a los nuevos flujos, temperaturas y presiones

estimadas.

Parra y col1, desarrollaron una evaluación hidráulica del sistema de distribución de etileno a las

plantas de polietileno desde las plantas de Olefinas en el Complejo Petroquímico El Tablazo.

Se realizó el levantamiento del sistema y luego se procedió a realizar la simulación del sistema

a condiciones operacionales en Aspen Plus 11.1. Posteriormente, se validó el modelo de

simulación a condiciones operacionales y luego se evalúo de acuerdo al “Plan de Crecimiento

2006-2012” de Pequiven. De acuerdo a los resultados, el sistema esta en capacidad de

entregar el etileno a las condiciones requeridas hasta el 2009, donde se necesitan 14000 TM

de almacenaje para cubrir la demanda. Propusieron dos modificaciones al sistema a emplear a

partir del 2010: conservar el sistema actual colocando la alimentación de Olefinas III en la

entrada de Olefinas I y colocar una tubería paralela a la actual. Finalmente, se concluyó que los

dos modelos despachan el etileno a las condiciones de presión, flujo y temperaturas

requeridas. Este trabajo proporciona un aporte importante, ya que es la evaluación de un

sistema en función de ciertos planes de ampliación, por lo cual, al igual que este estudio, la

finalidad es detectar restricciones operacionales a las nuevas capacidades y proponer los

cambios necesarios para la continuidad operativa en base a los nuevos flujos.

Colina y col2, evaluaron hidráulicamente el sistema de agua de enfriamiento de las unidades de

alquilación e isomerización del CRP-Amuay para determinar las limitaciones presentes en este

sistema durante la época de verano debido al incremento que se produce en la temperatura del

agua de mar, la cual es utilizada como medio de enfriamiento. Las bases de el estudio se

determinaron de acuerdo a las mas altas temperaturas obtenidas en el agua abastecida a las

unidades de alquilación e isomerización, utilizándose el programa de simulación PRO II para

determinar el comportamiento de las mismas al manejar las cargas de operación normal, y

HEXTRAN en la simulación del sistema de enfriamiento, conformado por los intercambiadores

de calor operados con agua. Finalmente, se encontró que la unidad de alquilación presentaba

limitaciones al incrementarse la temperatura del agua de enfriamiento. Se propuso reemplazar

el diámetro de la tubería que abastece las unidades para cumplir con los valores de velocidad

exigidos por la empresa permitiendo la continuidad operativa de estas unidades durante el

verano.

Amaya y col3, con la finalidad de determinar si el sistema de distribución actual de propileno

desde las plantas de Olefinas en El tablazo podía entregar dicho producto a los usuarios,

desarrollaron una evaluación hidráulica de dicho sistema. Inicialmente se hizo un

levantamiento del sistema y luego se procedió a simular en el paquete de simulación Aspen

Plus 11.1 a condiciones de diseño. Posteriormente, se validó el sistema de simulación con las

condiciones de operación y luego se evaluó el sistema de acuerdo al Plan de crecimiento 2006-

2012 de Pequiven. De acuerdo con los resultados, el sistema esta en capacidad de entregar el

propileno a las condiciones requeridas hasta el ano 2009, donde se necesitan 20 MTMA de la

nueva planta de Olefinas III para cubrir la nueva demanda por parte de Propilven. Se

plantearon 3 modificaciones al sistema a emplear a partir del 2010, reemplazar el sistema

actual por una tubería de 6” colocando la alimentación de Olefinas III en la entrada de Olefinas

I, colocar una tubería de 4” paralela a la actual e instalar un calentador de propileno paralelo al

existente en el área de almacenaje. Luego de evaluar cada una de las propuestas se obtuvo

que los resultados arrojados por cada uno de los modelos despachen el propileno a las

condiciones de presión, flujo y temperatura requeridos por el usuario y según los parámetros

establecidos en la Norma PDVSA 90616.024.

Paris4, desarrolló una evaluación hidráulica del sistema de distribución de agua de enfriamiento

de una unidad de craqueo catalítico. En este trabajo se determinaron las limitaciones,

referentes a la velocidad y caída de presión encontradas en el sistema de distribución de agua

de enfriamiento de la unidad de craqueo catalítico de la Refinería de Cardón, así como una

serie de modificaciones y recomendaciones que fueron propuestas debido a un incremento de

11000 Tm/d a 12850 Tm/d, en la capacidad de producción de dicha unidad para el año 2004.

El sistema de distribución fue modelado en el simulador hidráulico INPLANT y se utilizó el PRO

II para la simulación de los intercambiadores de calor. Se recomendó incrementar el diámetro

de las tuberías que presentaron limitaciones, tanto de caída de presión como de velocidad, así

como también restringir el flujo de agua salada a los intercambiadores y colocar en operación

los intercambiadores que para la fecha se encontraban fuera de servicio.

Prieto5, realizó una evaluación hidráulica de la red de suministro de agua de enfriamiento

asociado a una torre de enfriamiento. En este estudio se evaluó la red de agua de enfriamiento

asociada a la torre E-8901 de la planta de Olefinas II del Complejo Petroquímico el Tablazo,

con la finalidad de determinar las limitaciones hidráulicas y emitir las recomendaciones

pertinentes en cuanto al suministro de agua a las plantas de Clorosoda, Purificadora de Etano,

Olefinas II, Monocloruro de Vinilo II y a los compresores centrales de aire del Área 45. Posterior

a la determinación del consumo de agua a cada planta, se llevó a cabo la simulación de la red

en Aspen Plus 11.1, aplicando este modelo de simulación a condiciones de diseño original de

la red con las tres bombas en servicio P-8901 A/D/E y luego a condiciones de operación actual

con las cuatro bombas en servicio P-8901 A/B/C/E.

De acuerdo con los resultados del estudio realizado, se determinó que las plantas Olefinas II,

Purificadora de Etano y los compresores del Área 45 reciben un flujo de agua de enfriamiento

menor al especificado por diseño, mientras que las plantas de Monocloruro de Vinilos II y

Clorosoda reciben caudales por encima del diseño, razón por la cual se recomendó restringir el

flujo de agua de enfriamiento hasta los valores de diseño en estas ultimas plantas utilizando

válvulas ya instaladas a nivel de campo. Es este estudio fue utilizado el simulador de procesos

Aspen Plus 11.1.

1.2.- FLUJO DE FLUIDOS EN TUBERIAS 6. El método más común de transportar fluidos de un punto a otro es impulsarlo a través de un

sistema de tuberías.

Las tuberías de sección circular son las más frecuentes, ya que esta forma ofrece no solo

mayor resistencia estructural sino también mayor sección transversal para el mismo perímetro

exterior que cualquier otra forma.

En todos los sistemas que implique el movimiento de fluidos a través de líneas es importante

conocer el comportamiento de los fluidos en el interior de las tuberías, lo cual se realiza

mediante estudios hidráulicos.

El estudio hidráulico se basa en calcular las velocidades y diferenciales de presión ocasionados

por el movimiento de los fluidos dentro de las tuberías, equipos y accesorios tales como codos,

válvulas, entre otros.

Debido a la gran variedad de fluidos que se utilizan en los procesos industriales modernos, una

ecuación que pueda ser usada para cualquier fluido ofrece ventajas obvias. Una ecuación de

este tipo en la formula de Darcy, que puede ser deducida por análisis dimensional; sin

embargo, una de las variables en la formula, el coeficiente de fricción, debe ser determinado

experimentalmente.

1.3.- FORMULA DE DARCY. Ecuación general del flujo de fluidos 6.

El flujo de fluidos en tuberías esta siempre acompañado de rozamiento de las partículas del

fluido entre si y, consecuentemente, por la pérdida de energía disponible; en otras palabras,

tiene que existir una pérdida de presión en el sentido del flujo. Si se conectan dos manómetros

Bourdon a una tubería por la que pasa un fluido, el manómetro ubicado en la parte inicial del

recorrido indicaría una presión mayor que el manómetro ubicado al final del tramo de tubería.

La ecuación general de la pérdida de presión, conocida como la fórmula de Darcy, y que se

expresa en metros de fluido es:

nL gD

vLfh.2... 2

= (ec.1) 6

Donde:

:Lh Pérdida de carga debida al flujo del fluido.

:f Factor de fricción.

:v Velocidad media de flujo.

:D Diámetro interior de la tubería.

:ng Aceleración de la gravedad.

Esta ecuación también puede escribirse para obtener la pérdida de presión en Newtons por m2

(Pascals) sustituyendo las unidades correspondientes de la siguiente manera:

DvLfP

.2... 2ρ=Δ ya que nL ghP ..ρ=Δ (ec.2) 6

La ecuación de Darcy es válida tanto para flujo laminar como turbulento de cualquier líquido en

una tubería. Sin embargo, puede suceder que debido a velocidades extremas, la presión

corriente abajo disminuya de tal manera que llegue a igualar la presión de vapor del líquido,

apareciendo el fenómeno conocido como cavitación y los caudales obtenidos por el cálculo

serán inexactos.

Con las restricciones necesarias, la ecuación de Darcy puede usarse con gases y vapores

(fluidos compresibles).

Las restricciones a ser consideradas cuando se trabaja con fluidos compresibles como aire,

vapor de agua, etc. al utilizar la fómula de Darcy son:

Si la pérdida de presión calculada (P1 – P2) es menor que el 10% de la presión de

entrada P1, se obtiene una exactitud razonable si el volumen específico que se introduce

en la fórmula se basa en las condiciones de entrada o en las condiciones de salida,

cualesquiera que sean conocidas.

Si la caída de presión calculada (P1 – P2) es mayor que un 10% pero menor que un 40%

de la presión de entrada P1, la ecuación de Darcy puede aplicarse con razonable

precisión utilizando el volumen específico basado en una media de las condiciones de

entrada y de salida.

Para pérdidas de presiones mayores, como las que se encuentran a menudo en

tuberías largas, otros métodos son utilizados.

Con la ecuación N° 2, se obtiene la pérdida de presión debido al rozamiento y se aplica a

tubería de diámetro constante por la que pasa un fluido cuya densidad permanece

razonablemente constante, a través de una tubería recta, ya sea horizontal, vertical o inclinada.

Para tuberías verticales, horizontales y de diámetro variable, el cambio de presión debido a

cambios de elevación, velocidad o densidad del fluido debe hacerse de acuerdo con el teorema

de Bernoulli.

1.4.- TEOREMA DE BERNOULLI 6.

El teorema de Bernoulli es una forma de expresión de la aplicación de la ley de la conservación

de la energía al flujo de fluidos en una tubería. La energía total en un punto cualquiera por

encima de un plano horizontal arbitrario fijado como referencia, es igual a la suma de la altura

geométrica, la altura debido a la presión y la altura debido a la velocidad, es decir:

Hg

vgPZ

nn

=++.2.

2

ρ (ec.3) 6

Donde:

Z: Altura o elevación potencial sobre el nivel de referencia.

P: Presión manométrica.

gn: Aceleración de la gravedad.

: Densidad del fluido.

v: Velocidad media del flujo.

H: Altura total.

Si las pérdidas por rozamiento se desprecian y no se aporta o se toma ninguna energía del

sistema de tuberías (bombas o turbinas), la altura total H en la ecuación anterior permanecerá

constante para cualquier punto del fluido.

Sin embargo, en la realidad existen pérdidas o incrementos de energía que deben incluirse en

la ecuación de Bernoulli.

Por lo tanto, un balance de energía para dos puntos de un fluido puede ser escrito de la

siguiente forma:

Lnnnn

hg

vg

PZg

vg

PZ +++=++.2..2.

22

2

22

21

1

11 ρρ

(ec.4) 6

Todas las fórmulas prácticas para el flujo de fluidos se derivan del teorema de Bernoulli, con

modificaciones para tener en cuenta las pérdidas debidas al rozamiento.

1.5.- PROPIEDADES DE LOS FLUIDOS 6.

La solución de cualquier problema de flujo de fluidos requiere un conocimiento previo de las

propiedades físicas del fluido en cuestión.

Valores exactos de las propiedades de los fluidos que afectan a su flujo, principalmente la

viscosidad y el peso específico, han sido establecidos por muchas autoridades en la materia

para todos los fluidos utilizados y todos pueden ser localizados en diferentes cuadros y tablas

de la literatura.

Las principales propiedades de los fluidos que se requieren para solventar cualquier problema

relacionado con caídas de presión son:

Viscosidad.

Viscosidad absoluta o dinámica.

Viscosidad cinemática.

Densidad.

Volumen específico.

Peso específico.

1.6.- FLUJO DE FLUIDOS EN VALVULAS Y ACCESORIOS 6.

Las instalaciones industriales en su mayor parte están constituidas, a parte de tuberías, por

válvulas y accesorios, por lo cual es necesario un conocimiento de su resistencia al paso de

fluidos para determinar las características de flujo en un sistema de tuberías completo.

1.7.- TIPOS DE VALVULAS Y ACCESORIOS USADOS EN SISTEMAS DE TUBERIAS 6. La variedad en diseños de válvulas dificulta una clasificación completa de las mismas. Si las

válvulas se clasificaran según su resistencia que ofrecen al flujo, las que presentan un paso

directo del flujo, como las válvulas de compuerta, bola, macho y de mariposa pertenecen al

grupo de baja resistencia; las que tienen un cambio en la dirección del flujo, como las válvulas

de globo y angulares, están en el grupo de alta resistencia.

Los acoplamientos o accesorios para conexión se clasifican en: de derivación, reducción,

ampliación y desviación. Los accesorios como t´s, cruces, codos con salida lateral, etc., pueden

agruparse como accesorios de derivación.

Los conectores de reducción o ampliación son aquellos que cambian la superficie de paso del

fluido. En esta clase están las reducciones y los manguitos. Los accesorios de desvío, curvas,

codos, curvas en U, etc., son los que cambian la dirección del flujo.

1.8.- PERDIDA DE PRESIÓN DEBIDO A VALVULAS Y ACCESORIOS 6.

Cuando un fluido se desplaza uniformemente por una tubería recta, larga y de diámetro

constante, la configuración del flujo indicada por la distribución de la velocidad sobre el

diámetro de la tubería adopta una forma característica. Cualquier obstáculo en la tubería

cambia la dirección de la corriente en forma total o parcial, altera la configuración característica

de flujo y ocasiona turbulencia, causando una pérdida de energía mayor de la que normalmente

se produce en un flujo por una tubería recta. Ya que las válvulas y accesorios en una línea de

tubería alteran la configuración de flujo, producen una pérdida de presión adicional.

La pérdida de presión total producida por una válvula o accesorio consiste en:

La pérdida de presión dentro de la válvula.

La pérdida de presión en la tubería de entrada es mayor de la que se produce

normalmente si no existe válvula en la línea. Este efecto es pequeño.

La pérdida de presión en la tubería de salida es superior a la que se produce

normalmente si no hubiera válvula en la línea. Este efecto puede ser muy grande.

Desde el punto de vista experimental es difícil medir las tres caídas por separado. Sin embargo,

su efecto combinado es la cantidad deseada y puede medirse exactamente con métodos

conocidos.

Si se consideran dos tramos de tubería del mismo diámetro y longitud, como se muestran en la

figura 1, con una distancia “x”, manometros instalados en ambos extremos de las lineas, y, el

primer tramo de tuberia con una valvula instalada, mientras que el segundo tramo d tuberia, no

existe dicha valvula, simplemente un tramo de tuberia recta.

Figura 1. Tramos de tuberías 6.

El primer tramo contiene una válvula de globo. Si las pérdidas de presión P1 y P2 se miden

entre los puntos indicados, se encuentra que P1 es mayor que P2.

En realidad, la pérdida debido a la válvula de longitud “d” es P1 menos la pérdida en un tramo

de tubería con longitud “a b”.

1.9.- FLUJO EN FASE LIQUIDA 3. 1.9.1.- Tuberías Rectas Horizontales 3.

La caída de presión en tuberías rectas horizontales de diámetro constante es causada

mayormente por fricción y puede ser calculada mediante la ecuación de fricción de Fanning. El

factor experimental en esta ecuación, llamado factor de fricción Fanning, f, es una función del

número de Reynolds y la rugosidad relativa de la pared de la tubería.

Para un determinado tipo de material, la rugosidad es relativamente independiente del diámetro

de tubería, por lo tanto, el factor de fricción puede ser expresado como una función del número

de Reynolds y del diámetro de tubería. Para flujo laminar (Re 2000), el factor de fricción es

función solo del número de Reynolds.

La región de transición cae entre valores de número de Reynolds comprendidos ente 2000 y

4000. Aquí el flujo puede ser tanto laminar como turbulento, dependiendo de factores tales

como el cambio de la sección transversal o la presencia de válvulas, accesorios u

obstrucciones en las tuberías. En este régimen, el factor de fricción es difícil de determinar y

cae en algún lugar entre los limites para flujo laminar y turbulento. Sin embargo, para la

mayoría de las aplicaciones con tubería comercial, el fluido tiende a ser turbulento y debe

usarse el valor más alto de factor de fricción.

1.9.2.- Efecto de Accesorios 3.

Los codos, conexiones en “T”, válvulas, orificios y otras restricciones causan caídas de presión

adicionales en una tubería. Los accesorios que tienen el mismo diámetro nominal que la tubería

pueden ser tomados en cuenta en términos de longitud equivalente de tubería recta. Esta

longitud equivalente puede ser calculada a partir de los coeficientes de los accesorios.

La longitud equivalente es entonces sumada a la longitud real de la tubería y la suma es usada

en la ecuación de Fanning para predecir la caída de presión total.

También, el uso de longitudes equivalentes o coeficientes de resistencia, es, como se ha

publicado, esencialmente una correlación aproximada de un problema complejo. Si la caída de

presión es un factor crítico por seguridad, economía u otras consideraciones.

1.9.3.- Expansiones y Contracciones 3.

La caída de presión por cambios en la sección transversal tales como salida y entrada de

recipientes de proceso, reductores y difusores incluye dos componentes: uno por fricción y otro

por cambio de energía cinética. Los cálculos de pérdida por fricción son basados en el diámetro

de la tubería más pequeña sin obstrucción.

Para tuberías que terminan en un área de gran sección transversal tales como recipientes de

proceso, la caída de presión por fricción es igual al incremento en presión causado por el

cambio de energía cinética. Como resultado, el cambio neto de presión debido al cambio de la

sección transversal es cero.

Para una contracción muy gradual, la caída de presión por fricción es calculada en base a una

sección recta de tubería con un diámetro interno igual a la sección transversal mas angosta de

la contracción.

Para el cálculo de caída de presión de tuberías que contengan accesorios y cambios de

sección transversal, la línea primero se divide en secciones de diámetro nominal constante. Se

calcula la caída de presión por fricción de cada cambio de sección transversal en longitud

equivalente en referencia a la tubería de menor diámetro de la sección en cuestión. La caída de

presión debido a los distintos cambios de energía cinética en la línea es determinada

calculando el cambio global de energía cinética entre la entrada y la salida de la línea.

1.9.4.- Tuberías No horizontales 3.

En caso de tuberías no horizontales, el término de elevación debe sumarse al cambio de

presión calculado por las pérdidas por fricción y energía cinética, usando la siguiente ecuación:

( ) ( )216 zzg

FPc

ge −=Δ

ρ (ec.5) 3

( ) ( )1210 zzFP e −=Δ ρ (ec.6) 3

Donde:

( ) =Δ eP Caída de presión debido al cambio de elevación. (kPa)

=21 , zz Elevación al comienzo y al final de la tubería (mts.)

=10F Factor que depende de las unidades usadas. (9,81x10-3)

1.9.5.- Combinación y división de corrientes 3.

Cuando una corriente es dividida en dos o más subcorrientes, hay pérdidas por fricción y

cambio de presión debido al cambio de energía cinética. Lo mismo se aplica a la combinación

de corrientes.

1.9.6.- Orificios, boquillas y venturis 3.

Para orificios, boquillas y venturis se pueden distinguir dos caídas de presión:

Caída de presión del flujo. Esta es la caída de presión usada en relación con las

medidas del flujo, la cual no incluye la presión recuperada corriente debajo de la

contracción. Para orificios y boquillas esta medida de presión es medida a través de las

tomas de las bridas; para venturis, entre una toma corriente arriba y una toma en las

sección transversal mas angosta.

Caída de presión total. Es la caída de presión entre un punto corriente arriba de la

restricción y un punto corriente abajo que esta a una distancia varias veces el diámetro

de la tubería. Esta caída de presión es más pequeña que la caída de presión de las

tomas de las bridas debido a la recuperación de presión (es decir, conversión de

momento a presión) corriente debajo de la restricción.

1.10.- SIMULACIÓN DE PROCESOS 7.

La simulación matemática consiste en experimentar con los modelos generados mediante la

programación matemática, asignando valores a las variables de entrada y observando los

valores de las de salida; es decir, es el laboratorio o rama experimental de la investigación

operacional, donde la práctica y los resultados distan de la comprensión surgida de la física, la

química o la biología. Las "entradas a" y las "respuestas de" la simulación son valores

abstractos para las variables que se están manejando y no propiamente manifestaciones de

cantidades mensurables a través de instrumentos. La simulación, en investigación operacional,

es un laboratorio abstracto, donde se experimenta con información.

La simulación es una herramienta para tratar los sistemas complicados. Posee flexibilidad, la

cual parte de la sencillez de construir un modelo de simulación. Esta versatilidad se acentúa

particularmente con el poder de la computadora digital, definida como el mecanismo de

cómputo para procesar un modelo de simulación. Realmente en la ausencia de la computadora

digital, la simulación dejaría de ser una herramienta de valor práctico.

En general, en la simulación se elabora un sistema computarizado de un sistema, con el

propósito de conocer el comportamiento del mismo o de evaluar distintas estrategias para su

operación. El proceso de simulación comprende la formulación precisa del modelo matemático,

la conversión del modelo a un programa de computación, su aplicación, interpretación y uso de

los resultados y documentación del estudio.

La simulación de procesos tiene como ventajas:

Reducción del tiempo de trabajo

Permite al equipo de diseñadores probar rápidamente entre configuraciones de equipos.

Permite mejorar procesos existentes, ya que puede variarse alguna condición del

proceso y observar su comportamiento antes de llevarlo al caso real, lo cual

representaría un riesgo para la planta.

Determina las condiciones óptimas de proceso, respetando las restricciones.

Asiste en la detección de cuellos de botella del proceso.

Realiza la evaluación económica de una planta o proceso.

1.10.1.- Simulador PIPEPHASE 8. PIPEPHASE es un poderoso simulador de flujo de fluidos multifásicos, en estado estacionario

para la predicción de presiones, temperaturas, y comportamiento de líquidos en recipientes,

líneas y sistemas de distribución.

Esta herramienta es útil para diseñar nuevos sistemas, monitorear sistemas existentes y de

esta manera prevenir y/o solventar problemas.

PIPEPHASE combina la tecnología de simulación de flujo de fluidos multifásicos de la industria

estándar con la base de datos mas completa disponible de propiedades físicas y variables

termodinámicas de un gran número de componentes.

PIPEPHASE simula rigurosamente complejos sistemas. Es posible con esta herramienta de

simulación diseñar nuevos sistemas para máxima eficiencia y repotenciar sistemas existentes

para incrementos de capacidades.

Esta versátil herramienta de simulación puede ser utilizada para simular fluidos puros o

multifásicos a través de una combinación de tuberías, válvulas, reducciones y muchos otros

equipos de proceso. Todos estos equipos y accesorios son llamados dispositivos de flujo.

Por otro lado, PIPEPHASE puede ser utilizado para el diseño de nuevos sistemas o para el

mejoramiento de sistemas existentes. Cualquier topología de un sistema puede ser ingresado

al simulador, desde un simple arreglo hasta los más complejos sistemas compuestos por

múltiples tuberías y dispositivos complejos.

1.10.2.- Simulador PRO II 9.

El programa de simulación de procesos PRO II ejecuta rigurosamente balances de masa y

energía para un amplio rango de procesos químicos. Desde la separación de crudo y gas hasta

la destilación reactiva, PRO II ofrece una de las soluciones para simulaciones más versátil y

fácil de usar de la industria.

PRO II cuenta con una interfase de usuario grafica PROVISION (GUI), la cual proporciona un

ambiente interactivo basado en Windows, lo cual es ideal para la construcción y modificación

de modelos simples o complejos de PRO II.

El simulador PRO II, tiene múltiples aplicaciones en las diversas áreas industriales. Entre

algunas de estas áreas se encuentra la industria del procesamiento de crudo y gas, refinación,

industria química y petroquímica, polímeros y la industria farmacéutica, entre otros.

Las principales aplicaciones de este paquete se simulación son:

Diseño de nuevos procesos.

Evaluación de configuraciones de planta alternativa.

Modernización y optimización de plantas existentes.

Asesoramiento y documentación en concordancia con las regulaciones ambientales.

Monitoreo, optimización y mejoramiento de la rentabilidad del proceso.

PRO II puede ser aplicado en diferentes áreas de la industria en general. En el área de

procesamiento de crudo y gas, PRO II puede ser utilizado en los siguientes procesos:

Endulzamiento con aminas, tren de compresión, demetanizador y deetanizador, expansión de

planta, deshidratación del gas, formación/inhibición de hidratos y lazos de refrigeración, entre

otros.

En el área de refinación, PRO II puede ser utilizado en los siguientes procesos:

precalentamiento del crudo, destilación atmosférica, columnas de vacío, estabilizadores de

gasolina y naphta, deisobutanizadores y fraccionadotes de coker, entre otros.

En el caso de la industria petroquímica, el simulador puede ser utilizado en fraccionadotes de

etileno, separación de aromáticos, planta de ciclohexano, producción de MTBE, producción de

olefinas y cloración de propileno, entre otros.

1.11.- PROCESO PRODUCTIVO DE PRALCA 10.

PRALCA fue concebida en el año 1973 por iniciativa del entonces Instituto Venezolano de

Petroquímica (IVP), hoy PEQUIVEN, para la producción en el país de óxido de Etileno, óxido

de Propileno y sus derivados Este proyecto toma su rumbo definitivo en 1987 con una nueva

estructura y meta definida: producción de Oxido de Etileno y Etilenglicol.

PRALCA es el resultado de arduos estudios e investigaciones para el desarrollo industrial del

país, concretando además la expectativa de la unión de recursos de tres importantes sectores:

la empresa privada nacional, la empresa estatal y la empresa privada extranjera, que ofrecen

su aporte en la diversificación de la industria nacional, abriendo caminos a productos no

tradicionales.

A finales de 2001 y luego de exitosas negociaciones, PRALCA es reestructurada, quedando

hoy en día como accionistas Pequiven, IPHL y Sofilago, manteniendo la condición de empresa

mixta.

El proceso productivo de la planta se basa en un proceso continuo de Scientific Design. La fase

de oxidación catalítica del vapor de etileno con oxígeno produce óxido de etileno, el cual

seguido por la hidratación no catalítica del mismo, produce etilenglicol

La planta se encuentra dividida en siete secciones principales y las secciones de servicios. La

primera es la sección de reacción para producir óxido de etileno (EO). La segunda es la

remoción de dióxido de carbono (CO2) y agua, la tercera es la purificación de H2O y EO de

impurezas como CO2, aldehídos, etano, entre otros. En la cuarta sección se purifica el EO que

es vendido a OXITENO (antiguamente ARCH) hasta un 99% de pureza con menos de 0,5% de

agua. En la quinta reacciona el EO con agua para producir glicoles y se pasa por una serie de

evaporadores para disminuir el contenido de agua. La sexta sección es la de purificación de

mono etilenglicol (MEG) y la séptima sección se purifica el di etilenglicol (DEG) y el tri

etilenglicol (TEG). En las siguientes imágenes se muestra resumido el proceso productivo de

Pralca:

a)

b)

c)

Remoción de CO2

Absorbedor de EO

Despojador de EO

Reabsorbedor de EO

Reactor de EO

Compresor de reciclo

Etileno EO Glicol Agua

Alimentación Oxígeno Etileno H2O

EO+ H2O EO+ H2O

H2O EO

EO+CO2+H2O

Despojador de CO2

Reactor de EG

Sección de Evaporación

Purificación de EO

Secado de

Glicoles

ARCH

A la C-620

CO2

EO + H2O

EO + H2O

EG + H2O

EO Producto


H2O

Figura 2. Proceso Productivo de Pralca 11.

La primera sección (sección 100) está constituida principalmente por un reactor de EO el cual

tiene 8800 tubos en los cuales se encuentra empacado el catalizador a base de plata. La

mezcla de alimentación constituida por oxígeno y etileno pasa a través de dichos tubos

mientras que por el lado de la carcasa fluye agua de enfriamiento con dos propósitos: retirar

calor ya que la reacción es altamente exotérmica y generar vapor de alta presión que es

utilizado aguas abajo en el proceso. La mezcla de reacción entra a 210 ºC y deja el reactor a

240 ºC. La conversión alcanzada es de 9% y la selectividad de 79% de acuerdo al diseño.

Aparte del catalizador se añaden pequeñas trazas de dicloroetano (EDC) que inhibe la reacción

de combustión del etileno, favoreciendo la reacción de oxidación. Para disminuir la temperatura

de inflamabilidad de la mezcla se utiliza metano como gas de relleno, el cual es inerte en la

reacción. Las reacciones involucradas son:

OEETILENODEÓXIDO

AgbaserCatalizado

OXÍGENOg

ETILENO

HO

CHCOCHCH 2

\/

2)(222 ½ −⎯⎯⎯ →⎯+= (a)10

AGUACARBONODE

DIOXIDOOXIGENOgDOACETALDEHIOXIGENO

gETILENO

AGUACARBONODE

DIOXIDOOXIGENOg

ETILENO

OHCOOH

O

CHCOCHCH

OHCOOCHCH

22)(225

||

)(222

22)(222

2233

223

+⎯→⎯+−⎯→⎯+=

+⎯→⎯+=

(b)10

Columna de MEG

MEG Producto

Despojadora de MEG

EO

Columna de Poliglicoles

Reactor de TEG

MEG Producto

DEG Crudo

MEG


Despacho

MEG

MEG

DEG

TEG DEG

CEG

CEG

TEG

DEG

MEG

MEG

Dentro de esta sección se encuentra también una columna absorbedora, en la cual el EO es

absorbido con agua y de esta forma es separado de la mezcla gaseosa constituida por etileno

que no reaccionó, oxígeno que no reaccionó, dióxido de carbono, metano y otras impurezas

inertes de la alimentación. La mezcla gaseosa es enviada a la segunda sección (sección 200)

para la remoción del dióxido de carbono y la mezcla gaseosa resultante es recirculada al

reactor de EO. Por otro lado, la mezcla acuosa de EO es enviada a la tercera sección (sección

300) en donde se purifica el agua y el EO de impurezas como el dióxido de carbono, aldehídos,

entre otras.

En la sección 200 se remueve dióxido de carbono desde 8% hasta 4% en la corriente de

recirculación al reactor de EO, mediante la absorción de dióxido de carbono con una solución

de carbonato de potasio (K2CO3) en una columna de platos. En una columna posterior el

dióxido de carbono es regenerado y enviado a la atmósfera continuamente.

En la sección 300 se encuentran tres columnas absorbedoras-desorbedoras, cuya función es

eliminar las impurezas de dióxido de carbono y otros gases. El dióxido de carbono al ponerse

en contacto con agua a altas temperaturas genera ácido carbónico (H2CO3), el cual genera

problemas de corrosión en los equipos y líneas aguas abajo en el proceso, razón por la cual

debe ser eliminado.

La cuarta sección (sección 400) consta de una columna de 98 platos la cual es alineada con

una porción de la solución de EO para purificarlo y enviarlo a ARCH. La quinta sección (sección

500) consta principalmente de un reactor de glicoles y un tren de evaporadores. La solución de

EO es alimentada al reactor de glicoles junto a agua de tal forma de obtener una relación

másica 9/1 para formar MEG, DEG y TEG. Las reacciones ocurren simultáneamente y la

distribución de productos favorece al MEG que es el producto de mayor demanda.

Las reacciones que tienen lugar son:

MEGOLETILENGLICMONO

EOETILENODEOXIDO

H

HOC

OH

H

COHHO

CHC 2

||

222

\/

2 −⎯→⎯+− (c)10

DEGICOLDIETILENGL

l

MEGGLICOLMONOETILEN

l

EOETILENODEOXIDO

ac

H

H

O

C

H

H

CO

H

H

C

HO

HC

H

H

O

C

O

H

H

CHO

CHC )(2

|

|

|

|

||

2)(2

||

2)(2

\/

2 −−−−⎯→⎯−+−

(d)10

TEGLICOLTRIETILENG

l

DEGICOLDIETILENGL

l

EOETILENODEOXIDO

ac

H

H

O

C

H

H

CO

H

H

C

H

H

CO

H

H

C

O

H

H

C

H

H

O

C

H

H

CO

H

H

C

O

H

H

CHO

CHC )(2

|

|

|

|

|

|

|

|

||

2)(2

|

|

|

|

||

2)(2

\/

2 −−−−−−−⎯→⎯−−−−+−

(e)10

También se forma un producto más pesado denominado polietilenglicol (PEG) con importante

valor comercial. El contenido de agua es reducido posteriormente mediante un tren de

evaporadores. En la sexta sección (sección 600) se encuentran tres columnas de destilación

que purifican el MEG a 99% y el DEG crudo es enviado a la séptima sección (sección 700) en

donde se separa el DEG del TEG y PEG en forma continua durante 18 ó 19 días. La mezcla de

TEG y PEG es almacenada en un tanque de TEG crudo y al transcurrir los 18 ó 19 días se

cambia el modo de operación de la columna y durante 1 día es separado el TEG del PEG.

Cada uno de los productos terminados es evaluado para verificar que cumplan con una serie

de especificaciones: pureza, contenido de agua, condiciones de otros glicoles, entre otras.

Luego de ser evaluados en tanques de almacenamiento temporal de 10 toneladas a 60

toneladas, pasan a los tanques de almacenamiento de producto final, de donde es despachado

a cisternas, isotanques, pipas y esporádicamente a barcos para exportación.

1.12.- MATERIA PRIMA 10.

La materia prima empleada para la producción de óxido de etileno la constituye el etileno y el

oxígeno. De igual forma, se emplean otros insumos que constituyen parte importante en el

proceso productivo del óxido de etileno, entre estos se consideran el metano, nitrógeno, gasoil

y el agua.

Etileno 10.

El etileno es producido por las plantas de Olefinas, situadas en el Complejo Petroquímico El

Tablazo. Este componente gaseoso es suministrado a PRALCA por una tubería sublacustre de

ocho pulgadas de diámetro desde las mencionadas plantas.

Oxígeno 10.

El oxígeno puro y seco empleado para llevar a cabo la reacción de producción de óxido de

etileno, es producido por la empresa AGA y suministrado a PRALCA a través de una tubería

sublacustre de ocho pulgadas de diámetro desde la planta MARATÓN.

Entre otros insumos de importancia para el proceso de producción de óxido de etileno, se

considera el gasoil y el agua. En cuanto al gasoil, este es empleado como combustible en las

calderas y suministrado en cisternas.

El agua es utilizada mayormente en su estado natural (líquida) para enfriamiento en el proceso

de producción, la misma proviene del embalse de PEQUIVEN, y es suministrada a PRALCA

mediante una tubería sublacustre de doce pulgadas (12”) de diámetro. Es de hacer notar que el

agua no es potable, ya que esta proviene directamente del embalse y no se le suministra

ningún tipo de tratamiento.

1.13.- PRODUCTOS 10.

PRALCA produce óxido de etileno y glicoles de etileno: mono etilenglicol (MEG) grado fibra y

grado industrial, di etilenglicol (DEG), tri etilenglicol (TEG) y polietilenglicol (PEG).

Óxido de etileno (EO) 10: a temperatura ambiente, se presenta como un gas incoloro, y

a 12ºC se encuentra en fase líquida. Su reactividad es extremadamente alta, y es por

ello que se utiliza como producto intermedio en un buen número de reacciones, para

producir glicoles de etileno, etanol aminas, glicoles éteres, agentes surfactantes,

solventes, polioles, como agente de esterilización, emulsificantes, demulsificantes y

surfactantes no iónicos.

Mono etilenglicol (MEG) 10: a temperatura ambiente, el mono etilenglicol se presenta

como un líquido altamente transparente, incoloro e inodoro. Entre sus usos principales

se encuentran la producción de polietilentereftalato, tanto para fibras como para PET,

líquidos anticongelantes para motores y maquinarias, resinas de poliéster, agente de

tratamiento en la industria del gas natural, en adhesivos, tratamiento de cueros, entre

otros.

Di etilenglicol (DEG) 10: se utiliza como producto intermedio en la reacción de resinas

insaturadas de poliéster, resinas de poliuretano, en la elaboración de líquido para

frenos, como agente deshidratante, en la industria del papel y del celofán. DEG también

puede utilizarse como agente deshidratante de gas natural e industrial, como solvente

en fluidos funcionales, en tintas de impresión y en pigmentos para textiles. Otros usos

incluyen la producción de plastificantes, emulsificantes, surfactantes, policarbonatos y

lubricantes.

Tri etilenglicol (TEG) 10: el principal uso del TEG es la deshidratación del gas natural.

Otras aplicaciones resaltantes son como solvente, en la producción de plastificantes,

poliuretano y resinas insaturadas de poliéster, como humectante para la industrial del

papel y en la de esponjas sintéticas, polioles, y ha sido ampliamente utilizado en la

industria del tabaco como agente humectante.

La Tabla 1 resume las principales características y especificaciones de estos productos.

Tabla 1. Características y especificaciones de productos 11.

Producto Características Propiedades Límites Pureza, peso % 99.8 mín.

Agua, ppm 50 máx.

Cloruros, ppm 50 máx.

Color, APHA 5 máx.

Aldehídos como Acetaldehído, ppm 20,0 máx.

Acidez como ácido acético, ppm 10 máx.

Residuos, % peso 0.001 máx.

CO2, % peso 0.001 máx.

Apariencia Clara

Óxido de etileno

Estado físico: líquido

Punto de Inflamación, °C:

< -18

Viscosidad cp a 10 ºC:

0.28

Punto de Congelamiento,

°C: 112.6

Peso Molecular, g/mol:

44.05 pH 6.0 – 8.0

Pureza, peso % 99,9 min.

Di etilenglicol, peso % 0,05 máx.

Agua, peso % 0,05 máx.

Acidez como ácido acético, ppm 10,0 máx.

Hierro, ppm 0,1 máx.

Cloruros, ppm 0,1 máx.

Gravedad Específica a 20 °C 1,1151-

1,1156

Color, APHA 5 máx.

Cenizas, peso % 0,001 máx.

IBP 196 min. Destilación a 760 mmHg, °C

DP 199 máx.

220 nm 70 min.

275 nm 95 min. Transmitancia, %

350 nm 99 min.

Aldehídos como acetaldehídos, ppm 10.0 máx.

Mono etilenglicol

(MEG)



116

Viscosidad cp a 10 ºC: 21


62.07

Producto higroscópico.

Apariencia Clara e

incolora


Mono etilenglicol, peso % 0,05 máx.

Tri etilenglicol, peso % 0,05 máx.


Acidez como ácido acético, ppm 50,0 máx.

Hierro, ppm 0,5 máx.

Cloruros, ppm 0,5 máx.

Gravedad Específica a 20 °C 1,117 –

1,120

Color, APHA 10 máx.


IBP 242 min. Destilación a 760 mm Hg, °C

DP 250 máx.

Di etilenglicol

(DEG)



143


35.7


106.12


Apariencia Clara e

incolora


Di etilenglicol, peso % 2 máx.

Tri etilenglicol

(TEG)



166 Colas de glicol, peso % 1 máx.


Gravedad Específica a 20 °C 1,124 –

1,126

Color, APHA 25 máx.


IBP 278 min. Destilación a 760 mm Hg, °C

DP 300 máx.

Apariencia Clara e

incolora


47.8


150.16


pH 7,0 – 8,0

1.14.- ESTUDIO ECONOMICO 12.

El estudio económico tiene como objetivo sintetizar y ordenar la información de carácter

monetario, tales como inversiones, costos e ingresos que puedan deducirse de estudios

previos técnicos, administrativos, de mercado, entre otros.

Las inversiones pueden clasificarse según corresponda como tangible o activo fijo, y, diferido o

intangible. Se entiende por activo tangible (que se puede tocar) o fijo, los bienes propiedad de

la empresa, como terrenos, edificios, maquinarias, equipos, vehículos de transporte, mobiliaria,

entre otros, y, se llama fijo, ya que la empresa no puede desprenderse fácilmente de él sin que

ello afecte su actividad productiva. Se entiende por activo intangible el conjunto de bienes

propiedad de la empresa, necesarios para su funcionamiento y que incluyen patentes de

invención, marcas, diseños comerciales o industriales, gastos de instalación y puesta en

marcha, estudios administrativos o de ingeniería, entre otros.

Los ingresos de operación se deducen de la información de precios de los productos

terminados en función de la demanda proyectada.

Los costos de operación se calculan por la información de estudios de mercado, técnico y

organizacional, y no son más que los desembolsos según el objeto de gastos de operación

como por ejemplo la energía; gastos financieros y costos de fabricación directos como

materiales y mano de obra, estos incluyen indemnizaciones, personal de limpieza, repuestos,

combustible, entre otros.

1.14.3. Relación Beneficio Costo (B/C)12.

Si la suma de los ingresos se divide entre la suma de costos y resulta un valor mayor que uno,

el proyecto es conveniente, de lo contrario, si es menor que uno, el proyecto debe ser

rechazado.

CostosBeneficiosCB = (ec.7) 12

CAPITULO II. MARCO METODOLOGICO.

2.1. Recolección de datos y material bibliográfico.

A fin de conocer el proceso de producción de óxido de etileno y glicoles de etileno de Pralca,

así como las especificaciones de las corrientes de proceso y equipos involucrados, se realizó

una extensiva revisión de del material bibliográfico ubicado en planta. Este material, en su

mayoría, proporcionado por el licenciante de la planta desde sus inicios, abarca todo lo

referente a:

Diagramas de instrumentación y procesos (P&ID’s) así como diagramas de flujo de

proceso (PFD).

Especificaciones de las líneas de proceso y de accesorios de las mismas.

Hojas de especificación de los equipos (MSDS) donde se especifican los detalles y

material de construcción, geometría de los equipos, presiones y temperaturas de

diseño, capacidad y datos hidráulicos, entre otros.

Manual de operación de la planta, donde se explica el proceso, descripción de equipos

asociados y principales variables de diseño de la sección de glicoles.

Isométricos de la sección de estudio.

Balances de masa de diseño de la planta.

De igual forma, con ayuda del personal de planta (técnicos, operadores e ingenieros) se

recopiló todo lo referente a los datos operacionales de las principales variables de proceso,

mediante verificación en campo o mediante visualización de dichas variables en el sistema de

control distribuido.

2.2. Selección del modelo termodinámico.

Para la selección del método termodinámico se consideraron varios modelos, de manera tal de

verificar cual de estos se ajusta con mayor precisión a los datos de diseño de la planta. De todo

el sistema de estudio, se seleccionó el fondo del primer efecto (C-531) y el fondo del segundo

efecto de la sección de evaporación (C-532) para que fueran evaluados en el simulador con

diferentes métodos termodinámicos.

Los métodos considerados para este estudio fueron los siguientes: Peng-Robinson (PR),

GLYCOL y Alcoholes.

El porcentaje de desviación en relación a los resultados arrojados por el simulador y los datos

de diseño se calculó mediante la siguiente ecuación:

diseñoValorsimulaciónValordiseñoValorDesviacion −=% (ec. 7)

En esta investigación, se consideran valores aceptables de desviación los que se encuentren

por debajo del 10% en relación al diseño.

2.3. Validación de la simulación con datos de diseño.

Una vez seleccionado el método termodinámico a ser utilizado, se procedió a la validación de la

simulación en función de los datos de diseño recopilados al inicio de la investigación.

La simulación a condiciones de diseño fue llevada a cabo en el simulador PRO II para los

equipos de la sección de estudio, insertando los datos de composición, temperatura y presión

de alimentación al sistema, así como también ciertas características requeridas por el

simulador para cada equipo de la sección de glicoles. De igual forma, los datos de las

características físicas e hidráulicas de los equipos como diámetro, número y tipo de platos, tipo

de empaque, entre otros, fueron ingresados como datos al simulador PRO II.

Los datos suministrados al simulador, por cada equipo que conforma la sección de estudio, son

mostrados a continuación. En los siguientes puntos se podra apreciar la información principal

de cada uno de los equipos en cuanto a temperatura, presión, arreglos internos, tipo de

empaque, tipo de platos, diametro y flujos, los cuales haran la simulación final lo mas rigurosa

posible de manera tal de obtener resultados confiables y representativos que permitan ser

tomados en consideración para futuros cambios en el proceso.

2.3.1. Reactor de glicoles (R-520).

El reactor de glicoles es donde una mezcla de óxido de etileno y agua reacciona en su totalidad

para formar los glicoles (MEG, DEG, TEG y CEG).

El reactor, es un reactor tubular, no catalizado con una longitud de 73 mts. y un tiempo de

residencia de 8 minutos. El control de temperatura y el tiempo de residencia garantizan la

conversión completa del óxido de etileno hacia glicoles de etileno.

En el simulador se utilizó un reactor de tipo Conversión ya que es ideal para reactores sencillos

y permite introducir la estequiometria de la reacción para lograr la conversión requerida,

modificando la selectividad de cada reacción.

Los datos para este equipo suministrados al simulador están reflejados en la Tabla 2.

Tabla 2. Parámetros suministrados al simulador para el reactor de glicoles (R-520)

Reactor de Glicoles R-520

Especificación Valor

Tipo de Reactor Conversión

Temperatura salida, °C 190

Presión de salida, bar (Kg/cm2) 17,16 (17,5)

La estequiometría fue introducida en función de la siguiente ecuación química:

518841463104262422 104 OHCOHCOHCOHCOHCOH +++↔+ (a)

La reacción mostrada es la reacción global, sin embargo, los productos se generan en función

del siguiente orden de reacción:

MEGEOAguaOHCOHCOH 262422 ↔+

(b)

DEGEOMEG

OHCOHCOHC 310442262 ↔+

(c)

TEGEODEGOHCOHCOHC 4146423104 ↔+

(d)

CEGEOTEGOHCOHCOHC 5188424146 ↔+

(e)

2.3.2. Sección de Evaporación (Sección 500). La sección de evaporación, es una sección que consta de 5 columnas (llamados también

efectos de evaporación) que se encargan de eliminar el agua de la mezcla glicol – agua

proveniente del reactor de glicoles R-520.

Cada uno de los efectos de evaporación posee su rehervidor de fondo, identificados como los

E-531, E-532, E-533, E-534 y E-535. De igual forma, cada uno de ellos posee su tambor de

reflujo.

Por otro lado, los efectos de evaporación possen corrientes de entrada por el tope, que son el

reflujo de cada uno de ellas, proveniente de un tanque de agua especial para el reflujo de estas

unidades. Unicamente el quinto efecto, o la columna C-535, rabaja con su propio reflujo que

genera.

En el simulador PRO II se introdujeron cada uno de los cinco efectos con sus respectivas

alimentaciones (corrientes de entrada, reflujos y corrientes provenientes de otras secciones del

proceso) y sus rehervidores.

Para todos los casos se introdujo la columna “Distillation” en el simulador, ya que representa de

forma onfiable el funcionamiento de las columnas de la sección de glicoles de Pralca, lo cual

ofrece confiabilidad en los resultados.

2.3.2.1. Primer Efecto (C-531).

El primer efecto, o columna C-531, posee una corriente de alimentación, proveniente del

reactor de glicoles y sus corrientes de fondo y tope.

Adicionalmente a estas, a diferencia del resto de las columnas de evaporación, a esta columna

entra una corriente que una mezcla del reflujo y de agua de proceso. Esta corriente fue llamada

“corriente adicional”.

En Tabla 3, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.

Tabla 3. Parámetros suministrados al simulador para el primer efecto de evaporación (C-531).

Primer efecto de evaporación (C-531)

Especificación Variable Valor

Número de etapas 13

Condensador Ninguno

Plato del tope Presión, bar (kg/cm2) 10 (10,2)

Alimentación (corriente 505) Plato 8

Reflujo (corriente S533) Plato 1

Temperatura [°C] 37

Presión, bar (kg/cm2) 11,77 (12)

Flujo [kg-mol/hr] 144,93 Entrada adicional (corriente

S1) Plato 8

Destilado (corriente 507) Fase Líquido

Flujo estimado [Kg-mol/hr] 2691,1

Tope (corriente S4) Fase Vapor


Rehervidor Temperatura [°C] 190

Platos (del 1 al 8) Tipo de plato Válvula

Diámetro de orificio [mm] 1500

Espaciamiento [mm] 525

Tabla 3. Parámetros suministrados al simulador para el primer efecto de evaporación (C-531)

(continuación).





Válvulas por plato Unidades 161

En la Tabla 4, se muestran las especificaciones introducidas en el simulador de las corrientes

que componen la corriente adicional que alimenta el primer efecto de evaporación.

Tabla 4. Parámetros suministrados al simulador para la corriente adicional que alimenta el

primer efecto de evaporación (C-531).

Corriente adicional


Corriente 538 Temperatura [°C] 37

Presión, bar (Kg/cm2) 11,77 (12)

Flujo [kg-mol/hr] 322,15

Corriente 707 Temperatura [°C] 45



La corriente 538, proviene del tanque de agua de reflujo, mientras que la corriente 707 proviene

de otra sección de la planta para recuperar el glicol de la misma.

Adicionalmente, en la sección de especificaciones de la columna (especificaciones y variables)

se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de la columna (507) en 0,049

%mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.

2.3.2.2. Segundo Efecto (C-532). El segundo efecto de evaporación, fue simulado igualmente con una columna Distilation. Así

mismo posee una corriente de alimentación, proveniente del primer efecto de evaporación (C-

531) y sus corrientes de fondo y tope.

En la Tabla 5, se muestran todos los parámetros introducidos en el simulador.

Tabla 5. Parámetros suministrados al simulador para el segundo efecto de evaporación (C-

532).

Segundo efecto de evaporación (C-532)


Número de etapas 9

Condensador Ninguno

Plato del tope Presión, bar (Kg/cm2) 6,72 (6,85)


Reflujo (corriente 534) Plato 1






Tope (corriente 508) Fase Vapor


Rehervidor Carga Calorifica [kcal/hr] 7,300,000

Platos Tipo de plato Válvula

Diámetro[mm] 1500



Adicionalmente, en la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables)

se fijo la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de la columna (509) en 0,066


2.3.2.3. Tercer Efecto (C-533). En el tercer efecto de evaporación, igualmente se utilizó una columna Distilation. De igual forma

posee una corriente de alimentación, proveniente del segundo efecto de evaporación (C-532) y

sus corrientes de fondo y tope.


Tabla 6. Parámetros suministrados al simulador para el tercer efecto de evaporación (C-533).

Tercer efecto de evaporación (C-533)


Número de etapas 9

Condensador Ninguno







Destilado (corriente 511) Fase Liquido





Diámetro [mm] 1700




se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de la columna (511) en 0,1032


2.3.2.4. Cuarto Efecto (C-534).


Tabla 7. Parámetros suministrados al simulador para el cuarto efecto de evaporación (C-534).

Cuarto efecto de evaporación (C-534)


Número de etapas 9

Condensador Ninguno












Diámetro [mm] 2000



De igual forma que los efectos anteriores, en la sección de especificaciones de desempeño

(especificaciones y variables) se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de

la columna (513) en 0,2489 %mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma

columna.

2.3.2.5. Quinto Efecto (C-535).


Tabla 8. Parámetros suministrados al simulador para el quinto efecto de evaporación (C-535).

Quinto efecto de evaporación (C-535)



Condensador Ninguno













Diámetro [mm] 2600


Temperatura plato 5 y 12 [°C] 98

Temperatura plato 6 y 13 [°C] 122


De igual forma que los efectos anteriores, en la sección de especificaciones de desempeño

(especificaciones y variables) se fijó la composición del glicol (EG) en la corriente del fondo de

la columna (5151) en 0,6751 %mol variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma

columna.

2.3.3. Columna de Secado de glicoles (C-610). La columna de secado (C-610) es la unidad encargada de retirar el exceso de agua que pudo

ser retirado en la sección de evaporación. La corriente de salida de esta columna debe estar

exenta de agua, ya que esta corriente posteriormente será la alimentación de la columna de

MEG donde el mono etilenglicol producto es obtenido.


Tabla 9. Parámetros suministrados al simulador para la columna de secado (C-610).

Columna de Secado (C-610)



Condensador Ninguno












Diámetro [mm] 2100



Diámetro[mm] 2100


Temperatura plato tope [°C] 61

Temperatura plato fondo [°C] 150,59



se fijó la composición del Agua (H2O) en la corriente del fondo de la columna (602) en 0,0018


2.3.4. Columna de MEG (C-620). La columna C-620 es la columna donde se genera el MEG producto a través de una corriente

lateral. Aquí, el MEG es separado del resto de los glicoles, los cuales, salen por una corriente

de fondo vía la columna despojadora de MEG C-630. En la Tabla 10, se muestran todos los

parámetros introducidos en el simulador.

Tabla 10. Parámetros suministrados al simulador para la columna de MEG (C-620).

Columna de MEG (C-620)



Plato del tope Presión, bar (kg/cm2) 0,133 (0,13595)









Rehervidor Carga Calorífica [kcal/hr] 3.600.000

Corriente Lateral (610) Fase Líquido



Diametro de orificio [mm] 2700








Temperatura plato tope [°C] 141 Tabla 10. Parámetros suministrados al simulador para la columna de MEG (C-620)

(continuación).


Temperatura plato fondo [°C] 175

Válvulas por plato Plato del 1 - 6 512

Plato del 7 – 23 592

Plato 24 586

Plato del 25 - 28 592

De igual forma, en la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables)

se fijó la composición del MEG (EG) en la corriente del fondo de la columna (607) en 0,3871


2.3.5. Columna Despojadora de MEG (C-630).

La columna C-630 es la columna donde el exceso de MEG que proviene por el fondo de la

columna C-620 es recuperado. La corriente lateral de esta columna es el MEG recuperado, el

cual es enviado a la sección de evaporación para recuperar dicho producto. De igual forma, el

fondo, compuesto por DEG, TEG y pesados, es enviado a la columna de poliglicoles C-710.


Tabla 11. Parámetros suministrados al simulador para la columna despojadora de MEG (C-

630).

Columna despojadora de MEG (C-630)



Plato del tope Presión, bar (kg/cm2) 0,133 (0,13595)


Reflujo (corriente RC630) Plato 1



Flujo [kg-mol/hr] 8 Tabla 11. Parámetros suministrados al simulador para la columna despojadora de MEG (C-

630). (continuación).
















Temperatura plato tope [°C] 93

Temperatura plato fondo [°C] 175

Válvulas por plato Plato del 1 - 16 81

Plato del 17 - 22 173 En la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables) se fijó la

composición del MEG (EG) en la corriente del fondo de la columna (6141) en 0,0009 %mol

variando la capacidad calorífica del rehervidor de la misma columna.

2.3.6. Columna de Poliglicoles (C-710).

La columna C-710 es la columna en la cual el DEG y los mas pesados (TEG) es separado.

Esta columna es la única columna empacada de la sección de glicoles.


Tabla 12. Parámetros suministrados al simulador para la columna de poliglicoles (C-710).

Columna de Poliglicoles (C-710)





Reflujo (corriente RC710) Plato 1





Tope (corriente S2) Fase Vapor



Plato 1 Tipo de plato Válvula

Diámetro [mm] 1200

Espaciamiento [mm] 609,6

Platos del 2 al 3 Tipo de empaque Sulzer BX

Altura del empaque [m] 0,69


Diámetro [mm] 1200





Diámetro [mm] 1200





Diámetro [mm] 1200

Espaciamiento [mm] 609,6 En la sección de especificaciones de desempeño (especificaciones y variables) se fijó la

composición del DEG en la corriente del fondo de la columna (703) en 0,01 %mol variando el

flujo de la corriente lateral (702). Igualmente se especificó la composición de TEG en la

corriente de fondo (703) en 0,9087, variando la capacidad calorífica del rehervidor de la

columna.

2.4. Evaluación hidráulica de las tuberías asociadas al sistema. Aparte de la simulación realizada en PRO II de la sección de glicoles, adicionalmente se simuló

hidráulicamente los principales tramos que conforman esta sección. El simulador utilizado para

la simulación hidráulica del sistema fue PIPEPHASE.

Mediante la utilización de esta herramienta de simulación, se generaron seis (6) tramos los

cuales fueron validados por separado y posteriormente fueron vinculados con la simulación en

PRO II.

Cada uno de los tramos en cuestión, posee cierto numero de líneas, codos, válvulas e

instrumentos, entre otros, los cuales en conjunto permitieron evaluar el perfil de caída de

presión de cada uno de los tramos y a su vez la resistencia y la capacidad de cada uno de los

tramos de manejar los flujos que a través de cada uno de ellos circula con ciertas

especificaciones de presión y temperatura.

Los tramos simulados pueden ser observados en la Figura 3.

Figura 3. Tramos de tuberías simulados en Pipephase.

La descripción de cada uno de los tramos puede verse a continuación. 2.4.1. TRAMO 1. Desde la descarga de la P-510 hasta el Reactor de glicoles (R-520).

Este tramo proviene de la descarga de las bombas P-510 hasta la entrada al reactor de glicoles

R-520. Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de

operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 13.

TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3

TRAMO 4

TRAMO 5 TRAMO 6

Reactor de Glicoles

R-520

Sección de Evaporación Sección 500

Columna de Secado C-610

Columna de MEG C-620

Columna despojadora

de MEG

Columna de Poliglicoles

C-710

Tabla 13. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 1.

TRAMO 1. Descarga de la P-510 hasta Reactor de Glicoles R-520

VARIABLES ESPECIFICADAS Variable

Nodo Inicial (P-510)

Temperatura entrada [°C] 55

Presión, bar (Kg/cm2) 17,16 (17,5)

Flujo Estimado [Tm/hr] 86,2

Nodo Final (R-520) Presión Estimada, bar

[Kg/cm2] 22,26 (22,7)

Flujo [Tm/hr] 86,199

Variable Valor

Líneas 38,68 mt.

Codos 17 unidades

Válvulas 6 unidades

Tee 1 unidad

Orificios 1 unidad

Contracción 1 unidad

Expansión 2 unidades

Calentador 2 unidades

Entradas 3 unidades

Salidas 3 unidades

2.4.2. TRAMO 2. Desde la salida del reactor R-520 hasta el primer efecto de

evaporación (C-531). Este tramo proviene de la salida del reactor de glicoles (R-520) hasta la entrada del primer

efecto de evaporación (C-531).

Las líneas, equipos y accesorios que conforman este tramo, así como las variables de

operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 14.

Tabla 14. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 2.

TRAMO 2. Reactor de Glicoles R-520 hasta C-531


Nodo Inicial (R-520)




Nodo Final (C-531) Presión Estimada, bar

[Kg/cm2] 10,3 (10,5)


Variable Valor

Líneas 76,09 mt.

Codos 14 unidades

Válvulas 1 unidad

Regulador de presión 1 unidad


Expansión 1 unidad

Entradas 1 unidad

Salidas 1 unidad

2.4.3. TRAMO 3. Desde el quinto efecto de evaporación (C-535) hasta la columna de secado (C-610). Este tramo proviene del quinto efecto de evaporación (C-535) hasta la columna de secado de

glicoles (C-610).


operación a la entrada y salida, son mostrados en la Tabla 15. Tabla 15. Parámetros suministrados al simulador para el Tramo 3.

TRAMO 3. Quinto efecto (C-535) hasta columna de secado (C-610)


Nodo Inicial (C-535)





[Kg/cm2] 1,08 (1,1)


Variable Valor

Líneas 102 mt.

Codos 36 unidades


Tee 1 unidad

Orificios 1 unidad

Contracción 2 unidades

Expansión 1 unidad

Bomba 1 unidad

Entradas 1 unidad

Salidas 3 unidades

2.4.4. TRAMO 4. Desde la columna de secado de MEG (C-610) hasta la columna de MEG (C-620).

Este tramo proviene de la columna de secado de MEG (C-610) hasta la columna de MEG (C-

620).



TRAMO 4.

Columna de secado (C-610) hasta la columna de MEG (C-620)







[Kg/cm2] 9,81 (10)

Flujo [Tm/hr] 9,694

Variable Valor

Líneas 36,61 mt.

Codos 16 unidades


Tee 3 unidades



Bomba 1 unidad

Entradas 2 unidades

Salidas 2 unidades

2.4.5. TRAMO 5. Desde la columna de MEG (C-620) hasta la columna despojadora

de MEG (C-630).

Este tramo proviene de la columna de MEG (C-620) hasta la columna despojadora de MEG (C-

630).



TRAMO 5. Columna de MEG (C-620) hasta la columna despojadora de MEG (C-630)







[Kg/cm2] 9,81 (10)

Flujo [Tm/hr] 1,224

Variable Valor

Líneas 56,32 mt.

Codos 20 unidades




Bomba 1 unidad

Entradas 2 unidades

Salidas 2 unidades

2.4.6. TRAMO 6. Desde la columna despojadora de MEG (C-630) hasta la columna

de poliglicoles (C-710).

Este tramo proviene de la columna despojadora de MEG (C-630) hasta la columna de

poliglicoles (C-710).



TRAMO 6. Desde la columna despojadora de MEG (C-630) hasta la columna de poli glicoles (C-710)







[Kg/cm2] 9,81 (10)

Flujo [Tm/hr] 837,3

Variable Valor

Líneas 81,04 mt.

Codos 31 unidades


Tee 4 unidades



Bomba 1 unidad

Entradas 2 unidades

Salidas 2 unidades

2.5. Validación de la simulación con datos operacionales. Los datos de operación fueron obtenidos mediante la observación directa del proceso

productivo de la empresa. Igualmente, se revisaron los datos recientes arrojados por el sistema

de control, así como, información verbal proporcionada por los técnicos e ingenieros del área

de operaciones.

Estos datos de operación fueron recopilados, e introducidos en las simulaciones para comparar

la información arrojada por el sistema con la información real del proceso.

Los parámetros utilizados para los equipos se mantuvieron igual que para la simulación con

datos de diseño.

2.6. Vinculación PRO II – PIPEPHASE.

En este proyecto se utilizaron dos simuladores comerciales, PRO II y PIPEPHASE. Inicialmente

cada uno de ellos se utilizó independientemente uno de otro, es decir, en PIPEPHASE se

trabajaron en diferentes archivos los tramos desde el uno hasta el seis. Por otro lado, se montó

la simulación de toda la sección de estudio en PRO II.

Una vez validada ambas simulaciones, se tomó como simulación base la generada en PRO II,

desde el cual, se vinculó con cada uno de los tramos en PIPEPHASE.

El simulador PRO II tiene la ventaja de poseer una aplicación mediante la cual es posible

vincular o hacer referencia a una simulación de PIPEPHASE.

De esta forma, fue posible hacer una simulación “macro” en la cual, ambos simuladores

corrieron de forma simultánea y arrojaron resultados desde el punto de vista el proceso como

tal (flujos, composiciones, inundación, entre otros) y desde el punto de vista hidráulico (caídas

de presión).

La Figura 4 muestra la pantalla del diagrama de la simulación en PRO II vinculada con

Pipephase, separada por secciones.

Figura 4. Diagrama global de la simulación.

La Figura 4 posee dos bloques donde se resume, por cuestiones de espacio y mejor manejo,

diferentes secciones de la planta.

El primer bloque agrupa todo lo relacionado a la sección de evaporación (Sección 500). Este

bloque puede ser apreciado en la Figura 5.

Figura 5. Diagrama de la simulación de la Sección de Evaporación (Bloque 1).

Por otro lado, el segundo bloque posee la sección 600. La imagen es mostrada en la Figura 6.

Figura 6. Diagrama de la simulación de la Sección 600 (Bloque 2).

Como se puede apreciar, en varios tramos encuentra la caja de Pipephase, mediante el cual se

vincula con los archivos de cada uno de los tramos en Pipephase. De esta manera, es posible

correr la simulación de forma simultánea.

2.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150% y 200%. Una vez montada la simulación de PRO II de toda la sección de estudio, y a su vez, vinculada

con cada uno de los tramos del simulador PIPEPHASE, se evaluó la capacidad del sistema de

manejar incrementos en el flujo entrando a la sección 150% y 200% de las condiciones de

diseño.

Este incremento se realizó luego de validar las simulaciones en condiciones de diseño y a

condiciones de operación.

Las presiones de diseño de cada uno de los equipos involucrados se mantienen en los

diferentes incrementos de capacidad, por lo cual, para los incrementos de capacidad

planteados, solo variaron los flujos que entran al sistema, como la alimentación a toda la

sección, así como los reflujos de las columnas, entre otros.

Estos flujos, fueron aumentados en función del incremento de capacidad planteado en ambos

simuladores, PRO II y Pipephase.

Las corrientes involucradas se muestran en Tabla 19, así como los nuevos flujos en función de

los incrementos de capacidad.

Tabla 19. Flujos de las corrientes en función de los incrementos de capacidad.

Flujos [Kg-mol/hr]

Corriente Descripción Diseño Operación 150% 200%

5041 Alimentación al rector R-520 (T2) 60.05 79.87 90.08 120.11

538 Corriente Adicional 1 hacia C-531 322.15 428.50 483.23 644.30

707 Corriente Adicional 2 hacia C-531 34.58 46.00 51.87 69.16

533 Reflujo C-531 144.93 192.76 217.40 289.86

534 Reflujo C-532 147.52 196.20 221.28 295.04

535 Reflujo C-533 156.48 192.76 234.72 312.96

536 Reflujo C-534 166.40 221.31 249.60 332.80

537 Reflujo C-535 114.95 152.88 172.43 229.90

REC630 Corriente adicional hacia C-535 5.72 7.61 8.58 11.44

605 Reflujo C-610 42.13 56.03 63.20 84.26

609 Reflujo C-620 208.45 277.24 312.68 416.90

RC630 Reflujo C-630 8.00 10.64 12.00 16.00

RC710 Reflujo C-710 16.45 21.88 24.68 32.90

515 Tramo 3. Pipephase 10.77 14.32 16.15 21.53

602 Tramo 4. Pipephase 9.69 12.89 14.54 19.39

607 Tramo 5 Pipephase 1.22 1.63 1.84 2.45

614 Tramo 6. Pipephase 0.84 1.11 1.26 1.67

Los valores mostrados en la Tabla 19, representan los cambios realizados en los flujos de los

simuladores para cada uno de los escenarios de incremento de capacidad.

Los datos de diseño fueron recopilados de los manuales de operación de Pralca,

específicamente de los balances de masa. Los datos de operación fueron observados

directamente en sala de control, así como con entrevistas con los ingenieros de planta y, se

tomo como base para los datos de operación un 33% adicional al diseño, como de hecho se

corre gran parte del tiempo la planta.

Los flujos para los incrementos de capacidad de calcularon, tomando como referencia, para el

primer escenario, el 150% del diseño, y, para el segundo escenario, el 200% de los mismos

flujos de diseño.

Estos flujos, debieron ser modificados, en ambos simuladores, dependiendo donde aplique.

Todas las corrientes mostradas arriba fueron modificadas en PRO II excepto las últimas 4 (515,

602, 607 y 614). De igual forma, en Pipephase, fueron modificados estos últimos y

adicionalmente la corriente 5041.

En caso de que fuese necesario incrementar los diámetros de los tramos de Pipephase para

alguno de los escenarios, el incremento se realizará de media pulgada en media pulgada hasta

que la simulación corra satisfactoriamente. Posteriormente se correrá con media pulgada

adicional para garantizar el buen funcionamiento del tramo que lo requiera.

2.8. Variables de las columnas.

Para garantizar el óptimo funcionamiento de las columnas de destilación involucradas en el

sistema de estudio, es necesario evaluar ciertos parámetros que aseguran que las columnas, a

los diferentes escenarios de incremento de capacidad, operen de forma adecuada,

garantizando así la calidad del producto final y la integridad de la columna como tal.

2.8.1. Inundación.

Un término que hay que tener en cuenta para garantizar el buen funcionamiento de la columna

es la Inundación. Existe una forma de detectar si un plato se está inundando, y esto es a través

del nivel del conducto de descenso.

Los resultados arrojados por el simulador fueron analizados para determinar el % de nivel del

conducto de descenso para garantizar así que no haya inundación en los platos, basado en las

siguientes premisas:

Para garantizar el buen funcionamiento del conducto de descenso, y evitar así

inundación en los platos, el líquido en dicho conducto, no debe estar a un nivel muy por

encima de la mitad de la distancia entre los platos involucrados13.

Cuando la altura del líquido en el conducto se hace tan grande o mayor que el

espaciado entre los platos, se impide el flujo sobre el vertedero hacia el plato siguiente,

y la columna se inunda. Para diseños conservadores, se supone un valor de 0,5 (50%

de altura)14.

2.8.2. Requerimientos energéticos.

Por otro lado, se detectaron los requerimientos energéticos para los rehervidores de los

diferentes escenarios de sobrepresión, los cuales determinaran la necesidad de vapor para

cada uno de los escenarios de incremento.

Esta información fue extraída de los resultados que el simulador arroja para cada una de las

unidades involucradas en la simulación y recopiladas en una tabla resumen para cada uno de

los escenarios.

2.9. Análisis Económico.

En un análisis económico siempre es necesario conocer la mayor cantidad de información, en

cuanto a los costos asociados al sistema que se pretende establecer. Estos costos deben ser lo

más cercano posible a la realidad, y, por ello, el primer paso fue consultar con la misma

empresa los costos de los equipos, costos de operación y mantenimiento, costo de instalación

y costo de inversión.

Otros rubros, tales como los costos de tuberías, columnas y válvulas fueron consultada con

empresas tales como Acero Placencia y Honeywell.

La evaluación económica se realizo para ambos escenarios de incremento de capacidad,

suponiendo el cambio de los equipos y accesorios necesarios para la continuidad operativa a

dichos escenarios de capacidad. De igual forma, se tomo como referencia la producción de

MEG, por ser este el producto principal y el que mayor impacto tiene en el negocio. Así mismo,

como se comento, se toma como base para el incremento las condiciones de diseño.

Para el análisis económico se utilizó la relación Costo / Beneficio (B/C), por lo cual fue

necesario recopilar toda la información referente a los costos (costos de instalación, de grúa,

equipos, entre otros), así como los beneficios que los cambios planteados traerían, en términos

económicos.

La tabla 20 muestra las ecuaciones utilizadas para el análisis económico de ambos casos.

Tabla 20. Ecuaciones utilizadas para el análisis económico.

Relación Costo Beneficio (B/C)

Costo (Inversion) CO+CM+CG+CA+CT+CV+CC (ec.8)

Beneficio (Ingresos) I=(Incremento de Prod.)*CP*FG*BT (ec.9)

Donde:

CO= costo de obreros CM= costo de mantenimiento.

CG= costo de grúa. CA= costo de andamios.

CT= costo total de tuberías. CV= costo de válvulas.

CC= costo de columna de destilación (si aplica)

Los costos de mano de obra, mantenimiento, grúa y andamios fueron proporcionados por la

empresa. Los costos de tuberías y en el caso de columnas fueron proporcionados por la

empresa Acero Placencia.

Los cálculos, tanto de los costos, como de los beneficios para ambos escenarios de incremento

de capacidad, se muestran en el Anexo 1 y 2.

Para el caso de las tuberías, todas son de acero inoxidable AISI 304. La ecuación utilizada para

el cálculo de costo total se muestra a continuación:

tuberialadelongitudCTPCT *= (ec.10)

CAPITULO III. ANALISIS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS.

3.1. Selección del método termodinámico. Los modelos termodinámicos evaluados para llevar a cabo la simulación fueron: Peng-

Robinson (PR), GLYCOL y el método de Alcoholes.

Se simularon dos corrientes de la sección de estudio, la corriente de fondo del primer efecto de

evaporación C-531 (corriente 507) y el fondo del segundo efecto de evaporación, C-532

(corriente 509) con los modelos termodinámicos mencionados para así poder seleccionar el

modelo que mas se ajustara al sistema descrito en la investigación.

A continuación se resume en la Tabla 21 y Tabla 22 el margen de desviación correspondiente a

los tres modelos termodinámicas con respecto a los valores de diseño, para todas las

corrientes involucradas en el subsistema seleccionado.

Se puede apreciar la variación de los porcentajes de desviación para cada uno de los

componentes de cada una de las corrientes de estudio.

En función de estos valores de desviación se seleccionó el modelo termodinámico utilizado en

esta desviación.

Tabla 21. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson, Glycol y Alcohol

con datos de diseño (corriente 507).

Fondo del Primer efecto de Evaporación Corriente 507

Agua MEG DEG TEG CEG Diseño [mol/hr] 2551.48 131.84 7.49 0.28 0.02 (PR) [mol/hr] 2499.535 130.662 6.155 0.001 0.009 % desviación -2.08 -0.90 -21.69 -27900.00 -122.22 (GLY) [mol/hr] 2552.099 131.924 7.492 0.279 0.01 % desviación 0.02 0.06 0.03 -0.36 -100.00 (ALC) [mol/hr] 2548.776 131.732 7.492 0.279 0.02

% desviación -0.11 -0.08 0.03 -0.36 0.00

Tabla 22. Comparación entre los modelos termodinámicos Peng-Robinson, Glycol y Alcohol

con datos de diseño (corriente 509).

Fondo del Segundo efecto de Evaporación Corriente 509

Agua MEG DEG TEG CEG Diseño [mol/hr] 1878.04 133.24 7.49 0.28 0.02 (PR) [mol/hr] 1852.649 131.266 4.952 0 0.005 % desviación -1.37 -1.50 -51.25 100.00 -300.00 (GLY) [mol/hr] 1882.575 133.579 7.492 0.279 0.005 % desviación 0.24 0.25 0.03 -0.36 -300.00 (ALC) [mol/hr] 1877.323 133.209 7.492 0.279 0.02 % desviación -0.04 -0.02 0.03 -0.36 0.00

Como se indica claramente en las tablas, se puede observar que el modelo que presenta

menor desviaron con respecto a los datos de diseño es el de ALCOHOL, manteniéndose por

debajo del 10% de valor máximo permitido de desviación. De igual forma, se consultó la

bibliografía y se obtuvo que el modelo ALCOHOL es ideal para sistemas de deshidratación de

alcoholes, como los son los glicoles, ya que existe un banco de coeficientes de interacción para

estos sistemas. Por otro lado, gran parte del sistema en estudio se basa de la deshidratación

de los alcoholes hidratados (MEG, DEG, TEG y CEG), lo cual ejerce mayor influencia para la

selección del método 15.

En función de lo mencionado, se seleccionó el método de ALCOHOL para evaluar el sistema

de estudio ya que arroja resultados representativos y confiables.

3.2. Validación de la simulación con datos de diseño. Una vez seleccionado el método termodinámico, y construido el modelo de simulación en PRO

II, se procede a validarlo mediante la introducción de todas las condiciones de diseño de la

sección de estudio a fin de realizar comparaciones con porcentajes de desviaciones,

establecidos a menos de 10% de desviación entre los resultados arrojados por el simulador y el

valor de diseño.El modelo de simulación, con los equipos y corrientes involucradas del sistema

es el mostrado en la Figura 4.

En las siguientes tablas de muestra las corrientes involucradas, así como la comparación entre

los datos de diseño y los datos arrojados por el simulador. De igual forma se muestra el

porcentaje de desviación.

Tabla 23. Comparación de datos de diseño con valores de simulación.

Corriente Variable Diseño Simulación % Desviación

Temperatura [°C] 190.00 178.94 -5.82 Presión, bar

(Kg/cm2) 17,16 (17.50) 17,16 (17.50) 0.00

Agua [%molar] 95,64 95,65 0.03

EG [%molar] 4,10 4,09 -0.15

DEG [%molar] 0,25 0,25 0.02

TEG [%molar] 0,01 0,01 -0.51

CEG [%molar] 0.00 0,00 1.89

505 Salida del Reactor de

Glicoles R-520

Flujo Total [mol/hr] 2994.63 2995.18 0.02

Temperatura [°C] 182.00 182.18 0.10 Presión, bar

(Kg/cm2) 10 (10.20) 10 (10.20) 0.00

Agua [%molar] 94,81 94,81 -0.10

EG [%molar] 4,90 4,90 -0.08

DEG [%molar] 0,28 0,28 0.02

TEG [%molar] 0,01 0.01 -0.51

CEG [%molar] 0.00 0.00 1.89

507 Fondo del primer

efecto de evaporación.

Flujo Total [mol/hr] 2691.11 2688.39 -0.08


(Kg/cm2) 6,17 (6.85) 6,72 (6.85) 0.00

Agua [%molar] 93,02 93,01 -0.03

EG [%molar] 6,60 6,60 -0.02

DEG [%molar] 0,37 0,37 0.02

TEG [%molar] 0,01 0,01 -0.51

CEG [%molar] 0.00 0.00 1.89

509 Fondo del

segundo efecto de evaporación.


Como se aprecia en la tabla de resultados, el porcentaje de desviación entre las corrientes de

diseño y los resultados arrojados por el simulador, no superan el 10% para cada uno de los

casos.El resto de los resultados de las corrientes principales pueden ser observados en el

Anexo A, Tabla 39.

3.3. Simulación con datos operacionales.

La simulación con datos reales de operación se realizó igualmente a través del programa de

simulación PRO II. Los valores de operación fueron obtenidas por observación directa del

proceso productivo y mediante consultas a los ingenieros y operadores de la planta.

Algunos flujos de operación no pudieron ser calculados, ya que, en esos puntos no existen

puntos de muestreo en planta para poder evaluar la composición molar y másica de ciertos

componentes. Esto ocurrió principalmente en la sección de evaporación, desde el primer efecto

(C-531) hasta el cuarto efecto (C-534).

La comparación de los valores obtenidos en la simulación y los de operación se muestran en

las siguientes tablas.

Tabla 24. Comparación de datos de operación con valores de simulación.

Corriente Variable Operación Simulación % Desviación

Temperatura [°C] 190,00 178,21 -6,62

Presión, bar (Kg/cm2) 17,06 (17,40) 17,16 (17,50) 0,57

Agua [%molar] 95,29 95,65 0,38

EO [%molar] 0,00 0,00 0,00

EG [%molar] 4,43 4,06 -8,27

DEG [%molar] 0,27 0,25 -6,13

TEG [%molar] 0,01 0,01 -9,58

CEG [%molar] 0,00 0,00 7,79

505 Salida del Reactor de

Glicoles R-520

Flujo Total [mol/hr] 3982,86 3983,32 0,01

Temperatura [°C] 187,00 182,18 -2,65

Presión, bar (Kg/cm2) 10,19 (10,39) 10 (10,20) -1,86

Agua [%molar] - 94,81 -

EO [%molar] - 0,00 -

507 Fondo del primer


EG [%molar] - 4,90 -

DEG [%molar] - 0,28 -

TEG [%molar] - 0,01 -

CEG [%molar] - 0,00 -

Flujo Total [mol/hr] 3579,18 3575,44 -0,12

Tabla 24. Comparación de datos de operación con valores de simulación (continuación).


Temperatura [°C] 172,60 166,15 -3,88

Presión, bar (Kg/cm2) 6,82 (6,95) 6,72 (6,85) -1,46

Agua [%molar] - 93,01 -

EO [%molar] - 0,00 -

EG [%molar] - 6,60 -

DEG [%molar] - 0,37 -

TEG [%molar] - 0,01 -

CEG [%molar] - 0,00 -

509 Fondo del

segundo efecto de evaporación.

Flujo Total [mol/hr] 2685,36 2684,30 -0,04

Como se aprecia, los porcentajes de desviación se encuentran por debajo del valor máximo de

desviación aceptado (10%). El resto de los valores se observan en el Anexo B, Tabla 40. Los

resultados arrojados por el simulador se observan en el Anexo C.

3.4. Validación de la simulación en Pipephase.

La sección de estudio, desde el punto de vista de líneas y accesorios, fue separado en tramos,

específicamente 6 tramos, los cuales fueron simulados y determinado, entre otras cosas, la

caída de presión a través del recorrido entre equipo y equipo.

Inicialmente, se busca garantizar que la presión final arrojada en la simulación de cada tramo,

mantenga un valor de presión de diseño igual o superior a la entrada del equipo para garantizar

que el fluido circule a través de estos sin problema alguno.

En la Tabla 25 se compara la presión calculada por el simulador con la presión de diseño del

equipo para cada tramo.

Cabe destacar que no se cuenta con ninguna estimación de los valores de las caídas de

presión por diseño, por lo cual, se compara la presión resultante de la simulación hidráulica con

los valores de operación de los equipos.

Tabla 25. Comparación de la presión de operación con valores de simulación de diseño para

los tramos de tubería.

TRAMO DESCRIPCION Presión

calculada (Pipephase) bar (Kg/cm2)

Presión de entrada al

equipo (operación) bar (Kg/cm2)

1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 21,52 (21.94) 17,16 (17,5)

2 Salida R-520 hasta entrada

Evaporación 10,3 (10,5) 10,3 (10,5)

3 Salida Evaporación hasta C-610 1,82 (1.86) 0,26 (0.27)

4 Salida C-610 hasta C-620 3,01 (3.07) Full vacío



De igual forma, se simuló para el caso de operación, arrojando los resultados mostrados en la

Tabla 26.

Tabla 26. Comparación de la presión de operación con valores de simulación de operación

para los tramos de tubería.





1 Descarga P-510 hasta Reactor R-520 20,88 (21,29) 17,16 (17,5)


Evaporación 10,3 (10,5) 10,3 (10,5)

3 Salida Evaporación hasta C-610 1,47 (1,5) 0,26 (0.27)

4 Salida C-610 hasta C-620 2,72 (2,77) Full vacío



Se puede apreciar que la presión calculada por el simulador de cada tramo en mayor que la de

entrada en los equipos por diseño, por lo cual, esta garantizada la continuidad del proceso.

El perfil de caída de presión de cada tramo versus la distancia de cada uno de ellos, puede ser

apreciado, en las figuras que a continuación se muestran.

Para el tramo uno, desde la bomba P-510 hasta la entrada al reactor R-520, en condiciones de

diseño, el perfil de caída de presión versus la longitud de la tubería se muestra en la Figura 7.

Figura 7. Caída de presión vs. Distancia, Tramo 1.

Para el segundo tramo, desde la salida del reactor R-520 hasta el primer efecto de evaporación

(C-531), en condiciones de diseño, el perfil de caída de presión se muestra en la Figura 8.


El resto de las gráficas de presión versus distancia de los tramos pueden ser apreciados en el

Anexo D, Figuras desde la 11 hasta la 14.

3.5. Vinculación PRO II – PIPEPHASE.

Una vez simulada la sección de estudio en PROII, y por otro lado, una vez finalizada la

simulación de cada uno de los 6 tramos de tuberías, y ambos dos validados en función del

diseño y en función de la operación normal de la planta, ambas simulaciones fueron vinculadas

a través del programa de simulación PRO II.

El simulador comercial PRO II tiene la capacidad de insertar vínculos en los tramos de tuberías

los cuales permiten correr de forma simultánea la simulación de PRO II y la simulación de

Pipephase, de manera tal de constatar si el proceso es capaz de manejar los flujos planteados

en función de las composiciones y en función de la hidráulica del sistema.

Se generaron cuatro archivos de PRO II diferentes para cada uno de los casos de estudio, a

condiciones de diseño, a condiciones de operación y en función de los dos incrementos de

capacidad planteados, a 150% y a 200%.

De igual forma, para cada uno de los cuatro casos mencionados, tuvo que generarse 6

archivos diferentes de Pipephase, que representan los 6 tramos de tubería estudiados. Para

ambos casos, fue necesario incrementar ciertos flujos en función de el escenario que se este

manejando. Estos flujos fueron los presentados en la Tabla 19.

3.6. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 150%. Para la evaluación del incremento de capacidad de la sección de glicoles en 150%, se tomó

como base del incremento las condiciones de flujos, temperaturas y composiciones del diseño

(100%).

Inicialmente se ajustaron los valores de reflujos y corrientes de entrada a la sección de estudio

a los nuevos flujos en función de incremento. De igual forma, se modificaron y generaron los

nuevos 6 archivos de Pipephase que representaron los tramos evaluados.

Los tramos de tuberías, inicialmente fueron evaluados independientemente en Pipephase,

arrojando como resultado que todos estaban en capacidad de manejar el incremento de

capacidad de 150%. Los flujos fueron modificados en función de la Tabla 19, en la cual se

muestran los flujos para 150% de incremento.

Los resultados de los 6 tramos de tuberías para este incremento son mostrados en la Tabla

27, donde se puede apreciar las presiones de entrada a los equipos:

Tabla 27. Comparación de la presión de operación con valores de simulación a 150% de

incremento de capacidad para los tramos de tubería.







Evaporación 10,3 (10,5) 10,3 (10,5)

3 Salida Evaporación hasta C-610 1,26 (1,28) 0,26 (0.27)




Aquí se puede apreciar que las presiones calculadas por el simulador son superiores a las

presiones de entrada a los equipos por diseño, lo cual garantiza la continuidad operativa del

proceso, de igual forma garantiza que este no se verá afectado por efectos de caída de presión

generada por las líneas, equipos y accesorios. Una vez verificada la simulación de cada uno de

los tramos en Pipephase, se procedió a generar la corrida en PRO II vinculándolo con los

tramos de Pipephase previamente verificados.

La simulación arrojó que todo el sistema esta apto para manejar este incremento de capacidad

hasta el tramo número 5, el que va desde el fondo de la C-620 hasta la columna C-630. Este

tramo no convergió debido a las altas velocidades presentes y altas caídas de presión.

A pesar de que al momento de ser evaluados individualmente los tramos hidráulicos en

Pipephase arrojó que todos se encontraban aptos para la nueva carga, al momentos de correr

la simulación vinculada con PRO II, este tramo en específico (tramo 5) no corre en conjunto con

el resto de la simulación.

La columna C-620, para este escenario de incremento, retira por la lateral como producto

terminado 199,6 Kg-mol/hr. El exceso de flujo que ingresa a la columna (150,216 Kg-mol/hr en

diseño y 225,38 Kg-mol/hr con el incremento del 150%), necesariamente tiene que ser forzado

a ser retirado por el fondo de la misma, por lo cual, el tramo de fondo sale fuera de

especificación, haciéndose insuficiente en cuanto al diámetro para manejar el nuevo flujo. Una

vez modificado el tramo en cuestión (tramo 5), las especificaciones del MEG producto se

mantuvieron dentro de especificación, como puede ser apreciado en la Tabla 28.

Tabla 28. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores de simulación a

150%.

Diseño Diseño Simulación

Incremento de 150%

Flujo Total KG-

MOL/HR 133.050 133.049 199.600

H2O % molar 0,170 0,005 0,004

EG % molar 99,800 99,995 99,996

DEG % molar 0,030 0,000 0,000

Como se puede apreciar, lo importante es la calidad del producto MEG, el cual se encuentra

por encima de los valores mínimos especificados (99,8 %).

Al igual que las especificaciones de la lateral de la columna C-620, las especificaciones de la

corriente de fondo que va hacia la columna C-630 (corriente 607), se mantuvieron en

especificación. Esto puede apreciarse en la Tabla 29.

Tabla 29. Comparación de las especificaciones del fondo de la C-620 con valores de

simulación a 150%.


Incremento de 150%

Flujo Total KG-

MOL/HR 13.580 13.638 20.353

EG % molar 38,710 38,710 38,446

DEG % molar 59,060 59,095 59,350

TEG % molar 2,070 2,045 2,054

TETRA % molar 0,150 0,149 0,150 Igualmente, las especificaciones del producto terminado DEG, proveniente de la lateral de la

columna C-710 (corriente 702) se mantuvo dentro de las especificaciones, tal como se observa

en la Tabla 30.

Tabla 30. Comparación de las especificaciones del DEG producto con valores de simulación a

150%.


Incremento de 150%

Flujo Total KG-

MOL/HR 7.440 7.512 13.862

EG % molar 0,090 0,010 0,010

DEG % molar 99,880 98,620 99,760

TEG % molar 0,040 0,014 0,040

En función de lo mencionado, el tramo en cuestión (tramo 5) fue modificado para poder cumplir

con el exceso de flujo que a través de él debe circular.

Las modificaciones realizadas a este tramo fueron las siguientes:

La sección de línea desde la salida de la columna C-620, hasta la bomba P-620, fue

incrementada de 2 a 3 pulgadas de diámetro.

La expansión en la descarga de la bomba P-620 fue incrementada de 1 a 2 pulgadas de

diámetro en la salida.

La línea aguas debajo de la válvula manual a la descarga de la bomba P-620, fue

incrementada de 1 ½ a 2 ½ pulgadas de diámetro.

Los últimos 2,74 mts. (luego de la expansión de 2 ½ a 4 pulgadas) del tramo, se

mantuvieron con el diámetro original (4 pulgadas)

Una vez modificado el tramo, la simulación corrió perfectamente, manteniendo los perfiles de

las columnas, y mas importante aun, manteniendo las especificaciones de las corrientes

intermedias y de los productos terminados (MEG, DEG y TEG).

Los resultados arrojados por el simulador de las principales corrientes para este escenario de

incremento de capacidad pueden ser observados en la Tabla 31.

Tabla 31. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 150%.

Corriente Salida del reactor de

glicoles R-520

Fondo del primer efecto de

evaporación

Fondo del segundo efecto de evaporación

Fondo del tercer efecto de

evaporación Numero 505 507 509 511

Temperatura [°C] 178.28 182.18 166.15 149.68 Presión, bar

(Kg/cm2) 17,16 (17.50) 10,00 (10.20) 6,72 (6.85) 4,22 (4.30)

Peso Molecular 20.05 20.43 21.27 23.10

Agua [%molar] 95,65 94,81 93,01 89,08

EG [%molar] 4,09 4,90 6,60 10,32

DEG [%molar] 0,25 0,28 0,37 0,57

TEG [%molar] 0.01 0,01 0,01 0,02

CEG [%molar] 0.00 0.00 0.00 0.00

Flujo Total [mol/hr] 4492.55 4032.41 3027.46 1959.98

Corriente Fondo del

cuarto efecto de evaporación

Fondo del quinto efecto de

evaporación

Fondo de la columna C-610


Numero 513 515 602 607


(Kg/cm2) 2,11 (2.15) 1,26 (1.28) 2,53 (2.58) 1,17 (1.19)

Peso Molecular 30.26 51.33 64.53 90.22

Agua [%molar] 73,69 28,51 0,18 0.00

EG [%molar] 24,89 67,51 94,26 38,45

DEG [%molar] 1,36 3,84 5,36 59,34

TEG [%molar] 0,05 0,13 0,19 2,05

CEG [%molar] 0.00 0.01 0.01 0,15


Corriente Fondo de la columna C-630

Lateral de la columna C-710


Numero 614 702 703


(Kg/cm2) 2,60 (2.65) 0,02 (0.02) 0,04 (0.04)

Peso Molecular 107.77 106.77 152.11

Agua [%molar] 0.00 0.00 0.00

EG [%molar] 0,09 0,01 0.00

DEG [%molar] 96,32 99,76 2,37

TEG [%molar] 3,35 0,04 90,87

CEG [%molar] 0,24 0.00 6,76

Flujo Total [mol/hr] 11.69 13.86 0.42 De acuerdo la experiencia de la planta, este escenario es factible, ya que con anterioridad esta

se ha corrido a esta carga, así como la sección de glicoles.

El record de producción de la planta, registrado día 23 de noviembre de 1999, hubo una

producción de MEG producto por la lateral de la columna C-620 (corriente 610) de 12,39 TM/hr

(199,76 Kg-mol/hr), valor muy similar al mostrado en el incremento a 150% de capacidad de la

sección, el cual es de 12,38 TM/hr (199,6 Kg-mol/hr)

Sin embargo, el record de producción mencionado es un registro puntual, registrado un día en

específico, ya que, operacionalmente, se ha demostrado que correr la planta y la sección de

glicoles a esta carga por tiempo prolongado, podría ocasionar erosión y posibles daños en los

equipos y líneas involucrados en el sistema global de la planta, tal cual como fue observado en

la simulación en el tramo 5.

Las composiciones de las principales corrientes, incluyendo la de los productos terminados

pueden ser apreciadas en la Figura 9.

610

602 617 702

607 703614

%molar DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150% DISENO 150%AGUA 0.18 0.18 0.00 0.00 0.17 0.01 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00MEG 94.25 94.26 38.71 38.45 99.80 99.99 0.09 0.09 89.96 93.96 0.09 0.10 0.00 0.00DEG 5.37 5.36 59.06 59.34 0.03 0.00 96.02 96.32 10.03 6.04 99.88 99.76 2.28 2.37TEG 0.19 0.19 2.07 2.05 0.00 0.00 3.62 3.35 0.01 0.00 0.04 0.04 90.87 90.87

TETRA 0.01 0.01 0.15 0.15 0.00 0.00 0.27 0.24 0.00 0.00 0.00 0.00 6.85 6.76

CORRIENTE 702Lateral C-630 Lateral C-710

CORRIENTE 703Fondo C-710

Despojadora de MEGColumna de MEG Columna de poliglicoles

MEG PRODUCTO DEG PRODUCTO TEG PRODUCTOCORRIENTE 617CORRIENTE 610 CORRIENTE 614

Lateral C-620

COMPOSICIONES DE LAS PRINCIPALES CORRIENTES PARA 150% DE INCREMENTO.

CORRIENTE 602 CORRIENTE 607Entrada C-620 Fondo C-620 Fondo C-630

C-620C-630 C-710

Figura 9. Composición de las principales corrientes para 150% de incremento.

3.7. Evaluación del sistema para el aumento de capacidad a 200%.

De igual forma que para el caso de incremento de capacidad a 150%, para este escenario de

incremento de capacidad a 200% se tomó como base para el aumento los valores de diseño.

Los flujos modificados para esta simulación pueden ser visualizados de igual forma en la Tabla

19.

Se modificaron y generaron los nuevos 6 archivos de Pipephase que representaron los tramos

evaluados para este incremento.

Los tramos de tuberías, inicialmente fueron evaluados independientemente en Pipephase,

arrojando como resultado que únicamente 3 tramos estaban aptos para manejar los nuevos

flujos.

Los resultados de los 6 tramos de tuberías para este incremento son mostrados en la Tabla 32.


incremento de capacidad para los tramos de tubería.







Evaporación 12,95 (13,21) 10,3 (10,5)

3 Salida Evaporacion hasta C-610 1,27 (1,30) 0,26 (0.27)

4 Salida C-610 hasta C-620 1,85 (1,89) Full vacio



Como se puede apreciar en la tabla, a pesar de que las presiones calculadas de todos los

tramos están iguales o por encima de la mínima requerida para garantizar la entrada del flujo a

los equipos, solo 3 tramos, específicamente el 1 el 4 y el 6 dieron óptimos resultados. Esto se

debe a que estos presentaron altas caídas de presión y alta velocidad a través del tramo, por lo

cual estos no convergen.

Es lógico pensar la razón por la cual los tramos que dieron aptos para manejar el incremento

de capacidad haya resultado de esta forma.

El tramo número 1 maneja en su mayoría agua, lo cual hace la mezcla menos densa y mas

fácil de fluir, por lo cual genera bajas caídas de presión.

Por otro lado, los tramos 4 y 6, desde el diseño de la planta fueron sobrediseñados ya que, el

primer tramo, periódicamente maneja una entrada adicional que es el reproceso de glicol crudo

o glicol fuera de especificación. Esta corriente nueva se mezcla con la que viene del proceso,

incrementando así el flujo.

De igual forma, el tramo 6 fue sobrediseñado, ya que, eventualmente se recicla DEG producto

proveniente de los tanques de corrida de DEG. Esto con la finalidad de maximizar la producción

de TEG. Este reciclo se hace a través del fondo de la columna C-630, y se mezcla con la

corriente de proceso, para posteriormente pasar a la columna de poli glicoles (C-710) donde los

productos son separados.

Antes de vincular los tramos con el simulador PRO II, se evaluaron los tramos para verificar la

causa del error, y se ajustarlos para los nuevos flujos. Se pudo detectar que el flujo que

atraviesa las líneas era muy alto para el diámetro de las líneas e instrumentos presentes en el

tramo.

Para cada uno de los casos se realizaron los siguientes cambios:

Para el tramo número 2:

Todo el tramo, que consta de líneas y accesorios de 6 pulgadas, fueron incrementados

hasta 8 pulgadas, arrojando resultados satisfactorios.


La sección del tramo desde el fondo de el quinto efecto de evaporación (C-535) hasta la

succión de la bomba P-535 se incrementó el diámetro desde 4 hasta 6 pulgadas.

La línea de descarga de la bomba P-535 hasta la columna C-610, fue incrementado el

diámetro desde 3 hasta 4 pulgadas.


La sección desde el fondo de la C-620 hasta la succión de la bomba P-620, su diámetro

fue incrementado de 2 a 3 pulgadas.

La línea de descarga de la bomba, que anteriormente era de 1 ½ pulgada, fue sustituida

por una de 2 ½ pulgadas.

El sección final de la línea que era de 4 pulgadas, se mantuvo en este valor.

Una vez modificados los tramos de tuberías mencionados y verificados que corrieran de forma

óptima y sin cuellos de botella, se calcularon nuevamente las caídas de presión para cada uno

de ellos, arrojando los resultados mostrados en la Tabla 33.


incremento de capacidad para los tramos de tubería modificados.







Evaporación 10,38 (10,58) 10,3 (10,5)

3 Salida Evaporacion hasta C-610 1,79 (1,83) 0,26 (0.27)




De igual forma, las presiones son suficientes para garantizar la continuidad del proceso.

A partir de este punto fue posible vincular cada uno de los 6 tramos con la simulación en PRO

II, claro está, ajustando ambas en función de este incremento de capacidad.

Inicialmente, se corrió la simulación con los tramos originales, con los nuevos flujos, es decir,

los seis tramos de tuberías sin haber realizado las modificaciones planteadas. Esto se hizo con

la finalidad de constatar lo observado durante la simulación tramo por tramo en Pipephase.

Efectivamente, al momento de simular, el segundo tramo presentó problemas de convergencia.

Una vez vinculadas las simulaciones, ahora con los cambios en los tramos mencionados, la

simulación PRO II – Pipephase corrió satisfactoriamente, desde el punto de vista de los tramos

y de las columnas y equipos involucrados.

Posteriormente, se verificaron las especificaciones de las corrientes, especialmente la que

maneja el principal producto terminado producto terminado (MEG producto), corriente 610, y se

observa que todas se encuentran dentro de especificación, como se puede observar en la

Tabla 34.

Tabla 34. Comparación de las especificaciones del MEG producto con valores de simulación a

200%.


Incremento de 200%

Flujo Total KG-

MOL/HR 133,050 133,049 266,100

H2O % molar 0,170 0,005 0,21

EG % molar 99,800 99,995 99,760

DEG % molar 0,030 0,000 0,030

El mono etilenglicol, en la Tabla 34, se aprecia como se encuentra dentro de los valores de

especificación, con lo cual, en este escenario de aumento de capacidad, está garantizada la

calidad del producto terminado.

Igualmente, las especificaciones de las principales líneas de la sección de estudio pueden ser

observadas en la Tabla 35.

Tabla 35. Balance de masa para las principales corrientes del simulador a 200%.

Corriente

Salida del reactor de

glicoles R-520

Fondo del primer efecto

de evaporación

Fondo del segundo efecto de

evaporación

Fondo del tercer efecto

de evaporación

Numero 505 507 509 511

Temperatura [°C] 178.95 182.18 166.16 149.69

Presión, bar (Kg/cm2) 10,30 (10.50) 10 (10.20) 6,72 (6.85) 4,22 (4.30)

Peso Molecular 20.05 20.44 21.28 23.11

Agua [%molar] 95,65 94,81 93,01 89,07

EG [%molar] 4,09 4,90 6,60 10,32

DEG [%molar] 0,25 0,28 0,38 0,59

TEG [%molar] 0,01 0,01 0,01 0,02

CEG [%molar] 0,00 0.00 0.00 0,00


Corriente

Fondo del cuarto efecto

de evaporación

Fondo del quinto efecto

de evaporación



Numero 513 515 602 607


(Kg/cm2) 2,11 (2.15) 1,79 (1.83) 1,85 (1.89) 1,20 (1.22)

Peso Molecular 30.29 51.40 64.58 105.06

Agua [%molar] 73,65 28,43 0,18 0.00

EG [%molar] 24,89 67,51 94,16 37.6

DEG [%molar] 1,40 3,91 5,45 60.26

TEG [%molar] 0,05 0,14 0,19 2.01

CEG [%molar] 0.00 0,01 0,01 0,13


Corriente Fondo de la

columna C-630 Lateral de la

columna C-710 Fondo de la

columna C-710 Numero 614 702 703


(Kg/cm2) 2,50 (2.55) 0,02 (0.02) 0,04 (0.04)

Peso Molecular 107.86 107.01 152.64

EG [%molar] 0,09 0,08 0.00

DEG [%molar] 96,13 99,82 1,68

TEG [%molar] 3,52 0,10 90,87

CEG [%molar] 0,26 0.00 7,45 Flujo Total [mol/hr] 15.47 11.89 0.59

De igual forma, las composiciones de las principales corrientes pueden ser apreciadas en la

Figura 10.

610

602 617 702

607 703614

%molar DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200% DISENO 200%AGUA 0.18 0.18 0.00 0.00 0.17 0.21 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00MEG 94.25 94.16 38.71 37.60 99.80 99.76 0.09 0.09 89.96 63.10 0.09 0.08 0.00 0.00DEG 5.37 5.45 59.06 60.26 0.03 0.03 96.02 96.13 10.03 36.87 99.87 99.82 2.28 1.68TEG 0.19 0.19 2.07 2.01 0.00 0.00 3.62 3.52 0.01 0.03 0.04 0.10 90.87 90.87

TETRA 0.01 0.01 0.15 0.13 0.00 0.00 0.27 0.26 0.00 0.00 0.00 0.00 6.85 7.45

Lateral C-630 Lateral C-710 Fondo C-710Entrada C-620 Fondo C-620 Lateral C-620 Fondo C-630

MEG PRODUCTO DEG PRODUCTO TEG PRODUCTOCORRIENTE 602 CORRIENTE 607 CORRIENTE 610 CORRIENTE 614 CORRIENTE 617 CORRIENTE 702 CORRIENTE 703

COMPOSICIONES DE LAS PRINCIPALES CORRIENTES PARA 200% DE INCREMENTO.

Columna de MEG Despojadora de MEG Columna de poliglicoles

C-620C-630 C-710

Figura 10. Composición de las principales corrientes para 200% de incremento.

Como se puede apreciar, todas las composiciones de los productos terminados se encuentran

en especificación, principalmente las corrientes que representan los productos terminados,

como lo son las corrientes 610, 702 y 703, que representan el MEG, DEG y TEG

respectivamente.

3.8. Variables de las Columnas. Para cada uno de los casos de incremento de capacidad, las columnas deben alcanzar ciertos

requerimientos para poder garantizar el buen funcionamiento de las mismas y de igual forma

garantizar la calidad del producto terminado.

Los requerimientos energéticos de los rehervidores de cada una de las columnas involucradas

para cada escenario de aumento de capacidad son mostrados en la Tabla 36.

Tabla 36. Requerimientos energéticos de los rehervidores para las columnas.

Escenario Unidad C-531 C-532 C-533 C-534 C-535 C-610 C-620 C-630 C-710

Operación M*Kcal/hr 11.625 9,127 10.018 11.245 5.267 1.926 3,756 0,15 0,4481

150% M*Kcal/hr 13.104 10.293 11.475 12.693 5.945 2.172 5.316 0,1792 0,4994

200% M*Kcal/hr 15.307 12.859 14.246 15.708 7.169 2.669 6.376 0,535 0,5970

Como se aprecia, los requerimientos energéticos, en este caso, los requerimientos de vapor

para los rehervidores, van incrementando a medida que se incrementa la carga de la sección

de estudio.

Actualmente, la caldera de la planta está en capacidad de suplir los requerimientos energéticos

(vapor) hacia los rehervidores para garantizar la continuidad del proceso y la calidad del

producto terminado (53,716 M*Kcal/hr).

Sin embargo, habría que hacer un estudio de la capacidad actual de la caldera, así como la

capacidad de las tuberías que conforman la red de vapor, para verificar si estos están aptos

para manejar el vapor necesario para garantizar la carga calorífica requerida para un

incremento de 150% y 200%, para lo cual se requeriría 60,998, y 74,335 M*Kcal/hr

respectivamente.

Por otro lado, se verifico los porcentajes de nivel de los bajantes de los platos de todas las

columnas, lo cual, garantiza que no exista inundación en los platos de las columnas del

sistema.

Los niveles de los bajantes de los platos pueden ser observados en la Tabla 37.

Tabla 37. Porcentaje de nivel del rebose de los platos de las columnas.

% de nivel del rebose de los platos

Escenario C-531 C-532 C-533 C-534 C-535 C-610 C-620 C-630 C-710

Operación 58,88 43,28 38,13 38,57 47,05 29,93 34,02 19,59 32,95

150% 67,76 57,13 47,37 40,38 49,36 24,47 35,76 20,28 37,51

200% 80,68 78,66 60,98 50,2 52,41 25,79 36,90 19,99 47,30

Como se puede apreciar, los niveles de los bajantes de los platos se encuentran en valores

aceptables, lo cual garantiza que no existirá inundación en los platos de las columnas para

ninguno de los escenarios planteados.

Sin embargo, y especialmente para el escenario de incremento de 200%, es importante

monitorear de cerca el comportamiento de las columnas C-531 y C-532, ya que presentan

niveles ligeramente altos, y, que a la final, podrían generar problemas de inundación en dichas

columnas.

3.9. Análisis Económico. A continuación se muestran los resultados obtenidos del análisis económico realizado para

ambos escenarios de incremento de capacidad. Se utilizó la relación beneficio/costo, para

determinar la rentabilidad de cada una de las propuestas. Los resultados para cada uno de los

escenarios pueden ser apreciados en la Tabla 38.

Tabla 38. Análisis económico, relación Beneficio-Costo (B/C).

Escenario

150% 200%

Beneficio 560.183 2.246.972

Costo 184.000 388.500

B/C 3,04 5,78

Como se puede apreciar, para ambos escenarios de incremento de capacidad, la relación está

por encima de uno, por lo cual, se concluye que ambos escenarios son rentables.

Es importante destacar que la inversión para el incremento de 200% es mucho mayor que la

inversión para el de 150%, ya que contempla el cambio de tres tramos de lineas principales,

mientras que para el primer caso, solo contempla la sustitución de un solo tramo.

CAPITULO IV. CONCLUSIONES.

El modelo termodinámico ALCOHOL utilizado para la simulación en PRO II se ajusta a las

condiciones de diseño y operación de la sección de glicoles de la planta PRALCA, manteniendo

un porcentaje de desviación no mayor al 10% para todas las variables de flujos, temperaturas y

presiones.

Se calcularon las caídas de presión por diseño y operación actuales en las tuberías (tramos)

estudiados.

Para el caso de incremento de capacidad en planta en 150%:

o Todas las líneas, válvulas y accesorios involucrados en la sección de glicoles

están aptos para manejar este incremento de capacidad, excepto el tramo

número 5, el cual no esta apto para manejar el incremento de capacidad.

o Las columnas de la sección de estudio están aptas para manejar el incremento

de capacidad.

Para el caso de incremento de capacidad en 200%:

o Los tramos de tuberías 1, 4 y 6, están aptos para manejar el incremento de

capacidad planteado.

o Los tramos 2, 3 y 5 no están aptos para manejar los flujos en función de

incremento de capacidad.

o Las columnas de la sección de estudio están aptas para manejar el incremento

de capacidad.

CAPITULO V

RECOMENDACIONES


o Para el tramo número 5, la sección desde el fondo de la C-620 hasta la bomba

P-620, incrementar su diámetro de 2 a 3 pulgadas. La línea aguas debajo de la

válvula manual a la descarga de la bomba P-620, incrementar de 1 ½ a 2 ½

pulgadas su diámetro.


o Incrementar el diámetro del tramo desde la salida del reactor de glicoles R-520

hasta el primer efecto de evaporación (tramo 2), de 6 a 8 pulgadas, así como los

accesorios involucrados (válvulas, placa orificio).

o Para el tramo 3, desde el quinto efecto de evaporación hasta la columna C-610:

la sección desde el fondo de la C-535 hasta la succión de la bomba P-535,

incrementar el diámetro de tubería de 4 a 6 pulgadas. Por otro lado, incrementar

de 3 a 4 pulgadas la línea de descarga de la bomba hasta la C-610. Para ambos

casos considerar el incremento en los accesorios involucrados (válvulas, placa

orificio).

o Para el tramo número 5, desde el fondo de la C-620 hasta la columna C-630: la

sección desde el fondo de la C-620 hasta la succión de la bomba P-620,

incrementar el diámetro de la tubería de 2 a 3 pulgadas. Por otro lado,

incrementar de 1 ½ a 2 ½ pulgadas la línea de descarga de la bomba. Mantener

la línea de 4 pulgadas al final del tramo. Para ambos casos considerar el

incremento en los accesorios involucrados (válvulas, placa orificio).

Para todos los casos:

o Realizar seguimiento continuo de las velocidades críticas de los fluidos para

evitar futuros problemas de erosión y daños a las tuberías involucradas en el

sistema.

o Verificar la capacidad del sistema de eyectores (sistema de vacío) para ver si

están aptos para alcanzar las presiones requeridas para la óptima operación de

la sección.

o Verificar disponibilidad de vapor y capacidad de la caldera existente para suplir

la demanda de vapor en función de las nuevas capacidades.

o Verificar el funcionamiento eficiente de las bombas involucradas en la sección de

glicoles y sustituir por una de mayor capacidad de ser necesario.

o Evaluar hidráulicamente el resto de los tramos secundarios no evaluados en

esta investigación y constatar que estén aptos para los incrementos planteados.

o Realizar una evaluación más rigurosa de la hidráulica de las columnas C-531 y

C-532 para el caso de incremento de 200%.

REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS

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usuarios en plantas de Olefinas”. Trabajo especial de grado, Universidad Rafael

Urdaneta (URU), 2007. Maracaibo, Venezuela.

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alquilación e isomerización del CRP-Amuay”. Trabajo especial de grado. Universidad

Rafael Urdaneta (URU), 2002. Maracaibo, Venezuela.

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desde unas plantas de olefinas a una de polipropileno”. Trabajo especial de grado.

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una unidad de craqueo catalítico”. Trabajo especial de grado. Universidad del Zulia

(LUZ). 2002. Maracaibo, Venezuela.

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7. Universidad Nacional de Colombia. Facultad de Ingeniería. Fecha de consulta: 13 de

septiembre de 2008. Disponible en:

http://www.ing.unal.edu.co/catedras/trabajar_ciencia/documentos/soportemodelacionySimul

acionMatingenieriaquimica/modelamientoySimulacionProcesosQuimicos_Texto.pdf

8. Manual Pipephase Tacite w/Netopt. Version 8.2.

9. Manual PRO II. Process Engineering Suite. SIMSCI-ESSCOR. 2004..

10. Sánchez B. Manual de PRALCA. Descripción del proceso productivo. 1998.

11. Archivos electrónicos Pralca. 2008.

12. Leland, B; Tarkin, A. Ingeniería Económica. Cuarta Edición. Editorial McGraw-Hill. 1998.

13. Coulson, J. Chemical Engineering. Volume Two. Third Edition. 1980.

14. McCabe W. Operaciones Unitarias en Ingeniería Química. Cuarta edición. McGraw Hill.

1999.

15. Kewman. PRO II. V 4.1. Simulation Sciences. 1996.

APENDICE

1. Calculo del ingreso (beneficio) para los escenarios de incremento de 150 y 200%.

La ecuación empleada para este cálculo es la ecuación 11.

I= (incremento de producción)año * CP * FG * BT (ec.11)

El incremento de producción, para cada uno de los casos, es la diferencia entre el

incremento y el valor de diseño. En este caso, como se mencionó, se refiere al MEG

producto de la lateral de la C-620 (Corriente 610). Los incrementos entonces serían:

Incremento de 150%: 12,388 TM – 8,257 TM = 4,131 TM.

Incremento de 200%: 16,542 TM – 8,257 TM = 8,285 TM.

El costo del producto MEG fue proporcionado por la empresa, específicamente por la

Gerencia Comercial, y se tomo como base el MEG nacional (900 $/TM). El factor de

ganancia (FG) es el porcentaje de la venta que corresponde a los accionistas de la

empresa y es del 20%. El beneficio de los trabajos de ampliación (BT) significa la

relación existente entre el costo de los trabajos y el costo total de la planta, y varía de

acuerdo al escenario de incremento de capacidad. Se realizo un estimado de los

equipos mayores de la planta junto con personal de mantenimiento y se estimo que

para el caso de 150% donde hay que modificar únicamente un tramo, esto representa

un 0,4%, mientras que para el caso de incremento de 200%, donde se involucran más

tramos de tuberías, se considero un 0,8%.

Se toma como base para el valor del dólar ($): 2,15 Bs/dólar.

El cálculo es mostrado en la ecuación 12 y la ecuación 13.

Incremento de 150%.

I= 4,131 TM/hr * 900 $/TM * 2,15 Bs/$ * 24 h/día * 365 día/año * 0,20 * 0,04 = 560.183

Bs/año

(ec.12)

Incremento de 200%.

I= 8,285 TM/hr * 900 $/TM * 2,15 Bs/$ * 24 h/día * 365 día/año * 0,20 * 0,08 =

2.246.972 Bs/año

(ec.13)

2. Calculo del costo (inversión) para los escenarios de incremento de 150 y 200%.

La ecuación utilizada para el cálculo del costo total, es la mostrada en la ecuación 8.

Los costos para cada uno de los casos resultan:

Incremento de 150%: 184.000 Bs.

Incremento 200%: 388.500 Bs.

ANEXOS ANEXO A.

Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación.


Temperatura [°C] 150 149.68 -0.21

Presión, bar (Kg/cm2) 4,22 (4.3) 4,22 (4.3) 0.00

Agua [% molar] 89,08 89.08 -0.07

EG [% molar] 10,32 10.32 -0.06

DEG [% molar] 0,57 0.57 0.02

TEG [% molar] 0.02 0.02 -0.51

CEG [% molar] 0.00 0.00 1.89

511 Fondo del tercer



Temperatura [°C] 131 131.6 0.46

Presión, bar (Kg/cm2) 2,11 (2.15) 2,11 (2.15) 0.00

Agua [% molar] 73.69 73.69 0.08

EG [% molar] 24.89 24.89 0.07

DEG [% molar] 1.37 1.37 0.02

TEG [% molar] 0.05 0.05 -0.51

CEG [% molar] 0.00 0.00 1.89

513 Fondo del cuarto



Temperatura [°C] 95 86.749 -9.51

Presión, bar (Kg/cm2) 0,93 (0.95) 0,98 (1) 5.00

Agua [% molar] 28.5 28.5 -3.19

EG [% molar] 67.51 67.51 -3.70

DEG [% molar] 3.84 3.84 -7.59

TEG [% molar] 0.13 0.13 -0.51

CEG [% molar] 0.01 0.01 1.89

515 Fondo del quinto



Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación (continuación).


Temperatura [°C] 165 150.638 -9.53

Presión, bar (Kg/cm2) 0,23 (0.23) 0,21 (0.211) -9.00

Agua [% molar] 0.18 0.18 -3.74

EG [% molar] 94.25 94.26 -3.69

DEG [% molar] 5.37 5.37 -7.59

TEG [% molar] 0.19 0.19 -0.51

CEG [% molar] 0.01 0.01 1.89

602 Fondo la columna

C-610 / Alimentación

C-620


Temperatura [°C] 172 156.78 -9.71

Presión, bar (Kg/cm2) 0,14 (0.14) 0,136 (0.136) -2.94

Agua [% molar] 0 0.00 0.00

EG [% molar] 38.71 38.71 -6.90

DEG [% molar] 59.06 59.10 -7.05

TEG [% molar] 2.07 2.05 -0.51

CEG [% molar] 0.15 0.15 1.89



C-630


Temperatura [°C] 135 127.308 -6.04

Presión, bar (Kg/cm2) 0,014 (0.014) 0,014 (0.014) 2.86

Agua [% molar] 0 0 0.00

EG [% molar] 0.09 0.09 0.00

DEG [% molar] 96.02 96.13 -5.23

TEG [% molar] 3.62 3.62 0.00

CEG [% molar] 0.27 0.26 1.96



C-710


Tabla 39. Comparación de datos de diseño con valores de simulación (continuación).


Temperatura [°C] 130 129.348 -0.50

Presión, bar (Kg/cm2) 0,014 (0.014) 0,015 (0.015) 6.67

Agua [% molar] 0 0 0.00

EG [% molar] 0.09 0.01 -4.17

DEG [% molar] 99.88 98.62 -0.27

TEG [% molar] 0.04 0.05 8.27

CEG [% molar] 0 0.00 0

702 Lateral columna

C-710


Temperatura [°C] 188 171.924 -9.35

Presión, bar (Kg/cm2) 0,032 (0.032) 0,029 (0.029) -10.34

Agua [% molar] 0 0.00 0.00

EG [% molar] 0 0.00 0.00

DEG [% molar] 2.28 2.35 1.05

TEG [% molar] 90.87 90.87 0.39

CEG [% molar] 6.85 6.08 1.85

703 Fondo columna

C-710


ANEXO B.



Temperatura [°C] 156.50 149.68 -4.56

Presión, bar (Kg/cm2) 3,94 (4.02) 4,22 (4.30) 6.51

Agua [% molar] - 89.08 -

EO [% molar] - 0.00 -

EG [% molar] - 10.32 -

DEG [% molar] - 0.57 -

TEG [% molar] - 0.02 -

CEG [% molar] - 0.00 -

511 Fondo del tercer



Temperatura [°C] 135.90 131.60 -3.27

Presión, bar (Kg/cm2) 1,91 (1.95) 2,11 (2.15) 9.30

Agua [% molar] - 73.69 -

EO [% molar] - 0.00 -

EG [% molar] - 24.89 -

DEG [% molar] - 1.37 -

TEG [% molar] - 0.05 -

CEG [% molar] - 0.00 -

513 Fondo del cuarto



Temperatura [°C] 94.12 86.11 -9.31

Presión, bar (Kg/cm2) 1,34 (1.37) 1,47 (1.50) 8.70

Agua [% molar] 29,18 28.50 -2.37

EO [% molar] 0.00 0.00 0.00

EG [% molar] 67,11 67.51 0.60

DEG [% molar] 3.55 3.84 7.64

TEG [% molar] 0.14 0.13 -7.80

515 Fondo del quinto


CEG [% molar] 0.00 0.00 6.67




Temperatura [°C] 165.00 150.27 -9.80

Presión, bar (Kg/cm2) 2,45 (2.50) 2,71 (2.76) 9.58

Agua [% molar] 0.16 0.18 8.21

EO [% molar] 0.00 0.00 0.00

EG [% molar] 94,44 94.26 -0.22

DEG [% molar] 5,19 5.37 3.32

TEG [% molar] 0.19 0.19 -5.14

CEG [% molar] 0.00 0.00 0.00


C-610 / Alimentación C-

620


Temperatura [°C] 166.80 152.10 -9.67

Presión, bar (Kg/cm2) 1,03 (1.05) 1,10 (1.12) 5.84

Agua [% molar] 0.00 0.00 0.00

EO [% molar] 0.00 0.00 0.00

EG [% molar] 38,32 38.71 1.19

DEG [% molar] 59,63 59.10 -0.74

TEG [% molar] 1,88 2.05 8.12

CEG [% molar] 0.17 0.15 7.48



630


Temperatura [°C] 115.00 118.47 2.93

Presión, bar (Kg/cm2) 2,40 (2.45) 2,63 (2.68) 8.44

Agua [% molar] 0.00 0.00 0.00

EO [% molar] 0.00 0.00 0.00

EG [% molar] 0.09 0.09 6.67

DEG [% molar] 96.98 96.29 3.24

TEG [% molar] 3,15 3.37 -9.35



710

CEG [% molar] 0.22 0.25 5.45




Temperatura [°C] 130.90 130.24 -0.51

Presión, bar (Kg/cm2) 0,02 (0.02) 0,02 (0.02) -6.17

Agua [mol/hr] 0.00 0.00 0.00

EO [% molar] 0.00 0.00 0.00

EG [% molar] 0.00 0.00 0.00

DEG [% molar] 10.61 98.56 9.56

TEG [% molar] 0.16 1.43 9.13

CEG [% molar] 0.00 0.00 0.00

702 Lateral columna

C-710


Temperatura [°C] 180.00 176.26 -2.12

Presión, bar (Kg/cm2) 0,03 (0.03) 0,03 (0.03) 8.67

Agua [% molar] 0.00 0.00 0.00

EO [% molar] 0.00 0.00 0.00

EG [% molar] 0.00 0.00 0.00

DEG [% molar] 2,35 2.58 0.00

TEG [% molar] 91,12 90.87 -2.26

CEG [% molar] 6,73 6,85 0.00

703 Fondo columna

C-710


ANEXO C.

Resultados de la Simulación con Datos de Operación.

ANEXO D.

Perfiles de caída de presión versus distancia de los tramos en Pipephase.


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