23001cb6(1).pdf
TRANSCRIPT
UNIVERSIDAD DE CARABOBO
FACULTAD DE INGENIERÍA
ESCUELA DE INGENIERÍA QUÍMICA
EVALUACIÓN DE LA SECCIÓN DE LAVADO DE CO2
DE LA PLANTA DE AMONÍACO DE
PEQUIVEN-MORÓN
Tutor Académico: Autor:
Ing. Sergio Pérez Lorena Z. Pérez G.
Tutor Industrial:
Ing. Víctor Hernández
Valencia, Diciembre de 2005.
RESUMEN
El endulzamiento del gas de proceso en las plantas de amoníaco, es
fundamental para el buen funcionamiento de la etapa de Metanación, ya que
altas concentraciones de CO2 en la entrada a esta sección de la planta
genera un aumento de temperatura en el Metanador, y por medidas de
seguridad se disminuye la carga de la misma, para evitar que se reduzca la
vida útil del mismo.
El Complejo Petroquímico de Morón requiere de una evaluación de la
sección de remoción de CO2 con monoetanolamina y trietanolamina de la
planta de amoníaco, para establecer las condiciones actuales de esta sección
y evitar las fluctuaciones o un aumento de la composición de CO2 hacia
metanación.
Con la finalidad de establecer el alcance del programa de simulación
Hysys para la realización de los balances de masa y energía, se simularon
los diferentes equipos de la sección con datos de diseño, a través del paquete
termodinámico Amine Pkg. Igualmente se efectuaron los balances de masa y
energía para las condiciones actuales de la planta, con el fin de establecer
las discrepancias entre las dos simulaciones y encontrar el origen de las
mismas.
Por último, se establecen las posibles alternativas de solución a las
causas de los problemas encontrados durante la evaluación, así como la
selección de la alternativa más viable, de acuerdo a los criterios técnicos y
económicos desarrollados para las mismas.
Entre los resultados más relevantes se tiene que el simulador para las
condiciones de diseño generó errores del orden del 9% para el circuito TEA y
alrededor del 12% para el circuito MEA, lo que verifica la aceptabilidad del
paquete termodinámico para esta simulación. En cuanto a la simulación
con datos actuales, los máximos errores encontrados fueron de 7% para
ambos circuitos de la sección, es decir, que el simulador se adaptó a las
condiciones actuales del proceso.
Los errores más significativos entre las condiciones actuales y las de
diseño se encontraron para las temperaturas del circuito de MEA, esto se
debe a la deficiencia de intercambio entre la MEA rica y pobre del F-755, por
la formación inadecuada de la capa pasivante de los inhibidores de corrosión
del sistema Amine Guard. Es por ello que se propone como alternativa
colocar un intercambiador de calor igual al existente que opere en paralelo
con el mismo, permitiendo la limpieza del que se encuentre fuera de servicio,
así como el cambio de amina utilizada actualmente por DGA (Diglicolamina).
Por último, luego de la evaluación del proceso, es recomendable que el
personal de Pequiven evalúe de manera más profunda el cambio de amina,
con el fin de evitar futuros problemas operacionales en esta sección al
implementar esta propuesta.
INTRODUCCIÓN
El complejo Petroquímico de Morón es una empresa dedicada a la
producción de fertilizantes para el agro, dentro de sus productos principales
se tiene la urea, el sulfato de amonio, fosfato diamónico, fertilizantes
granulados N.P.K. (Nitrógeno, Fósforo y Potasio) y Roca Parcialmente
Acidulada (R.P.A.). Para la obtención de estos fertilizantes se elaboran dentro
del complejo el ácido fosfórico, ácido sulfúrico y amoníaco, siendo estos la
materia prima de dichos fertilizantes.
La planta de amoníaco se divide en diferentes etapas entre ellas se tiene
la hidrodesulfuración, reformación, conversión de monóxido de carbono,
remoción de CO2, metanación, síntesis, refrigeración y almacenamiento.
La sección de remoción de CO2, está formada por dos circuitos, donde el
gas de proceso se pone en contacto primero con la solución de
trietanolamina (TEA) y luego con una solución de monoetanolamina (MEA) al
30% en peso.
El presente trabajo tiene como finalidad evaluar esta sección, para evitar
fluctuaciones en la composición de CO2 a la salida de la misma, operando a
condiciones estables con una composición de CO2 dentro de especificación.
Para realizar la evaluación fue necesaria la simulación de la toda la
sección a diferentes condiciones de operación, primero ameritó las
condiciones de diseño para validar el programa de simulación, luego se
realizó con datos a las condiciones de operación actuales para establecer
todas las variables operacionales de la sección, para luego reportar los
errores entre ambas condiciones de operación, con el fin de encontrar la
causa raíz a las discrepancias presentes.
Por último se plantearon alternativas de solución para disminuir estas
discrepancias, y se seleccionó la alternativa más viable de acuerdo a los
criterios establecidos.
La importancia de este trabajo radica en proporcionar alternativas que
permitan la optimización de la sección, para lograr la remoción de todo el
CO2 deseado, evitando futuras paradas de plantas imprevistas por presentar
alto contenido de CO2 en el gas hacia metanación, ya que por darse en esta
etapa una reacción exotérmica, el aumento de la temperatura en el
metanador origina reducción de la vida útil del catalizador, disminución de
la capacidad de la planta y que los sistemas de control actúen causando la
parada temporal de la sección de síntesis.
La estructura del trabajo consta de cinco capítulos, entre los cuales
tenemos: Capítulo I, donde se plantean las razones por las cuales se realiza
este trabajo, así como los objetivos planteados para su realización; el
Capítulo II, donde se establecen las distintas tecnologías de endulzamiento
de gas haciendo énfasis en la absorción a través de alcanolaminas, así como
también algunos problemas operacionales que se presentan al operar este
tipo de sistemas; el Capítulo III donde se describe el proceso de
endulzamiento de gas utilizado en la planta de amoníaco del Complejo
Petroquímico de Morón; el capítulo IV, en el cual se describe la metodología
empleada para el desarrollo del trabajo, y por último el capítulo V, en el que
se mustran y discuten los resultados obtenidos en el desarrollo del trabajo .
Finalmente se presentan las conclusiones y recomendaciones, asi como
los apéndices, donde se presentan los cálculos necesarios para la realización
de la simulación del proceso con condiciones actuales de operación, las
hojas de especificación utilizadas para la simulación con datos de diseño,
etc.
CAPÍTULO I
En la presente sección se explicará el problema a estudiar, los objetivos
del proyecto, así como las razones por las cuales es necesario realizarlo.
1.1 Descripción del problema
PEQUIVEN es una empresa dedicada a la producción de fertilizantes para
el agro, ubicada en la región Centro-Norte de Venezuela, en la carretera
Morón-Coro, Distrito Juan José Mora, Estado Carabobo.
Entre los principales productos del Complejo Petroquímico de Morón, se
encuentra la urea, el sulfato de amonio, fosfato diamónico, fertilizantes
granulados N.P.K. (Nitrógeno, Fósforo y Potasio) y Roca Parcialmente
Acidulada (R.P.A.). Para la producción de dichos fertilizantes, se cuenta con
la elaboración de los llamados productos intermedios, como lo son el
amoníaco, ácido fosfórico y el ácido sulfúrico (ver Figura 1.1). En la
actualidad, el complejo tiene una capacidad de producción de 640.000 TM al
año de fertilizantes, abarcando el 80% del mercado interno, abasteciendo así
a una gran mayoría de nuestros agricultores.
La Planta de Amoníaco fue construida por la Empresa Mitsubishi Heavy
Industries bajo la tecnología Chemico y arrancada en Noviembre de 1972,
con una capacidad de diseño de 600 TMD, hasta 1997, cuando se aumentó
su capacidad a 660 TMD; aunque en la actualidad produce 625 TMD.
Por ser el Amoníaco un producto intermedio del complejo, es utilizado
para la producción de Urea, Sulfato de Amonio y fertilizantes granulados
(N.P.K.).
Figura 1.1 Esquema de los procesos de PEQUIVEN- MORÓN.
Esta planta de Amoníaco basa su proceso en la reformación del gas
natural, por lo que esta constituida por diferentes etapas, como lo son: la
hidrodesulfuración, donde se eliminan a través de catalizadores, los
compuestos de azufre contenidos en el gas natural; la reformación, donde el
metano contenido en el gas es transformado en monóxido y dióxido de
VENTAS
VENTAS
MATERIAS PRIMAS
PROD. INTERMEDIOS
FERTILIZANTES
GAS NATURAL AIRE
ROCA FOSFÁTICA
AZUFRE
SALES POTÁSICAS
R.P.A.
FOSFATO DIAMÓNICO/
N.P.K.
SULFATO
DE AMONIO
UREA
AMONIACO
ÁCIDO
SULFÚRICO
ÁCIDO
FOSFÓRICO
carbono, y se introduce al sistema la cantidad de nitrógeno necesaria para la
síntesis del amoníaco; la sección de conversión de monóxido de carbono,
donde éste es transformado en dióxido de carbono; la etapa de remoción de
dióxido de carbono, en la que el CO2 se absorbe con soluciones de aminas; la
metanación, donde el CO y el CO2 aún presentes en la corriente de gas son
transformados en metano, la etapa de síntesis, en la que se produce el
amoníaco y por último la refrigeración y almacenamiento del producto.
Figura 1.2 Diagrama de Bloques de la planta de amoníaco.
HIDRODESULFURACIÓN
REFORMACIÓN
CONVERSIÓN DE
CO
REFRIGERACIÓN
SÍNTESIS
METANACIÓN
REMOCIÓN DE
CO2
ALMACENAMIENTO
Gas Natural
La remoción o lavado del CO2 se realiza a través de torres de absorción
química, en las que el gas proveniente de la sección de conversión pasa en
contracorriente con soluciones de aminas.
El primer contacto del gas es con una solución de TEA (tri-etanol amina)
en la columna C-751, donde se produce la reacción entre el CO2 y la amina,
a baja temperatura y alta presión, logrando la absorción de parte del CO2, la
solución de TEA rica en CO2 que sale por el fondo de la columna es
precalentada y enviada a una torre despojadora de TEA (C-753) donde se
descompone en CO2 y amina, liberándose el CO2 que es enviado tanto a la
planta de urea como a la empresa BOC GASES (ver figura 1.3).
El gas que sale de la torre absorbedora de TEA es enviado a la
absorbedora de Mono-etanol amina (C-752) donde se produce la reacción
entre el CO2 y la amina, a baja temperatura y alta presión, logrando la
absorción del CO2 remanente, la solución de MEA rica en CO2 se envía a la
despojadora de MEA (C-754) donde el CO2 que sale por el tope es igualmente
enviado a la planta de urea. La corriente de gas rica en H2 y N2 que sale de la
torre absorbedora de MEA es enviado a metanación (Ver figura 1.4).
Esta sección sufrió modificaciones en el año 1997, logrando aumentar su
capacidad a 110%, para esto se incorporaron equipos que permitían la
mejora de las condiciones de operación y se modificaron los ya existentes
hasta obtener una mejor remoción de CO2 en la planta.
Al aumentar la capacidad de la planta la cantidad de CO2 a ser
removido en el sistema aumenta por lo que se incrementó la cantidad de
TEA y la concentración de MEA para obtener una mayor remoción del
mismo. Las elevadas concentraciones de amina producen alta corrosión en
tuberías y equipos que trabajen a altas temperaturas, razón por la cual se
colocó en el circuito MEA, este mismo año el sistema Amine Guard que
consiste en inhibidores de corrosión de vanadio pentavalente y antimonio,
así como filtros mecánicos y de carbón activado.
Figura 1.3. Sección de Lavado de CO2 de la planta de Amoníaco de PEQUIVEN- Circuito TEA (GLITICSH,1997)
Bombas
HACIA C-752 SEC. DE LAVADO CON MEA
CO2 A PLANTA DE UREA
GAS DESDE
F-757 F-758 A/B
F-760
SR-754
C-751
X-751
SR-751
C-753
PC-751 A/B/C
F-759
SR-758
F-751
F-764SR-752
SR-764
PC-762
Torre de Absorción
Enfriador
Separador
Intercambiadores de Calor
Turbina
Tanque de almacenamiento
Torre de Regeneración
DESDE X-702
A LA SEC. DE REFORMACIÓN
DESDE SR-752 SEC. DE LAVADO CON TEA
C-752
GAS A LA SECCIÓN DE REFORMACIÓN
C-754
F-755 B
F-755
F-756
A AMINE GUARD
F-754
A F-757
SR-755
F-753
SR-757
PC-752 A/B
A C-751
F-752
SR-753
CO2 A PLANTA DE UREA
PC-753 A/B
PC-754 A/B
Torre de Absorción
Intercambiadores Amina-Amina
Tanque de almacenamiento
Bombas
Torre de Regeneración
Purificador de Amina
Rehervidor
Condensador
Separador
Figura 1.4. Sección de Lavado de CO2 de la planta de Amoníaco de PEQUIVEN- Circuito MEA (GLITICSH,1997)
Marco Metodológico
8
Durante el último año se ha observado una variabilidad en la
concentración de CO2 a la salida de esta sección y valores por encima de lo
especificado, por lo que es necesaria la realización de una evaluación que
indique las causas de estas fluctuaciones en la concentración así como las
posibles alternativas de mejora del proceso.
1.2 Formulación del problema En esta sección se expondrá las condiciones actuales de la sección de
lavado de CO2, así como lo requerido por la misma, proporcionando una
visión general de lo que se estudiará.
Situación actual Por los momentos, PEQUIVEN carece de un estudio que indique las
causas que generan las fluctuaciones en la composición de CO2 a la salida
de la sección de lavado de la planta de amoníaco, así como las posibles
alternativas de solución a este problema.
De continuar esta situación, la sección de lavado de CO2 de la planta de
amoníaco, operaría a condiciones indeseables ya que el gas presentaría alto
contenido de CO2, originando que la sección de metanación opere a
temperaturas superiores a las de diseño, acercándose cada vez más al punto
de control de la temperatura en la sección, lo que podría causar desde una
disminución en la carga de la planta hasta una parada imprevista de la
sección de síntesis.
Situación deseada Se dispone de un estudio que indique las condiciones de operación de la
sección de lavado de CO2 de la planta de amoníaco, la eficiencia de la etapa
expresada como cantidad removida de CO2, así como las posibles causas que
generan una disminución en dicha eficiencia y algunas alternativas de
solución a esta disminución, incluyendo aspectos económicos en las
alternativas planteadas.
Marco Metodológico
9
1.3 Objetivos 1.3.1 Objetivo General Evaluar la sección de lavado de CO2 de la planta de amoníaco del
Complejo Petroquímico de Morón, con el fin de permitir una operación
estable con niveles de CO2 en la corriente de gas de síntesis dentro de
especificaciones.
1.3.2 Objetivos Específicos 1.3.2.1 Realizar los balances de masa y energía de la sección de lavado de
CO2 de la planta de amoníaco a condiciones de diseño, a través del programa
de simulación Hysys.
1.3.2.2 Realizar los balances de masa y energía de la sección de lavado de
CO2 de la planta de amoníaco a condiciones actuales de operación, a través
del programa de simulación Hysys.
1.3.2.3 Establecer las diferencias existentes entre las condiciones actuales
de operación en la etapa de remoción de CO2 y las condiciones de diseño.
1.3.2.4 Proponer alternativas que permitan reducir la diferencia entre las
variables de operación actuales y las de diseño.
1.3.2.5 Realizar una evaluación técnico-económica de las alternativas de
solución a los problemas de la sección de lavado.
1.4 Justificación A través de este trabajo de grado PEQUIVEN estará en la capacidad de
implementar medidas de corrección a los problemas de la sección de lavado
de CO2 de la planta de amoníaco, optimizando la sección y removiendo todo
el CO2 deseado, evitando así futuras paradas de plantas imprevistas por
presentar alto contenido de CO2 en el gas hacia metanación, ya que por
darse en esta etapa una reacción exotérmica, el aumento de la temperatura
en el metanador origina reducción de la vida útil del catalizador,
disminución de la capacidad de la planta y que los sistemas de control
actúen causando la parada temporal de la sección de síntesis.
Marco Metodológico
10
Así mismo, la vida del catalizador de síntesis se ve afectada al contener
en el gas una composición de CO + CO2 mayor a 10 ppm, incrementando la
importancia de la remoción de CO2 en el sistema.
El trabajar la sección de lavado a estas condiciones indeseadas le
otorga al sistema inestabilidad y pérdidas másicas durante la producción,
reflejándose en los costos de fabricación del producto.
En definitiva, éste trabajo servirá para cumplir con el último requisito
exigido para optar al título de ingeniero químico, además de que aportará
conocimientos en el área de absorción química, acondicionamiento del gas
de proceso, reacciones de las aminas y afianzará los conocimientos
adquiridos durante la carrera, lo que aportará al autor experiencia en este
campo.
Capitulo II A continuación se presentan los antecedentes y las bases teóricas vinculadas
al desarrollo del presente trabajo de grado.
2.1 Antecedentes:
López de Sheik, Aída. “Evaluación y control de las velocidades de
corrosión en líneas de TEA y MEA, Planta de amoníaco 600TM”.
Universidad Central de Venezuela. Octubre 1985.
Los objetivos principales de este trabajo de grado son analizar la
corrosión en las líneas de TEA y MEA de la planta de amoníaco, realizar
análisis metalográficos, difracción de rayos X y microscopia electrónica de
barrido de las muestras obtenidas en líneas, analizar las pérdidas
económicas que se generan de esta corrosión y por último instalar un
sistema de control que permita planificar las paradas de planta.
Entre las conclusiones más importantes tenemos que la instalación del
sistema de control de la evaluación ha permitido dar seguimiento de pérdida
Marco Metodológico
11
de espesores en línea y equipos, predecir fallas, programar paradas para
inspección y/o reparación de líneas y equipos; la corrosión encontrada en la
parte baja de la torre de absorción de MEA fue debido a una falla mecánica
en el regenerador de MEA y la corrosión en la unidad de TEA fue debido a la
inclusión de tambores que contenían altas impurezas, tornando la solución
más corrosiva.
El análisis realizado en este trabajo enfoca en profundidad la influencia
de la corrosión en todas las líneas que manejan aminas en la sección,
principalmente el efecto sobre el material, las grietas y compuestos que las
producen; lo que difiere del presente trabajo ya que en este se evaluará
desde el punto de vista operacional no sólo las líneas sino toda la sección de
lavado, proporcionando alternativas de solución a los problemas.
Ruiz A., Juan C. “Evaluación técnica del absorbedor de MEA de la
planta de amoníaco”. Universidad Central de Venezuela. Noviembre
1990.
Este trabajo de grado tiene como finalidad presentar los resultados de los
ensayos destructivos y no destructivos aplicados en la evaluación técnica
realizada a la torre de absorción de CO2 del circuito MEA de la planta de
amoníaco, comparar resultados y la efectividad de los ensayos destructivos y
no destructivos de la evaluación del agrietamiento por corrosión bajo tensión
de recipientes de acero al carbono en servicios de amina.
Las conclusiones más relevantes de este trabajo son: la presencia de
agrietamiento por corrosión bajo tensión en la parte superior e inferior del
absorbedor; este agrietamiento bajo tensión fue muy superficial, ramificado y
de trayectoria combinada, tanto intergranular como transgranular, se
produce mayormente en el fondo de una picadura de corrosión, La corrosión
se genera mayormente en zonas afectadas por el calor de soldadura, en el
material base y en la soldadura pero adyacente a la zona afectada por el
calor.
Marco Metodológico
12
Con la realización de este trabajo se obtuvo pruebas en cuanto a la
corrosión en la torre de absorción de MEA, dónde la corrosión era mayor y
cómo se presentaba la corrosión en la misma, lo que genera discordancia
con el trabajo actual ya que esta evaluación se hará en toda la sección desde
el punto de vista operacional, estableciendo causas y planteando posibles
soluciones a los problemas encontrados.
San Martín B., Carolina M., “Simulación de la sección de lavado de
CO2, planta de amoníaco PEQUIVEN-MORÓN”. Universidad de Carabobo.
Julio 1992
Objetivos relevantes: Elaborar un programa que permita simular los
balances de masa y energía, de la sección de lavado de CO2 de la planta de
amoníaco de PEQUIVEN-MORÓN y simular los equipos que conforman la
sección de lavado inicialmente con datos de diseño y luego con datos
operacionales.
Conclusiones relevantes: El programa creado es muy versátil en la
evaluación de la sección de lavado de CO2, puede utilizarse para esta sección
y de forma individual en los equipos que la integran; a 109.5% de carga en
lavado se obtuvieron errores del 2.37% y de 3.25% para la validación con
114.55 % de carga de lavado.
Al simular los equipos de la sección de lavado se realiza una evaluación
desde el punto de vista operacional, aunque no en profundidad, ya que no se
establecen los problemas en la sección ni las posibles soluciones a estos
problemas, diferenciándolo del actual en cuanto al alcance del mismo.
Moreno, Aracelis. “Evaluación de la sección de filtración de la planta
de ácido fosfórico COMPLEJO MORON”. Universidad del Zulia. Junio
1995
Marco Metodológico
13
El objetivo primordial de este Trabajo Especial fue evaluar la sección de
filtración de la planta de ácido fosfórico del Complejo Petroquímico de
Morón, de acuerdo a factores que afectan el rendimiento de dicha planta, los
problemas que presenta actualmente, realizar balances de masa y energía,
determinar de la eficiencia de los filtros, temperatura y espesor óptimo de la
torta para obtener el mejor rendimiento de la sección.
Al finalizar la investigación, se determino que la temperatura del lodo que
se alimenta al filtro tienen una influencia directa sobre la velocidad de
filtración, es decir, que a medida que aumenta se obtienen mayores
velocidades de filtración, la mayor velocidad de filtración se obtiene filtrando
el lodo a una temperatura entre 75 y 78 °C, siendo el espesor optimo de la
torta de 7 a 9 cm. Partiendo del análisis en el yeso se determino que la
eficiencia del filtro es 98%.
Esta investigación se basa en la evaluación de equipos específicos del
proceso, determinando las causas de algunos problemas mecánicos que se
presentaban durante la operación, para luego proponer la mejor alternativa
para solventar el problema. Este trabajo tiene semejanza al actual en cuanto
al alcance pero se diferencia en el análisis de las causas, ya que este estudia
las mecánicas y el actual evalúa desde el punto de vista operacional.
Adicionalmente son evaluaciones a procesos distintos.
Jaureguiberry S., Tomás. “Estudio comparativo de procesos de
recuperación de CO2 por absorción con aminas”. Universidad
politécnica de Cataluña. España. Febrero de 2005
Los principales objetivos del trabajo en cuestión fueron: estudiar
comparativamente las diferentes aminas sobre un esquema básico del
proceso de absorción química, a través de un simulador de procesos
químicos que indique la factibilidad en la selección de la amina adecuada,
realizar el diseño preliminar de una planta de recuperación de CO2 de gases
de combustión por absorción química.
Marco Metodológico
14
El resultado de la evaluación realizada con cada amina fue la selección de
la monoetanolamina (MEA) con inhibidor, que optimiza el costo de
producción, y a su vez se ajusta de mejor manera a las propiedades y
condiciones de operación fijadas.
El presente trabajo se orienta en la evaluación del comportamiento de
diferentes aminas para seleccionar la mejor en la absorción de CO2,
generando una diferencia entre este y el trabajo actual, ya que se evaluará
pero solo para el sistema MEA-TEA y se desarrollarán los problemas
actuales de este sistema.
2.2 Fundamentos Teóricos:
2.2.1 Dióxido de Carbono:
Es un gas incoloro e inodoro, que a concentraciones bajas no es tóxico,
pero en concentraciones elevadas incrementa la frecuencia respiratoria y
puede llegar a producir sofocación. Se puede licuar fácilmente por
compresión, sin embargo, cuando se enfría a presión atmosférica cambia su
estado de gas a sólido en lugar de hacerlo a líquido.
El dióxido de carbono es soluble en agua y la solución resultante puede
ser ácida como resultado de la formación de ácido carbónico, de allí la
propiedad corrosiva que el CO2 presenta en presencia de agua.
Este gas lo encontramos en pequeñas pero muy importantes cantidades
en el aire y se forma naturalmente a través de la combustión y en los
procesos biológicos. Comercialmente se obtiene a través de la separación y
purificación de gases relativamente ricos en CO2, estos procesos incluyen
plantas de amoníaco, hidrógeno y procesos de fermentación. (UIG, 2004)
2.2.2 Tecnologías para la recuperación de CO2:
Adsorción
Criogénica
Condensación
Membranas
Marco Metodológico
15
Absorción
Figura 2.1. Tecnologías para la recuperación de CO2 (Jaureguiberry, 2005). 2.2.2.1 Adsorción
Las fuerzas intermoleculares entre los gases tales como el CO2 y la
superficie de ciertos materiales sólidos permiten la separación por adsorción.
La adsorción selectiva de los gases depende de la temperatura, presiones
parciales, fuerzas en la superficie y del tamaño de poro del adsorbente.
Los adsorbentes sólidos, como el carbón activo, los encontramos
normalmente como lechos empaquetados de partículas esféricas. El proceso
es un ciclo repetitivo cuyas dos etapas básicas son la adsorción y la
regeneración. En la etapa de adsorción, el gas es alimentado sobre el lecho
de sólidos, que adsorbe el CO2 y deja pasar el resto de gases. Cuando el
lecho llega a su capacidad máxima de adsorción de CO2, la alimentación es
enviada a otro lecho limpio mientras se procede a la regeneración del
primero, extrayéndole el CO2 que ha sido adsorbido previamente.
(Jaureguiberry, 2005)
Entre los diferentes procesos de Adsorción se tiene:
PSA
Adsorción Absorción
TSA ESA
Inorgánica Aminas
Física Química
Criogénica Condensación Separación Por Membranas
Obtención de CO2
Separación de gas
Absorción de gases
Marco Metodológico
16
PSA (adsorción con variación de presión): el adsorbente es
regenerado mediante la reducción de la presión.
TSA (adsorción con variación de temperatura): el adsorbente es
regenerado mediante el aumento de su temperatura.
ESA (adsorción mediante corriente eléctrica): la regeneración tiene
lugar al hacer pasar una corriente de bajo voltaje por el adsorbente.
2.2.2.2 Criogénica:
La separación criogénica es muy utilizada comercialmente para la
purificación de CO2 precedente de corrientes que ya tienen una elevada
concentración del mismo (>50%). No es utilizado en la recuperación de CO2
procedente de gases de la combustión de carbón o gas natural debido a que
es económicamente inviable. La ventaja que tiene es que nos da una
producción directa de CO2 líquido, el cual es necesario para un transporte
económico. Las aplicaciones más importantes de esta técnica pueden llegar a
ser la separación de CO2 de gases a alta presión (como en los procesos de
precombustión), o la combustión con oxígeno o aire enriquecido, en la cual
la alimentación contiene altas concentraciones de CO2. (Jaureguiberry, 2005)
2.2.2.3 Condensación
Como técnica para la purificación de gases, su interés primario se centra
en la eliminación de compuestos volátiles orgánicos (VOCs) procedentes de
gases de combustión. El proceso consiste en enfriar la corriente de gas a una
temperatura tal que el componente orgánico tenga una baja presión de
vapor, y colectar el condensado. (Jaureguiberry, 2005)
2.2.2.4 Membranas:
Una membrana es una película que actúa como una barrera, la cual
permite el paso selectivo y específico bajo condiciones apropiadas para dicha
función. Respecto al CO2, podemos encontrar dos tipos:
Membranas de separación de gases
Marco Metodológico
17
Las membranas para la separación de gases dependen de las
diferencias, tanto físicas como químicas, entre la interacción de los gases y
el material de la membrana. El resultado es que un componente pase a
través de la membrana más rápido que el otro. Varios tipos de estas
membranas están disponibles actualmente: cerámicas, poliméricas, y una
combinación de ambas. La separación de los gases depende de la solubilidad
o la difusión de las moléculas de gas en la membrana (diferencias en la
presión parcial de un lado a otro de la membrana).
Membranas de absorción de gases
Las membranas de absorción de gases son membranas sólidas con
micro poros que son usadas como forma de contacto entre la corriente de
gas y la de líquido. El CO2 difunde a través de la membrana y es eliminado
selectivamente por el líquido absorbente del otro lado de la misma. Al
contrario que las membranas de separación de gas, aquí es el líquido
absorbente (no la membrana) el que da al proceso su selectividad.
(Jaureguiberry, 2005)
2.2.2.5 Absorción:
La capacidad de absorción de un solvente es función de la presión parcial
del gas en la unidad de absorción. En la absorción física, la capacidad del
solvente, que inicialmente sigue la ley de Henry, asume una dependencia
casi lineal con la presión parcial del gas. En la absorción química, la
capacidad es no lineal con la presión parcial, pues viene determinada por el
equilibrio químico. (Jaureguiberry, 2005)
Absorción física
Los solventes físicos están ideados para la recuperación de CO2 a
altas presiones de vapor. La ventaja de este tipo de solventes es que el CO2
puede ser separado de ellos en la regeneración simplemente mediante una
reducción de la presión en el sistema, lo que da lugar a un consumo mucho
más bajo de energía. La mayoría de los solventes utilizados en la absorción
física son orgánicos con elevados puntos de ebullición y bajas presiones de
vapor.
Marco Metodológico
18
En general, todos los solventes físicos deben tener una buena
selectividad para la absorción de CO2 frente a otros constituyentes primarios
de la corriente de gas. Deben tener una baja viscosidad, baja o moderada
higroscopicidad, y una baja presión de vapor a temperatura ambiente.
(Jaureguiberry, 2005)
Absorción química:
La mayoría de los solventes químicos son orgánicos y basados en
aminas. La manipulación estereoquímica de este grupo ha dado lugar al
desarrollo de las aminas con impedimento estérico, las cuales mejoran la
capacidad de absorción del solvente. La alternativa que encontramos para
los solventes orgánicos son los sistemas de carbonato de potasio y
catalizadores. (Jaureguiberry, 2005)
El proceso de absorción química ha sido estudiado durante años y un
diagrama estándar para este proceso se muestra en la figura 2.2:
Marco Metodológico
19
Figura 2.2. Diagrama de flujo de remoción de CO2 por medio de la
Absorción con alcanolaminas.
En este proceso el gas de alimentación entra por la parte baja de la
columna de absorción, donde se pone en contacto a contracorriente con la
solución acuosa de amina pobre en contenido de CO2 (o “amina pobre”). El
gas de alimentación sale por la parte de arriba de la columna con un menor
porcentaje de CO2 (Gas dulce), que dependerá de las condiciones del
proceso, y del tipo y cantidad de solvente utilizado: es el llamado “gas dulce”,
puesto que se le ha extraído la mayor parte de gas ácido que contenía, y se
expulsará directamente al exterior.
Por la parte baja de la columna saldrá la solución acuosa de amina
rica en CO2, a partir de ahora “amina rica”, ya que habrá absorbido la mayor
parte del CO2 presente en el gas de alimentación.
Marco Metodológico
20
La amina rica es bombeada hasta un intercambiador de calor, donde
es precalentada antes de ser enviada a la torre regeneradora. La corriente
líquida entra por la parte superior de esta columna y entra en contacto a
contracorriente con vapor de agua. La torre regeneradora produce gas ácido
por la parte superior, ya que lo que se ha producido con el calentamiento del
solvente es una desorción. En la parte inferior, en cambio, tendremos una
corriente de amina pobre (baja concentración de CO2) a elevada temperatura.
Este calor se recuperará haciendo circular esta corriente hasta el
intercambiador de calor mencionado previamente.
Así conseguiremos precalentar la corriente de amina rica, y preenfriar
la corriente de amina pobre, que a continuación será recirculada hacia la
columna de absorción, donde volverá a empezar el ciclo. Las pérdidas tanto
de agua (como vapor en el stripper, junto al gas ácido) como de solvente (por
degradación) se tendrán que ir sustituyendo en el proceso. (Maddox, 1985)
La concentración de equilibrio del CO2 en la solución es proporcional
a su presión parcial en la fase gaseosa (Ley de Henry), por lo que la
absorción o reacción del CO2 con la amina se ve favorecida al aumentar la
presión parcial de CO2. El equilibrio de la reacción es sensible también a la
temperatura, haciendo que la presión de vapor de los gases ácidos
absorbidos crezca rápidamente al aumentar la temperatura. Como
consecuencia, es posible una separación de los gases absorbidos con la
solución acuosa de aminas mediante la aplicación de calor (es el proceso que
se lleva a cabo en el stripper).
Además, y como característica importante, la efectividad de cualquier
tipo de amina en la absorción de CO2 se debe principalmente a su
alcalinidad y mientras mayor capacidad de absorción ésta tenga, más fácil
será su regeneración.
Marco Metodológico
21
TABLA 2.1
SOLVENTES COMERCIALES UTILIZADOS EN LA INDUSTRIA.
Proceso de Absorción Solvente Condiciones del
proceso Licenciante
Solventes Físicos
Rectisol Metanol (-10/-70)°C, > 2MPa Lurgi and Linde,
Germany,
Lotepo Corporation,
USA
Puisol n-metil-2-pirolidona (NMP) (-20/+40)°C, >2 MPa Lurgi, Germany
Selexol Éteres dimetílicos de (-40°C), 2-3 MPa Union Carbide
Glicol polietileno
(DMPEG)
Fluor Carbonato de propileno Temperatura Amb.
por debajo de Fluor, EL Paso, USA 3.1-6.9 MPa
Solventes Químicos (Basados en Aminas)
MEA 2.5 n monoetanolamina (-40°C) Dow Chemical, USA
e inhibidores químicos Presiones
intermedias Amine Guard 5 n monoethanolamine (-40°C) Union Carbide, USA
e inhibidores químicos Presiones
intermedias
Econamine (DGA) 6 n Diglicolamina (80-120°C), 6.3 MPa SNEA versión de la
Asociación
Nacional de Elf
Aquitane, France ADIP (DIPA &
MDEA) 2-4 n diisopropanolamina 35-40°C, >0.1 MPa Shell, Netherlands
metildietanolamina Flexsorb/ Aminas Exxon, USA; M.H.I
KS-1,KS-2,KS-3
Solventes Inorgánicos
Benfield y otras versiones Carbonato de Potasio 70-120°C,2.2-7 MPa
Lurgi, Germany; Eickmeyer
y & Associates, USA;
Trióxido arsénico Giammarco Vetrocoke, Italy
Solventes Físicos/Químicos
Sulfinol-D / Sulfinol-M Mezcla de DIPA y MDEA, > 0.5 MPa Shell, Netherlands
H2O y tetrahidrotiopeno Amisol DEA, diisopropilamina 5/40°C > 1MPa Lurgi, Germany
o dietilamina (Murlidahr, 2003)
Marco Metodológico
22
2.2.3 AMINAS
2.2.3.1 Estructura y nomenclatura.
Se pueden considerar a las aminas como compuestos nitrogenados
derivados del amoniaco (:NH3) en el que uno o más grupos alquilo o arilo
están unidos al nitrógeno. El átomo de nitrógeno de la molécula de amoniaco
contiene un par electrónico libre, de manera que la forma de esta molécula,
considerando en ella al par de electrones no enlazantes, es tetraédrica
ligeramente distorsionada. El par aislado de electrones no enlazantes ocupa
una de las posiciones tetraédricas.
Las aminas son muy polares porque el momento dipolar del par aislado
de electrones se suma a los momentos dipolares de los enlaces C-N y H-N.
Además, las aminas primarias y secundarias tienen enlaces N-H que les
permiten formar puentes de hidrógeno. Las aminas terciarias, como no
tienen enlace N-H, no pueden formar este tipo de enlaces intermoleculares.
Sin embargo, pueden aceptar puentes de hidrógeno con moléculas que
tengan enlaces O-H o N-H. (Geocities, 2005)
2.2.3.2 Tipos de Amina
Las aminas se pueden clasificar según el número de grupos alquilo que
están unidos al nitrógeno. Si sólo hay uno, la amina es primaria. Si hay dos
grupos, la amina es secundaria y si hay tres es terciaria.
Figura 2.3 Clasificación de las Aminas.
2.2.3.3 Basicidad
Una amina puede comportarse como una base de Lewis, o como un
nucleófilo, debido al par de electrones no enlazantes sobre el átomo de
Marco Metodológico
23
nitrógeno. Una amina puede actuar también como base de Bronsted - Lowry
aceptando el protón de un ácido, de acuerdo a la siguiente reacción:
(Geocities, 2005) (2.1)
(Geocities, 2005) (2.2)
Como las aminas son bases fuertes, sus disoluciones acuosas son
básicas. Una amina puede sustraer un protón del agua, formando un ión
amonio y un ión hidroxilo. A la constante de equilibrio de esta reacción se le
llama constante de basicidad de la amina y se representa por Kb.
(Geocities,2005)
(2.3)
Los valores de Kb para la mayoría de las aminas son del orden de 10-3 y
el equilibrio de la reacción de disociación se encuentra desplazado hacia la
izquierda.
Marco Metodológico
24
Todas las aminas, incluso las terciarias, forman puentes de hidrógeno
con disolventes hidroxílicos como el agua y los alcoholes. Por esta razón, las
aminas de bajo peso molecular (hasta 6 átomos de carbono) son
relativamente solubles en agua y en alcoholes. (Geocities, 2005)
(2.4)
A continuación, se muestra en la Figura 2.4, un diagrama de energía
para la reacción de una amina con agua.
Figura 2.4. Diagrama de Energía para la reacción de una amina con agua
(Geocities, 2005).
2.2.3.4 Alcanolaminas:
Las alcanolaminas son generalmente los solventes más adecuados
para la remoción de CO2 contenido en el gas natural. Esto se debe a su alta
reactividad y a su disponibilidad a bajo costo.
Toda alcanolamina tiene por lo menos en su estructura un grupo
oxidrilo y un grupo amino, el oxidrilo sirve para reducir la presión de vapor e
incrementar la solubilidad en agua y el grupo amino proporciona la
Marco Metodológico
25
alcalinidad necesaria en agua para promover la reacción de estas con gases
ácidos.
Las alcanolaminas consideradas en el endulzamiento del gas natural o
remoción de CO2 (gas ácido) son monoetanolamina (MEA), dietanolamina
(DEA), trietanolamina (TEA), diglicolamina (DGA), diisopropanolamina
(DIPA), y metildietanolamina (MDEA).
Todas estas son consideradas solventes químicamente estables
porque pueden ser calentados hasta su punto de ebullición sin
descomponerse, excepto la trietanolamina que se descompone a
temperaturas por debajo de su punto de ebullición normal de 680°F.
(Maddox, 1985)
Alcanolaminas utilizadas para el endulzamiento del gas:
• Monoetanolamina:
MEA es la base más fuerte entre todas las diferentes aminas por lo
que reacciona rápidamente con gases ácidos como el CO2. Por ser una
molécula pequeña (bajo peso molecular) tiene la mayor capacidad de
absorción de gases ácidos, esto generalmente se traduce en menor cantidad
de solvente circulando por el sistema para remover una cierta cantidad de
gas. Por otra parte la regeneración de la MEA es lleva a cabo fácilmente por
ser ésta un solvente químicamente estable.
Las ventajas de utilizar este solvente son su menor costo, una buena
estabilidad térmica, alta reactividad por ser una amina primaria y puede
remover CO2 hasta llegar a sólo 100 ppm, en procesos con presiones de baja
a moderada.
Entre las desventajas se tiene la alta presión de vapor lo que origina
mayor pérdida de amina comparada con las otras alcanolaminas, alto poder
corrosivo, altos requerimientos energéticos para su regeneración, debido a
su alto calor de reacción con el CO2 y la formación de productos de
Marco Metodológico
26
degradación altamente corrosivos que no se pueden regenerar, por lo que el
sistema requiere una continua limpieza. (Maddox, 1985)
• Dietanolamina:
La DEA es una amina secundaria que posee una presión de vapor
menor que la MEA, por lo que la hace menos volátil, obteniéndose pérdidas
menores por vaporización. Luego de la regeneración la solución de DEA
generalmente tiene menor composición de gas ácido residual que la que
resulta con soluciones de MEA. Es menos corrosiva que la MEA y posee un
bajo costo. Es utilizada cuando se requiere remover grandes cantidades de
gases ácidos.
Las desventajas son su baja reactividad comparado con la MEA,
requiere mayor circulación por el sistema y no se puede eliminar sus
productos de degradación por los métodos tradicionales. (Maddox, 1985)
• Trietanolamina:
Aunque la TEA fue la primera amina utilizada comercialmente para
endulzar el gas natural, ha sido últimamente desplazada por la MEA, DEA o
DGA. Las aminas terciarias son menos reactivas con el CO2, el enlace
formado de esta reacción es extremadamente débil, por lo que con sólo una
disminución en la presión se rompe el enlace regenerándose la amina. Esta
poca reactiva se traduce en altos flujos de recirculación en el sistema.
(Maddox, 1985)
• Diglicolamina:
“The Fluor Corporation” patentó el proceso de diglicolamina y el
solvente DGA fue comercializado en los años 60 por “Fluor and Jefferson
Chemical Company”, un predecesor de la “Texaco Chemical and Hunstman
Corporation”.
Esta es una amina primaria y como tal tiene todas las ventajas, como:
alta reactividad, baja presión parcial en el equilibrio, que permite que su
Marco Metodológico
27
concentración sea mayor comparada con la MEA, lo que disminuye la rata
de circulación de solvente en el sistema y excelente estabilidad térmica.
Entre las desventajas se tiene que se incrementan los costos por solvente
comparado con MEA.
La DGA reacciona con el CO2 para formar BHEEU (N,N, dihidroxi-
etanol urea), de acuerdo a la ecuación:
2RNH2 + CO2 (RNH)2CO + H2O (2.5)
Este producto de degradación es reversible a temperaturas de 340 a
360°F, por lo que es otra ventaja de este solvente. (Maddox, 1985)
Figura 2.5. Fórmula molecular de las alcanolaminas de interés en
endulzamiento de gas.
Marco Metodológico
28
Concentraciones de la solución:
MEA se utiliza comúnmente en concentraciones que oscilan entre
los 10 y 20% en peso en la solución. La concentración más frecuente es
aproximadamente 15%, pero su concentración puede ser aumentada hasta
30% siempre y cuando se utilicen inhibidores que contrarresten los
problemas de la corrosión debido a este aumento de la concentración.
La DEA también es utilizada de 10 a 20%. La “Societe Nationale
des Petroles d’Aquitaine” realizó una modificación en el proceso utilizando
una composición mayor de DEA llevándola a 30% o más. Esta
concentración más alta de DEA en la solución absorbe tanta cantidad de gas
ácido como lo hace una solución de TEA de 15 a 20%, esto se debe a su alto
peso molecular que disminuye la reactividad de la amina.
DIPA, DGA y MDEA también se utilizan en altas concentraciones.
Los rangos típicos de concentración para la DIPA y MDEA son de 30% a 50%
en peso en solución acuosa. La concentración de DGA está entre
aproximadamente 40% a 70% en peso. (Maddox, 1985)
2.2.4 Química de remoción de CO2 con alcanolaminas:
En una solución acuosa el CO2 se disocia para formar una solución
ligeramente ácida. Cuado una corriente de gas que contiene CO2 se pone en
contacto con una solución acuosa de amina, los gases ácidos reaccionan
para formar un complejo ácido-básico (una sal). La reacción entre el CO2 y la
amina es exotérmica, por lo que se libera calor durante la reacción.
La absorción de CO2 mediante alcanolaminas puede ocurrir por medio de
dos mecanismos. Cuando se disuelve en agua el CO2 se hidroliza para
formar el ácido carbónico, el cual muy lentamente se transforma en
bicarbonato. A partir de la formación del bicarbonato, se lleva a cabo la
reacción de este con la amina de acuerdo a:
Marco Metodológico
29
CO2 + H2O H2CO3 (Ácido carbónico)
H2CO3 H+ + HCO3- (Bicarbonato) (Huntsman, 2005)
H+ + R1R2R3N R1R2R3NH+ (2.6)
CO2 + H2O + R1R2R3N R1R2R3NH+ HCO3-
Esta reacción ácido-base puede ocurrir con cualquier alcanolamina, pero
es cinéticamente lenta debido a que la etapa de disociación del ácido
carbónico a bicarbonato es relativamente lenta.
El segundo mecanismo de reacción requiere la presencia de al menos un
hidrógeno libre en la estructura molecular de la amina:
CO2 + R1R2NH R1R2N+HCOO- (Huntsman,2005)
R1R2N+HCOO- + R1R2NH R1R2NCOO- + R1R2NH2+ (2.7)
CO2 + 2R1R2NH R1R2NH2+R1R2NHCOO-
Este mecanismo de reacción se le llama “Formación de carbamato” y
puede solo ocurrir con aminas primarias y secundarias. El CO2 reacciona
con la molécula de amina para formar el carbamato, el cual reacciona con
una segunda molécula de amina para formar la sal de amina
correspondiente. La rata de absorción de CO2 a través de este mecanismo es
rápida, mucho más rápida que a través de la hidrólisis del CO2.
La estequiometría de la reacción del carbamato indica que la capacidad de
la solución de amina en reaccionar con el CO2 está limitada a 0.5 moles de
CO2 por mol de amina si sólo el producto de la reacción fuera el carbamato;
pero el carbamato se puede hidrolizar para formar el bicarbonato, liberando
la molécula de amina.
El hecho de que la absorción de CO2 se pueda llevar a cabo por dos
mecanismos de reacción con diferentes características cinéticas, determina
el poder de absorción de las diferentes aminas. Como el paso determinante
Marco Metodológico
30
en el segundo mecanismo es la formación del carbamato, será el que
diferenciará la rapidez de absorción entre las aminas primarias y
secundarias. Debido a que las aminas terciarias no pueden formar el
carbamato, están obligadas a reaccionar con el CO2 de acuerdo al primer
mecanismo (lento). (Huntsman Corporation, 2005)
2.2.5 Problemas generales de operación en la absorción con
alcanolaminas:
Los problemas de operación se pueden agrupar en las siguientes
categorías: corrosión, contaminantes en la solución de amina y formación de
espuma. Estos no necesariamente son problemas independientes, por esta
razón separarlos para discutirlos es muy difícil, por lo que acá se hace sólo
por conveniencia.
2.2.5.1 Corrosión:
Podemos definir la corrosión como el deterioro que sufre un material
(habitualmente un metal) en sus propiedades debido a una reacción con el
medio.
Tipos de Corrosión:
• Corrosión general: Cuando es en toda la superficie, se protege
con facilidad.
• Corrosión intercristalina: Se debe a las impurezas y no se
advierte a simple vista.
• Corrosión localizada: Se localiza en sitios poco visibles y pasa
desapercibida hasta que se rompe la pieza.
Corrosión en endulzamiento de gas con alcanolaminas
Si se estudian las características de cada solución de amina, da la
impresión de que la corrosión no sería un problema. Sin embargo muchas
aminas utilizan inhibidores de corrosión. Las aminas en soluciones acuosas
son básicas, aún en las condiciones en el rehervidor. Sin embargo la
Marco Metodológico
31
situación cambia drásticamente cuando el gas ácido esta presente, el efecto
que produce es la disminución del pH.
Poldermant (1955), reportó pruebas realizadas mostrando que una
solución de MEA al 20% en ausencia de gases ácidos es menos corrosiva que
lo que es el agua. Además reportaron que se puede convertir (a través de su
sal de carbonato) en productos corrosivos a las temperaturas encontradas en
las plantas de tratamiento del gas.
La presencia de gas ácido en el sistema proporciona corrosión
directa. Este tipo de corrosión es imposible de eliminar, se puede minimizar
o controlar a través de un diseño adecuado y una buena operación del
sistema. La corrosión será más severa en lugares donde las altas
concentraciones de gases ácidos alcancen las altas temperaturas. Estos
puntos incluyen el intercambiador amina-amina, la columna regeneradora y
el rehervidor. (Maddox, 1985)
2.2.5.2 Contaminantes en el circuito:
Los contaminantes en sistemas de endulzamiento de gas se forman
después de largos períodos de operación. Estos contaminantes contribuyen
a generar pérdidas de solventes, generando costos elevados para su
reposición.
Para reducir los contaminantes en el sistema es indispensable que estos
se monitoreen con análisis de laboratorio, se eliminen periódicamente del
sistema, para alcanzar la calidad necesaria de la amina y se reduzcan las
pérdidas de amina localizando y corrigiendo fugas que afecten al sistema.
Los contaminantes en sistemas de aminas son sales termoestables,
productos de degradación, químicos introducidos en el proceso,
hidrocarburos y otras partículas. Estos contaminantes provienen del agua
para realizar la solución de amina y reaccionan directamente con la amina;
entre estos tenemos: sodio, potasio, calcio, magnesio, cloro, sulfatos,
Marco Metodológico
32
bicarbonatos, etc. Otra fuente de contaminantes en el sistema es el gas de
proceso, ya que éste puede contener trazas de compuestos de azufre e
hidrocarburos pesados. (Haws, 2003)
Las sales termoestables son moléculas que se forman de la unión entre
una amina protonada y un anión más fuerte que el CO2 o H2S, no son
regenerables, por lo que su formación acarrea pérdidas de solvente. Existen
diferentes tipos de aniones que se pueden encontrar en sistemas de
endulzamiento de gases, entre los cuales se tienen: orgánicos, como acetato,
formiato, glicolato, lactato, oxalato y propionato; e inorgánicos, como
cloruro, oxácidos inorgánicos de azufre, sulfito, sulfato, tiosulfato y
tiocianato. (Huntsman Corporation, 2005)
Las soluciones de amina se oxidarán lentamente cuando son
expuestas al aire o al oxigeno. Los productos de esta oxidación se llaman
productos de degradación térmica y causan pérdidas en la capacidad de la
amina, aumentando los problemas operacionales en el sistema como la
corrosión y la espuma. En caso de una degradación severa, el solvente
necesita ser reemplazado y su producto de degradación removido del
sistema. La oxidación puede ser minimizada usando una capa de gas inerte
en los tanques de almacenamiento de aminas.
Algunos de los productos de degradación remueven el CO2 del sistema
pero generalmente no son tan efectivos como la amina original, por esta
razón, representa una pérdida en la actividad de la solución. MEA y CO2
reaccionan bajo las condiciones encontradas en el rehervidor para formar
oxazolidona y en el sistema reacciona para formar N-(2-hidroxietil)-
etilendiamina, el cual es más básico que la MEA, pero las sales que forma
con los compuestos de azufre en el sistema son muy difíciles de regenerar.
(Anderson, 2000)
Marco Metodológico
33
(Anderson, 2000)
(2.8)
2.2.5.3 Formación de Espuma:
La generación de espuma en el proceso de endulzamiento del gas
puede ser reconocida cuando se incrementan las pérdidas de amina, y se
reduce le eficiencia en la remoción de los gases ácidos, etc.
Algunos de los materiales que pueden causar problemas de formación
de espuma son:
Sólidos suspendidos
Hidrocarburos condensados
productos de la degradación de la amina.
todo material extraño como inhibidores de corrosión, lubricantes
de las válvulas o cualquier impureza en el agua.
Los problemas operacionales descritos anteriormente, siempre existirán
en el sistema, por lo que deberán ser controlados para evitar la severidad de
los mismos. Este control se lleva a cabo a través de la adición de inhibidores
de corrosión al sistema, filtros que remuevan los contaminantes y
antiespumantes.
Marco Metodológico
34
2.2.5.4 Inhibidores de corrosión:
Sistemas de inhibidores de corrosión han sido desarrollados para
unidades que trabajan con aminas, particularmente con MEA, donde la
corrosión aparece de forma más severa. El sistema “UCAR amine guard
system” desarrollado por Union Carbide Corporation, es utilizado para
sistemas donde se requiere remover sólo CO2, y se utilizan composiciones de
hasta un 50% en peso y la carga de gas ácido tan alta como 0.5 moles por
moles de amina usados sin corrosión excesiva. Dow Chemical Company
también posee un sistema de inhibidores de corrosión para remover CO2,
pero también posee inhibidores para trabajar la remoción de ambos gases
ácidos, el CO2 y el H2S.
El sistema Amine Guard fue desarrollado por la empresa UOP para
sistemas de remoción de CO2 a partir de MEA. Su principal función es
introducir elementos al sistema que impidan en un alto grado la corrosión de
tuberías, torres haz de tubos, etc. del proceso. Esto se logra a través de la
formación de la capa pasivante. Este sistema contiene 3 inhibidores de
corrosión; inhibidor A, componente activo: Antimonio; inhibidor B,
componente activo: Ácido tartárico y por último el inhibidor C, cuyo
componente activo es el vanadio +5.
En este sistema el ácido tartárico es utilizado con el fin de que
durante la adición de los otros dos inhibidores la solución alcance un pH de
4.5 a 5, para obtener la disolución total de los mismos en el sistema.
El inhibidor C tiene su forma activa como vanadio +5, cuando éste
actúa se reduce a vanadio tetravalente (V+4), por lo que se hace
indispensable la oxidación del mismo introduciéndose aire al sistema. Este
inhibidor se debe monitorear para asegurar la formación de la película
protectora del material de la tubería. El sistema en recirculación debe
contener de 50-100 ppm de vanadio +5. Por ser un agente oxidante hace que
el hierro vaya de Fe+2 a Fe+3, para luego formar la capa pasivante.
Marco Metodológico
35
La concentración total de vanadio en el sistema no debe ser menor de
400 ppm. El nivel normal de operación del vanadio total es de 500 ppm, pero
esta concentración puede ser menor como una consecuencia del aumento en
la concentración de hierro en el sistema. De manera general, el nivel del
vanadio total en el sistema se debe siempre mantener lo suficientemente alto
para asegurar que nunca caiga el nivel por debajo entre análisis. Una
concentración alta de vanadio proporciona protección adicional de corrosión.
El inhibidor A o el antimonio reacciona diferente, el precipita en
solución formando una capa pasivante que protege al metal del ataque de la
corrosión, este se analiza como partes por millón del metal antimonio (Sb), y
su nivel en solución se debe mantener entre 90-120 ppm. El mismo posee
una solubilidad limitada en la solución de MEA por lo que concentraciones
altas no favorecen la protección de la corrosión ya que son difíciles de
mantener.
2.2.5.5 Filtración:
La filtración se define como la separación de partículas sólidas o
semisólidas que están suspendidas en un fluido a su paso a través de un
medio poroso, fibroso o granular llamado medio filtrante.
En este tipo de sistemas el filtrado de la solución de amina es de
suma importancia, ya que los productos de degradación, así como las sales
termoestables formadas con ácidos más fuertes que el CO2, promueven la
corrosión, la espuma y el ensuciamiento de equipos en todo el sistema.
Diseñar filtros que permitan el paso de toda la solución de amina es
difícil y caro, ya que se tendría que remover grandes cantidades y partículas
de gran tamaño. A través de los años se ha estudiado cual podría ser la
mejor combinación de filtros para estos procesos, obteniéndose que la
utilización de filtros que limpiarán del 10-20% de la corriente total de
recirculación son los más adecuados, con una configuración de filtro
Marco Metodológico
36
mecánico, filtro de carbón activado, filtro mecánico como se muestra en la
Figura 2.6:
Filtro de Carbón activado
Filtro Filtro mecánico mecánico
10-20% recirculación
Figura 2.6. Configuración de los filtros en sistemas de alcanolamina
(Maddox, 1985).
EL filtro mecánico remueve sólidos suspendidos y disueltos en el
sistema, y el carbón activado permite remover productos orgánicos como los
resultantes de la degradación de la amina, causantes de la espuma y de el
arrastre excesivo de amina en las torres de absorción y regeneración, así
como permite bajar la rata de recirculación de amina o la concentración de
la misma, al depurarla y haciendo que trabaje con una mayor eficiencia.
(Maddox, 1985)
2.2.5.6 Antiespumantes:
Muchas veces la regeneración de los productos de degradación y una
filtración no resuelve la formación de espuma. En este caso el
antiespumante es necesario. El antiespumante nunca debe ser utilizado en
Marco Metodológico
37
planta antes de ser estudiado a escala de laboratorio, ya que algunos que
trabajan en una situación determinada no lo hace en otra.
Es importante recalcar también que el antiespumante no resuelve el
problema, lo que hace es controlarlo. Hay que seguir buscando la causa de
la formación de espuma hasta que se localice y se elimine.
Al utilizar un antiespumante la concentración debe ser controlada
cuidadosamente ya que mucho antiespumante puede favorecer la formación
de espuma. (Maddox, 1985)
2.2.6 COLUMNAS DE PLATOS:
Las torres de platos son cilindros verticales en el que el líquido y el gas se
ponen en contacto en forma de pasos sobre platos. La torre puede fabricarse
de diferentes materiales, según las condiciones de corrosión encontradas. Se
utilizan vidrio, metales vidriados, carbón impermeable, plásticos y aún
madera, pero con mayor frecuencia metales. Para torres metálicas las
cubiertas son generalmente cilíndricas, debido a su costo. Con el fin de
facilitar la limpieza, las torres de diámetro pequeño tienen orificio para las
manos; las de diámetro grande tienen entradas para una persona, cada
décimo plato aproximadamente. (Treybal, 2001)
2.2.6.1 Platos
Tipos de platos
Las columnas que se utilizan para el contacto líquido gas se pueden
clasificar según el tipo de flujo en sus dispositivos internos de contacto:
• Platos de Flujo Cruzado
El plato de flujo cruzado utiliza un ducto descendente para
líquidos, con el fin de alcanzar la estabilidad que se desea y una buena
eficiencia de transferencia, y se emplea más que el plato a contracorriente,
debido a ventajas de eficiencia de transferencia y al intervalo operacional que
es más amplio.
Marco Metodológico
38
La fracción de área trasversal de la columna disponible para los
dispersadores de gas (orificios y cachuchas de burbujeo) disminuye cuando
se utiliza más de un ducto descendente. Así el diseño óptimo del plato
incluye un equilibrio entre el acomodo del flujo del líquido y el empleo
eficiente de la sección transversal para el flujo de gas.
La mayor parte de los nuevos diseños de platos de flujo cruzado utilizan
perforaciones para dispersar el gas en el líquido sobre los platos. Estas
perforaciones pueden ser orificios redondos simples o contener “válvulas”
móviles con orificios variables sin forma circular. Estos platos perforados se
denominan platos de malla o platos de válvulas
El plato de válvulas se diseña para minimizar este drenaje o purga,
puesto que la válvula tiende a cerrarse cuando baja el flujo de gas, de modo
que el área total varía para mantener un balance dinámico de presión en el
plato.
La configuración del plato consiste de:
o Zona activa de dispersión de vapor
o Zona de soporte y refuerzo periférico
o Zona de separación o distribución
o Zona de distribución
o Zona de bajante
• Platos a Contracorriente
En los platos a contracorriente, el líquido y el gas fluyen por las mismas
aberturas. Por tanto no hay ductos descendentes. Los orificios suelen ser
perforaciones redondas simples (plato de flujo doble) o ranuras largas (plato
Turbogrid). El material del plato se puede corrugar (plato Ripple) para
segregar parcialmente el flujo de gas y el de líquido.
Marco Metodológico
39
Otro plato utilizado con frecuencia para el contacto de gases con líquidos
que contienen sólidos es el plato deflector (baffle) o “plataforma de
aspersión”.
Este plato tiene forma de media luna y una ligera inclinación en el
sentido del flujo de líquido. El gas entra en contacto con el líquido cuando se
desborda del plato y se puede emplear un vertedero o un borde dentado en el
plato, para mejorar la distribución del líquido en la aspersión. El plato
deflector funciona con líquido disperso y gas como fase continua y se utiliza
primordialmente en aplicaciones de transferencia de calor.
La configuración para este tipo de plato es muy simple; su área abierta va
del 15 al 30% de la sección transversal total, en comparación con 5 a 15%
para los platos de malla y 8 a 15% para platos de cachucha. Los tamaños
de orificio van de 6 a 25 mm y las anchuras de las ranuras de 6 a 12 mm.
Los platos Turbogrid y Ripple son dispositivos patentados.
Espaciamiento entre los platos
Generalmente, el espaciamiento entre los platos se escoge con base
en la facilidad para la construcción, mantenimiento y costo; posteriormente
se verifica para evitar cualquier inundación y arrastre excesivo del líquido en
el gas. Para casos especiales en que la altura de la torre es de importancia,
se han usado espaciamiento de 15 cm (6 in). Para todos los diámetros,
excepto para los diámetros más pequeños de la torre, parece que 50 cm (20
in) es un mínimo aceptable desde el punto de vista de la limpieza de los
platos.
Eficiencia de los platos
La eficiencia de los platos es la aproximación fraccionaria a la etapa
en el equilibrio que se obtiene con un pato real. Es indudable que se
necesita una medida de la aproximación al equilibrio de todo el vapor y el
líquido del plato; sin embargo, como las condiciones en varias zonas del
plato pueden diferir, se empieza considerando la eficiencia local, o puntual,
Marco Metodológico
40
de la transferencia de masa en un punto particular de la superficie del plato.
(Perry, 1992)
Esta eficiencia de un plato depende de tres conjuntos de parámetros de
diseño:
• El sistema: composiciones y propiedades
• Condiciones de flujo: velocidad de paso
• Geometría: tipo y dimensiones del plato
2.2.6.2 Diámetro de la Columna
El diámetro de la torre y, en consecuencia, su área transversal debe ser
lo suficientemente grande para manejar el flujo del gas y del líquido dentro
de la región de operación satisfactoria.
En la mayoría de las instalaciones, el costo hace impráctico variar el
diámetro de la torre de un lado a otro de la misma para ajustar variaciones
en el flujo del gas o del líquido; se utilizan las cantidades máximas de flujo
para fijar un diámetro uniforme. El diámetro requerido de la torre puede
disminuirse utilizando un mayor espaciamiento de los platos, de tal forma
que el costo de la torre, que depende tanto de la altura como del diámetro, se
vuelve mínimo con cierto espaciamiento óptimo. (Treybal, 2001)
2.2.6.3 Capacidad de la Columna:
La capacidad máxima permisible de un plato para manejar flujos de gas
y de líquido es de gran importancia porque a través de ésta se fija el
diámetro mínimo posible de la columna. Para un flujo constante de líquido,
el aumento del flujo de gas da como resultado un arrastre excesivo y una
inundación. En el punto de inundación es difícil obtener un flujo
descendente neto del líquido y el líquido que se alimente a la columna se irá
con el gas superior, la caída de presión en la columna se hace muy grande y
su control resulta difícil. Para efecto de diseño es indispensable que se
trabaje con un margen seguro por debajo de esta condición máxima
permisible.
Marco Metodológico
41
La inundación también se puede producir al incrementar el flujo de
líquido y mantener constante el del gas. El flujo excesivo de líquido puede
superar la capacidad de los bajantes u otros pasajes, con el resultado final
de que aumenta el inventario de líquido, se incrementa la caída de presión y
se presentan otras características de una columna inundada.
Estos tipos de inundación se toman en cuenta por separado para evaluar
la capacidad de la columna, ya que cuando cualquiera de esos tipos de
inundación destruye la acción de contracorriente, se pierde la eficiencia de
transferencia y se sobrepasan los límites razonables de diseño.
2.2.6.4 Gradiente Hidráulico
El gradiente hidráulico es la carga de líquido que se necesita para
vencer la resistencia de fricción al paso del líquido (espuma) por el plato, es
importante para la estabilidad de éste último, puesto que se trata de la única
carga de líquido que varía a todo lo largo del pasaje. Si el gradiente es
excesivo, la porción de corriente arriba del plato puede dejar de funcionar,
debido a la mayor resistencia al flujo de gas provocada por la mayor carga de
líquido (Perry, 1992).
2.2.6.5 Inversión de fases
Por lo general, la mezcla de las dos fases en el plato tienen la forma de un
líquido espumoso o aireado y esta mezcla de líquido continuo se conoce
como “espuma”. Sin embargo a elevadas velocidades del gas y bajas
velocidades del líquido, el régimen se puede invertir y pasar a ser un “rocío”
continuo de gas que comprende muchas gotitas líquidas de varios diámetros.
En apariencia, el rocío se ve favorecido por las altas velocidades
superficiales de gas, bajas áreas de las perforaciones (velocidades altas en
los orificios), velocidades bajas de líquido y diámetros grandes de las
perforaciones (Perry, 1992).
Marco Metodológico
42
2.2.6.6 Arrastre
El arrastre en una columna de platos es el líquido que se transporta
junto con el gas de un plato al inmediatamente superior. Es perjudicial
debido a que reduce la eficiencia del plato, porque el líquido de un plato de
volatilidad más baja se transporta a otro de volatilidad más elevada, de modo
que se diluyen los efectos de la destilación o absorción. El arrastre es
también perjudicial cuando se transportan impurezas no volátiles hacia
arriba para contaminar el producto superior de la columna.
La variable predominante que afecta al arrastre es la velocidad del gas,
que pasa a través de la zona que contiene espuma o rocío; por lo que es de
esperar que el arrastre sea más significativo cuando las condiciones de flujo
se aproximan a las que favorecen el régimen de rocío y que son comunes en
las destilaciones al vacío y las absorciones a bajas presiones.
2.2.7 TORRES EMPACADAS:
Las Torres empacadas son columnas verticales que se han llenado con
empaque o con dispositivos de superficie grande, utilizadas para el contacto
continuo del líquido y del gas tanto en el flujo a contracorriente como a
corriente paralela. El líquido se distribuye sobre el empaque y escurre hacia
abajo, a través del lecho, de tal forma que expone una gran superficie al
contacto con el gas. (Treybal, 2001)
2.2.7.1 Empaque:
El empaque de la torre debe ofrecer las siguientes características:
• Proporcionar una superficie interfacial grande entre el líquido y el
gas. La superficie del empaque por unidad de volumen de espacio empacado
debe ser grande, pero no en el sentido microscópico.
• Poseer las características deseables del flujo de fluidos. Esto
significa que el volumen fraccionario vacío o fracción de espacio vacío en el
lecho empacado debe ser grande. El empaque debe permitir el paso de
grandes volúmenes de fluido a través de pequeñas secciones transversales
de la torre, sin recargo o inundación; debe ser baja la caída de presión en el
Marco Metodológico
43
gas. Mas aun la caída de presión debe ser principalmente el resultado de la
fricción pelicular, si es posible, puesto que es más efectivo que formar
arrastres al promover valores elevados de los coeficientes de transferencia de
masa.
• Ser químicamente inerte con respecto a los fluidos que se están
procesando.
• Ser estructuralmente fuerte para permitir el fácil manejo y la
instalación.
• Tener bajo presión (Treybal, 2001).
Empaques al azar:
Los empaques al azar son aquellos que simplemente se arrojan en
la torre durante la instalación y que se dejan caer en forma aleatoria.
Anteriormente se utilizaron materiales fácilmente obtenibles como piedras
rotas, grava o pedazos de coque; aunque estos materiales resultan baratos,
no son adecuados debido a la pequeña superficie y malas características con
respecto al flujo de fluidos. Actualmente, son fabricados los empaques al
azar en metal, cerámica, plásticos, etc.
Los anillos de Rasching son cilindros huecos, cuyo diámetro va de
6 a 100 mm o más. Pueden fabricarse de porcelana industrial, que es útil
para poner en contacto a la mayoría de los líquidos, con excepción de álcalis
y ácido fluorhídrico; de carbón, que es útil excepto en atmósferas altamente
oxidantes; de metales o de plásticos. Los plásticos deben escogerse con
especial cuidado, puesto que se pueden deteriorar, rápidamente y con
temperaturas apenas elevadas, con ciertos solventes orgánicos y con gases
que contienen oxígeno.
Los empaques de hojas delgadas de metal y de plástico ofrecen la
ventaja de ser ligeros, pero al fijar los límites de carga se debe prever que la
torre puede llenarse inadvertidamente con líquido. Los anillos de Lessing y
otros con particiones internas se utilizan con menos frecuencia. Los
empaques con forma de silla de montar, los de Berl o Intalox y sus
Marco Metodológico
44
variaciones se pueden conseguir en tamaños de 6 a 75 mm; se fabrican de
porcelanas químicas o plásticos. Los anillos de Pall, también conocidos como
Flexirings, anillos de cascada y, como una variación, los Hy-Pak, se pueden
obtener de metal y de plástico. Los Tellerettes y algunas de sus
modificaciones se pueden conseguir con la forma que se muestra y en
plástico.
Generalmente, los tamaños más pequeños de empaques al azar
ofrecen superficies específicas mayores (y mayores caídas de presión), pero
los tamaños mayores cuestan menos por unidad de volumen. Los tamaños
de empaque de 25 mm o mayores se utilizan generalmente para un flujo de
gas de 0.25 m3/s, 50 mm o mayores para el flujo de gas de 1 m3 /s. Durante
la instalación, los empaque se vierten en la torre, de forma que caigan
aleatoriamente; con el fin de prevenir la ruptura de empaques de cerámica o
carbón, la torre puede llenarse inicialmente con agua para reducir la
velocidad de caída (Perry, 1992).
Empaques regulares:
Los empaques regulares ofrecen las ventajas de una menor caída
de presión para el gas y un flujo mayor, generalmente a expensas de una
instalación más costosa que la necesaria para los empaques aleatorios.
Los anillos hacinados de Rasching son económicos sólo en
tamaños muy grandes. Hay varias modificaciones de los empaques metálicos
expandidos. Las rejillas o “vallas” de madera no son caras y se utilizan con
frecuencia cuando se requieren volúmenes vacíos grandes; como en los
gases que llevan consigo el alquitrán de los hornos de coque, o los líquidos
que tienen partículas sólidas en suspensión. La malla de lana de alambre
tejida o de otro tipo, enrollada en un cilindro como si fuese tela (Neo-Kloss),
u otros arreglos de gasa metálica (Koch-Sulzer, Hyperfil y Goodloe)
proporcionan una superficie interfacial grande de líquido y gas en contacto y
una caída de presión muy pequeña; son especialmente útiles en la
destilación al vacío. (Perry, 1992)
Marco Metodológico
45
2.2.7.2 Cuerpo de la Torre:
Esta puede ser de madera, metal, porcelana química, ladrillo a
prueba de ácidos, vidrio, plástico, metal cubierto de plástico o vidrio, u otro
material, según las condiciones de corrosión. Para facilitar su construcción y
aumentar su resistencia, generalmente son circulares en la sección
trasversal. (Perry, 1992)
2.2.7.3 Soportes de empaque:
Es necesario un espacio abierto en el fondo de la torre, para
asegurar la buena distribución del gas en el empaque. En consecuencia el
empaque debe quedar soportado sobre el espacio abierto. Por supuesto, el
soporte debe ser lo suficientemente fuerte para sostener el peso de una
altura razonable de empaque; debe tener un área libre suficientemente
amplia para permitir el flujo del líquido y del gas con un mínimo de
restricción.
Puede utilizarse una rejilla de barras, pero se prefieren los soportes
especialmente diseñados que proporcionan paso separado para el gas y el
líquido, en el cual su área libre para el flujo es del orden del 85%; pueden
fabricarse en varias modificaciones y diferentes materiales, inclusive en
metales, metales expandidos, cerámica y plásticos. (Perry, 1992)
2.2.7.4 Distribución del líquido:
El empaque en seco no es efectivo para la transferencia de masa,
por lo es necesario la utilización de diferentes dispositivos para la
distribución del líquido a través del empaque.
Las boquillas aspersoras no son útiles, porque generalmente
provocan que mucho líquido sea arrastrado en el gas. El arreglo que consta
de un anillo de tubo perforado puede utilizarse para torres pequeñas.
Generalmente se considera necesario proporcionar al menos cinco
puntos de introducción del líquido por cada 0.1 m2 (1 ft2) de sección
Marco Metodológico
46
transversal de la torre para torres grandes (d≥1.2 m = 4 ft) y un número
mayor para diámetros pequeños. (Perry, 1992)
2.2.7.5 Contenedores de empaque:
Los contenedores son necesarios cuando la velocidad del gas es
elevada; generalmente son deseables para evitar el levantamiento del
empaque durante un aumento repentino del gas. Las pantallas o barras
gruesas pueden utilizarse. Para el empaque de cerámica gruesa, se pueden
utilizar platos que descansen libremente sobre la parte superior del
empaque. Para empaques de plástico y otros empaques ligeros, los
contenedores están unidos al cuerpo de la torre. (Perry, 1992)
2.2.7.6 Eliminadores del arrastre:
A velocidades elevadas de gas, especialmente el gas que abandona
la parte superior del empaque puede acarrear gotitas del líquido como una
niebla. Ésta puede eliminarse por medio de eliminadores de neblina, a través
de los cuales debe pasar el gas; los eliminadores se instalan sobre la entrada
del líquido. Una capa de malla (alambre, teflón, polietileno u otro material),
entretejida especialmente con espacios del 98-99%, aproximadamente de
100 mm de espesor, colectará prácticamente todas las partículas de neblina.
Otros tipos de eliminadores incluyen ciclones y rearreglos del tipo de
persianas venecianas. Un metro de empaque al azar seco es muy efectivo.
(Perry, 1992)
2.2.8 Intercambiadores de Calor:
La función básica de los intercambiadores es la transferencia de energía
térmica entre dos o más fluidos a diferente temperatura. El calor fluye, como
resultado del gradiente de temperatura, desde el fluido caliente hacia el frío
a través de una pared de separación, la cual se le denomina superficie o área
de transferencia de calor.
En resumen, las funciones típicas de un intercambiador de calor en los
procesos industriales son las siguientes:
Marco Metodológico
47
• Recuperación de calor: la corriente fría recupera parte del calor
contenido en la corriente caliente. Es decir, calentamiento y enfriamiento de
las corrientes involucradas, las cuales fluyen simultáneamente a ambos
lados del área de transferencia de calor.
• Evaporación: una de las corrientes involucradas en el intercambio de
calor cambia de fase líquida a vapor.
• Condensación: una de las corrientes involucradas en el intercambio
de calor cambia de fase vapor a fase líquida.
La importancia de los intercambiadores en el ámbito industrial es enorme al
ser uno de los principales equipos presentes en cualquier planta por
pequeña que sea, donde se necesite la transferencia de calor. (PDVSA, 1995)
2.2.8.1 Proceso de transferencia de Calor:
Calor sensible:
La mayoría de las aplicaciones de los procesos de transferencia de
calor sin cambio de fase involucran el mecanismo de transferencia de
convección forzada, tanto dentro de los tubos como sobre superficies
externas. Como se menciono previamente, el coeficiente de transferencia de
calor por convección depende de parámetros de dinámica de fluido, por
ejemplo la velocidad. En base al movimiento de fluido, el flujo dentro de los
tubos se divide en tres regímenes de flujo, los cuales son medidos mediante
un parámetro adimensional, llamado número de Reynolds, el cual es una
indicación de la turbulencia del flujo.
Los regímenes de flujo son:
• Flujo laminar: número de Reynolds menor que 2.100.
• Flujo de transición: número de Reynolds entre 2.100 y 10.000.
• Flujo turbulento: número de Reynolds mayor que 10.000.
Para cada uno de estos regímenes de flujo han sido desarrollados
ecuaciones semi–empíricas, usadas para describir y predecir adecuadamente
la transferencia de calor en la región en consideración.
Marco Metodológico
48
Aunque los coeficientes de transferencia de calor para flujo
laminar son considerablemente mas pequeños que para flujo Turbulento, en
algunas casos se prefiere el flujo laminar para reducir costos de bombeo. El
mecanismo de transferencia de calor en este régimen de flujo es básicamente
por conducción.
En cuanto al fenómeno de transferencia de calor por convección
forzada sobre superficies externas, es importante mencionar que el proceso
de transferencia de calor esta íntimamente relacionado con la naturaleza del
flujo; por ejemplo, la transferencia de calor sobre un haz de tubos depende
del patrón de flujo y del grado de turbulencia; es decir, es función de la
velocidad del fluido y del tamaño y arreglo de los tubos. Debido a la
complejidad del flujo en estos casos de transferencia calor sobre superficies
externas dificulta su tratamiento analítico, las ecuaciones disponibles para
el cálculo del coeficiente de transferencia de calor se han desarrollado
completamente en base a datos experimentales. (PDVSA, 1995)
Condensación
Condensación, una de las operaciones de transferencia de calor
más importantes, es un proceso convectivo, mediante el cual el vapor es
convertido en líquido cuando el vapor saturado entra en contacto con una
superficie a temperatura mas baja.
Si el líquido condensado humedece la superficie formando una
película continua de líquido, sobre la superficie, el proceso se denomina
Condensación tipo película. La película actúa como un material aislante de
la superficie y representa una resistencia o barrera a la transferencia de
calor (Ver figura 2.8b).
Si por el contrario el líquido condensado no humedece la
superficie, se forman gotas de líquido las cuales crecen lo suficiente para
moverse al azar sobre la superficie por efecto de la gravedad, el proceso se
denomina Condensación por gotas. En este proceso, porciones de
superficie están directamente expuestas al vapor, no existiendo resistencia al
Marco Metodológico
49
flujo de calor, por lo que se experimenta ratas de transferencia de calor mas
elevadas que en la condensación tipo película.
La mayoría de las superficies tienden a la formación de película
después de ser expuestas al vapor condensado durante un largo período de
tiempo. Se ha intentado fomentar la condensación por gotas mediante el uso
de aditivos al vapor y tratamiento de la superficie (por ejemplo,
revestimiento), pero todos sin éxito, debido al incremento de costos
operacionales (PDVSA, 1995).
(a) (b)
Figura 2. 7. (a) Condensación por gotas. (b) Condensación tipo película.
Si las gotas de condensado se forman en la masa de la corriente de
vapor, en lugar de sobre la superficie, el proceso se denomina Condensación
homogénea. Esta situación puede ocurrir en condensadores parciales o en
corrientes de vapor con gases incondensables, cuando el vapor o la mezcla
gas–vapor es enfriado por debajo del punto de rocío.
Figura 2. 8. Condensación Homogénea (PDVSA, 1995).
Cuando el vapor condensa produciendo dos fases liquidas (por
ejemplo, una mezcla de vapores de agua e hidrocarburos), el proceso se
Marco Metodológico
50
conoce como Condensación de líquidos inmiscibles. En estos casos, el
patrón de condensación es variable. Un enfoque conservador supone la
presencia de dos películas de condensado y el calor se transfiere a través de
ambas películas en serie. Otro enfoque supone condensación tipo película
para una de las fases, mientras que la otra forma gotas sobre la superficie de
la película. (PDVSA, 1995)
Figura 2. 9. Condensación de líquidos inmiscibles (PDVSA, 1995).
Vaporización
La vaporización puede ser definida como la adición de calor a una
masa líquida, en tal magnitud, que ocurre la generación de vapor. Es un
proceso convectivo que involucra cambio de fase de líquido a vapor y ocurre
cuando una superficie es expuesta a un liquido y mantenida a la
temperatura de saturación de ese líquido, dependiendo el flujo de calor de la
diferencia de temperatura entre la superficie y la condición de saturación.
Inicialmente no se forman burbujas o gotas de vapor y la
transferencia de calor se da por convección natural. En el área cerca de
superficie caliente, el líquido absorbe un pequeño sobrecalentamiento y es
subsecuentemente evaporado en la medida que se mueve hacia la superficie
del líquido. Seguidamente, comienzan a formarse burbujas en la superficie
de transferencia, las cuales inicialmente desaparecen por condensación en la
masa de líquido, al desprenderse de la superficie. A medida que la diferencia
de temperatura se incrementa, crece el número de burbujas y solo alguna de
ellas desaparecen en la superficie del líquido. (PDVSA, 1995)
Marco Metodológico
51
2.2.8.2 Tipos de Intercambiadores:
Los intercambiadores son diseñados para satisfacer requerimientos
específicos, existiendo en el mercado una gran diversidad de tipos que
difieren en tamaño y forma. Estos tipos son clasificados de acuerdo a
diferentes criterios, tales como procesos y mecanismos de transferencia de
calor, grado de compacticidad de la superficie, patrón de flujo, número de
fluidos, geometría y tipo de construcción.
Intercambiador de tubo y carcasa.
Es considerado como uno de los equipos de transferencia de calor
más importante, debido a que por su estructura es posible crear infinidad de
tipos de intercambiadores. Básicamente consisten en una serie de tubos
colocados dentro de una coraza.
No es caro, es fácil de limpiar y relativamente fácil de construir en
diferentes tamaños y puede ser diseñado para presiones desde moderadas a
altas, sin que varíe sustancialmente el costo. Mecánicamente resistente para
soportar las tensiones a la cual es sometido durante la etapa de fabricación,
el envío, montaje e instalación en sitio; y los esfuerzos externos e internos en
las condiciones normales de operación, debido a los cambios en temperatura
y presión. Fácil de mantener y reparar (aquellas partes sujetas a fallas
frecuentes, tubos y empacaduras, son fáciles de reemplazar).
El intercambiador de carcasa y tubos es utilizado cuando se necesitan
superficies grandes de transferencia de calor y el mismo surge en respuesta
a la demanda de procesos industriales para los cuales los ya existentes
intercambiadores doble tubo eran poco prácticos, pues para cumplir con las
especificaciones del proceso se requería de una cantidad considerable de
éstos, lo cual se traducía en un gran consumo de espacio.
Cada fluido en el intercambiador, luego de transferir calor puede
retornar al mismo y ejecutar un nuevo intercambio una y más veces. Cada
recorrido por el intercambiador se conoce como paso del fluido. Así existirán
intercambiadores de 1 paso por la carcasa y de 1 a 2, 4, 6 y 8 pasos por los
Marco Metodológico
52
tubos, 2 pasos por la carcasa y de 1 a 2, 4, 6, y 8 pasos por los tubos y
algunas otras combinaciones posibles.
• Partes del Intercambiador de Tubo y Coraza:
Las partes más importantes del intercambiador en caso son:
o Tubos: Pueden ser de acero, cobre, aleaciones de
aluminio-bronce y acero inoxidable. Los espesores están determinados por
catálogos de BWG. Tienen tamaños estándar y diámetros externos que
varían entre ¾ a 1½ de pulgada. Para disponer los tubos existen tres tipos
de arreglo (triangular, cuadrado y romboidal) y se les pueden colocar aletas
para aumentar la transferencia de calor. También pueden tener varios pasos
a través del equipo los cuales son 1, 2, 4 u 8 pasos de tubos.
o Carcasa: Los tamaños pueden variar desde 8 hasta 120
pulgadas. Para los d < 12’’ se utilizan tuberías estándares de acero y para d
> 12’’ se usan placas de acero. El número de tubos que entran en una coraza
está determinado por las normas de la Tubular Exchanger Manufactures
Association (TEMA). Estas tablas muestran el número de tubos dentro de un
intercambiador, conocido el diámetro interno de la coraza, el tipo de arreglo,
el pitch, el diámetro de los tubos y el tipo de cabezal a utilizar.
o Deflectores: Conocidos también como baffles, son
dispositivos que se colocan en la coraza con el propósito de aumentar la
turbulencia para incrementar la transferencia de calor. Los más comunes
para los equipos de tubo y coraza es usar deflectores segmentados; los
cuales consisten en una lámina de metal perforada y segmentada que se
coloca a una altura equivalente del 75% (generalmente) del diámetro interno
de la coraza. Otros deflectores son el de orificio y el de disco y corona, los
cuales no son muy utilizados.
o Cabezal de tubos: Es la que permite la distribución del
fluido que pasa por los tubos. Existen tres tipos:
Marco Metodológico
53
Cabezal fijo: En este tipo se colocan los cabezales sin
libertad de movimiento dentro de la coraza, ya sean soldados o atornillados.
La expansión térmica en este tipo de cabezal puede producir grandes
esfuerzos en los tubos haciendo que estos se dañen, por lo que es necesario
acoplarle una junta de expansión térmica para así disminuir el esfuerzo.
Cabezal flotante: Permite evitar los esfuerzos
producidos por la expansión y contracción de los tubos causados por la
temperatura, ya que en él los tubos están dispuestos de tal forma que son
independientes de la coraza mediante una junta elástica, que puede ser del
tipo mecánico o viscoelástico.
Tubos en U: Los tubos U también permiten la libre
dilatación de los tubos. Debido a que el diámetro más pequeño al cual se
puede doblar un tubo de este tipo sin deformar el diámetro exterior es de
tres a cuatro veces el diámetro del tubo, esto trae como consecuencia que se
tengan que omitir algunos tubos en el centro del haz.
Figura 2.10. Partes de un Intercambiador de tubo y carcasa (PDVSA,
1995).
Conexión de drenaje
Anillo de izamiento
Boquilla del canal
Canal
Divisor de pasos
Cubierta del canal
Placa de tubo fija
Boquilla del canal Canal
de la carcasa Silla de soporte
Conexión para instrumentación
Boquilla de la carcasa
Cubierta de la
carcasa
Cabezal flotante
Placa de tubo flotante
Conexión de venteo
Anillo de izamiento
Brida del
cabezal flotante
Brida del extremo de la cubierta de
carcasa
Carcasa
Deflectores transversales
Boquilla de la carcasa
Barras tirantes y espaciadoras Deflectores
de choque
Marco Metodológico
54
• Tipos de Intercambiadores de tubo y carcasa:
Hay tres tipos básicos de intercambiadores de tubo y carcaza,
dependiendo del método utilizado para mantener los tubos dentro de la
carcaza.
o Intercambiadores de placa de tubos fija o de cabezal fijo
En este caso, el equipo tiene tubos rectos, asegurados en ambos
extremos en placas de tubos soldados a la carcaza. En este tipo de
construcción, algunas veces es necesario incorporar en la carcaza una junta
de expansión o una junta de empaques, debido a la expansión diferencial de
la carcaza y los tubos. Esta expansión se debe a la operación del equipo a
diferentes temperaturas y a la utilización de diferentes materiales en la
construcción. El haz de tubos no puede ser removido para inspección y
limpieza, pero el cabezal en el lado de los tubos, las empacaduras, la
cubierta del canal, etc. son accesibles para mantenimiento y reemplazo de
las partes. La carcaza puede ser limpiada por retrolavado o químicamente.
Los intercambiadores de cabezal fijo son usados en servicios
donde el fluido de la carcaza es un fluido limpio, como vapor de agua, etc.
(PDVSA, 1995)
o Intercambiadores con tubos en U
Este tipo de intercambiador utiliza tubos en forma de U, con
ambos extremos de los tubos sujetados a una placa de tubos simple,
eliminándose así los problemas de expansión diferencial porque los tubos
pueden expandirse y contraerse libremente, la forma de U absorbe estos
cambios.
El haz de tubos puede ser removido de la carcaza para
inspección y limpieza; pero la limpieza mecánica interna de los tubos y su
reemplazo es difícil, por lo que este tipo de intercambiadores es usualmente
aplicable en servicios limpios o cuando la limpieza química es efectiva.
(PDVSA, 1995)
Marco Metodológico
55
o Intercambiadores de cabezal flotante
Al igual que las unidades de cabezal fijo, presenta dos placas
de tubos, pero con solo una de ellas soldada a la carcaza y la otra
moviéndose libremente, y así evitando los problemas de expansión
diferencial. El haz de tubos de este tipo de intercambiador puede removerse
para mantenimiento y para la limpieza mecánica de la carcaza y los tubos,
también, pueden ser limpiados mecánicamente tanto en su exterior como en
su interior. Este equipo es apropiado para servicios asociados a altas
temperatura y presiones, pero limitado a aquellos servicios donde la fuga del
fluido contenido en la carcaza es tolerable.
Los intercambiadores de carcaza y tubos se diseñan y fabrican de
acuerdo a los estándares de la Asociación de Fabricantes de
Intercambiadores tubulares (Tubular Exchanger Manufacturers Association
“TEMA”). Para esta asociación existen tres clases estándares de construcción
mecánica de intercambiadores: R, C y B.
El equipo que se fabrica de acuerdo a los patrones de la Clase R,
cumplen con todos los requisitos para los servicios que involucran una
transferencia de calor elevada.
Los construidos de acuerdo a la clase C, se caracterizan por bajas
tendencias a la corrosión y ensuciamiento, requiriendo factores de
ensuciamiento que no exceden de 0.00035 m2°C/W y límites permisibles de
corrosión que no excedan 3.0 mm (1/8 pulg), para la unidad que se esté
considerando. Este tipo de unidades pueden ser consideradas como equipos
cuya frecuencia de mantenimiento es baja.
Aunque las unidades que se fabrican de acuerdo a la Clase R o a la
Clase C, cumplen con todos los requisitos de los códigos pertinentes, (ASME
u otros códigos nacionales); las unidades Clase C se diseñan para lograr una
mayor economía, pudiéndose conseguir un ahorro en costos de hasta el 5%
con respecto a las unidades Clase R (PDVSA, 1995).
Marco Metodológico
56
Enfriadores de aire
Los enfriadores de aire consisten de uno o más ventiladores de flujo
axial, velocidades relativamente bajas y diámetros grandes, que forzan o
inducen al aire a fluir a través de un banco de tubos, generalmente con
aletas.
La configuración básica de una unidad es un banco de tubos
aleteados montado sobre una estructura de acero con una cámara de pleno
y un anillo vénturi, un motor y otros accesorios como persianas, guarda
ventilador, alambrado e interruptores de vibración.
En general, los enfriadores de aire resultan especialmente atractivos
en aquéllas localidades donde el agua escasea o requieren un tratamiento
costoso como una torre de enfriamiento, donde las leyes de contaminación
ambiental establezcan requisitos estrictos para los efluentes de agua, donde
la expansión de los sistemas de agua de enfriamiento sea necesaria, o donde
la naturaleza del medio enfriante cause taponamientos frecuentes o
problemas de corrosión.
En resumen, estas unidades requieren una inversión inicial mas alta
que los enfriadores de agua pero los costos de operación y mantenimiento
son menores. Estos equipos se utilizan con frecuencia en combinación con
enfriadores de agua, cuando se requiere remover una gran cantidad de calor.
En este caso los enfriadores de aire remueven primero la mayor parte del
calor y el enfriamiento final se consigue con los de agua.
Estas unidades aún con el ventilador apagado, son capaces de
remover por convección natural entre 15 y 35% del calor de diseño,
dependiendo del rango de temperatura de la corriente de proceso entrando al
enfriador. Los enfriadores de aire ocupan un área relativamente grande. Por
lo tanto, estas unidades se instalan normalmente encima de los tendidos de
líneas y de los equipos de proceso, tales como tambores e intercambiadores.
Marco Metodológico
57
Cuando se considere la instalación de enfriadores de aire, se debería
tomar en cuenta el efecto que puedan tener las pérdidas de calor de los
equipos circundantes, en la temperatura de entrada del aire. (PDVSA, 1995)
Intercambiadores de placas
Estos intercambiadores se utilizan en la industria química y de
alimentos, pero se ha extendido considerablemente hacia la industria
petrolera, especialmente cuando se requiere un sistema de intercambio de
calor compacto y flexible en rangos de temperatura por debajo de 250 °C
(482 °F) y 2533 kPa man. (368 psig).
En estas unidades, la superficie de transferencia de calor es
construida de planchas de metal en lugar de tubos. Estas planchas pueden
ser de superficie lisa, corrugada o canalizada. Dependiendo del tipo de
superficie de la plancha y de la configuración de la unidad, se conocen
cuatro (4) tipos de intercambiadores de placas:
• Intercambiadores de placas en espiral (Spiral Plate).
Estas unidades consisten, esencialmente, de dos planchas
paralelas, enrolladas en espiral y soldados, adecuadamente, los extremos
alternos de las planchas adyacentes para formar un par de canales
concéntricos. Las planchas son separadas por protuberancias abollonadas
en una de las planchas. Un fluido entra en el centro del espiral y fluye hacia
afuera; mientras el otro entra en la periferia y fluye hacia el centro, en
contracorriente.
Debido a la trayectoria en espiral de los fluidos, estas unidades
presentan un coeficiente global de transferencia de calor más alto que las
unidades convencionales y una reducción de la formación de depósitos de
sucio. Son utilizables en el manejo de fluidos viscosos o con contenido de
sólidos, y como condensadores o reboilers. (PDVSA, 1995)
Marco Metodológico
58
Figura 2.11. Diagrama Esquemático de Intercambiadores de Placa
(PDVSA, 1995).
• Intercambiadores de placas con empacadura (Plate–and–
Frame Exchanger)
Estas unidades consisten en un conjunto de planchas de metal
muy delgadas y corrugadas, mantenidas juntas en un bastidor y selladas en
sus bordes, para prevenir fugas hacia afuera, por una empacadura
compresible, formando así una serie de pasadizos estrechos e
interconectados, a través de los cuales son bombeados los fluidos. El fluido
caliente y el frío siguen pasadizos alternos y el calor es transferido a través
de las planchas con una resistencia térmica relativamente baja.
El bastidor es una estructura rígida, formado por una placa fija en
un extremo y una columna de soporte en el otro; conectados ambos en el
tope por una barra de sustentación y en el fondo por un riel guía. Pueden
ser fabricadas con cualquier metal, aunque acero al carbono es poco usado
porque el equipo no sería competitivo con las unidades de tubo y carcaza.
Los rangos de temperatura y presión son limitados a valores relativamente
bajos, debido al material de la empacadura y de construcción. (PDVSA,
1995)
Marco Metodológico
59
Figura 2.12. Intercambiador de Placas (PDVSA, 1995).
• Intercambiadores de placas con aletas (Plate–and–Fin
Exchanger).
Los intercambiadores de placas con aletas representan la forma
mas compacta de superficie de transferencia de calor, por lo menos en el
caso usual donde los fluidos deben mantenerse separados. El peso también
es mantenido al mínimo.
La presión de diseño puede alcanzar hasta 4826 kPa. (700 psig.) y
la temperatura en el orden de los 800°C (1472°F), inclusive temperaturas
mas altas pueden usarse, si se utiliza como material de construcción,
cerámica. Usualmente, el material de construcción es aluminio y las
condiciones máximas de diseño son 4100 kPa. (600 psig) y 67°C (150°F).
Estas unidades son construidas de múltiples capas de hojas de
metal corrugadas (aletas), formando una especie de matriz porosa o
corrugada, colocada entre láminas planas de metal que sirven como tabiques
separadores. El fluido entrando y saliendo de de la matriz corrugada es
Marco Metodológico
60
controlado por distribuidores, con una barra lateral sólida usada para
prevenir que un fluido entre en los canales del otro fluido. (PDVSA, 1995)
Figura 2.13. Sección de un intercambiador con aletas (PDVSA, 1995).
• Intercambiadores de láminas repujadas (Patterned Plates).
En estas unidades las superficies de transferencia de calor son
construidas con dos planchas de metal, una de las cuales o ambas son
repujadas, unidas con soldadura normal o de latón de tal manera que
forman canales parecidos a un serpentín. Un fluido circula a través de
dichos canales y el otro alrededor de la superficie externa de las planchas.
Estas unidades son poco costosas, livianas y fáciles de limpiar en el lado
externo. Su aplicación principal es el enfriamiento y calentamiento de
tanques. (PDVSA, 1995)
Marco Metodológico
61
TABLA 2.2
SUMARIO DE LOS DIFERENTES TIPOS DE
INTERCAMBIADORES DE CALOR.
(PDVSA, 1995)
CAPÍTULO III
En la siguiente sección se dará una breve explicación acerca del proceso
de producción de amoníaco del Complejo Petroquímico de Morón,
destacándose la etapa de remoción de CO2 con alcanolaminas.
3.1 Proceso de obtención del Amoníaco (Instalación 180A):
Marco Metodológico
62
La planta de amoníaco del Complejo Morón está diseñada para producir
660 TM/D de amoníaco anhidro mediante el proceso de reformación de gas
metano con vapor. El proceso es un diseño de CHEMICO y la planta fue
construida por la Compañía MITSUBISHI HEAVY INDUSTRIES.
Figura 3.1 Vista aérea de la planta de Amoníaco.
Las etapas de producción de amoníaco son:
• Hidrodesulfuración
• Reformación
• Conversión de CO
• Remoción de CO2
• Metanación
• Síntesis
• Refrigeración
• Almacenamiento
3.1.1 Hidrodesulfuración:
Marco Metodológico
63
El gas metano (GM) suplido por PDVSA Gas desde Anaco a la presión de
20 kgcm-2g es comprimido hasta 31 kgcm-2g mediante un compresor de una
sola etapa llamado compresor de gas metano (CC-803), este gas sale a una
temperatura de 85°C pasando luego por los precalentadores (H-702 A/B)
para ser calentado hasta 370°C y de allí a los desulfuradores (SR-701
A/B/C) a través de un catalizador de cobalto/molibdeno contenido en el SR-
701C y luego óxido de zinc contenido en los SR-701 A/B, para reducir el
contenido de azufre hasta un máximo de 0.01 ppm. Luego es mezclado con
vapor de 30 kgcm-2g de presión y precalentado hasta 510°C en el
precalentador de gas metano y vapor (H-704).
Figura 3.2 Hidrodesulfuradores SR-701A/B/C.
3.1.2 Reformación:
El gas que sale del precalentador H-704 es introducido en el reformador
primario (A-701), en donde reacciona sobre un lecho catalítico que contiene
níquel (Ni) al 12% como elemento activo. Las reacciones más importantes
que se llevan a cabo en el reactor, son las siguientes:
Marco Metodológico
64
CnH2n+2 + nH2O nCO + (2n+1)H2 (Reformación) (3.1)
CO + H2O CO2 + H2 (Conversión de CO) (3.2)
La primera reacción es altamente endotérmica y requiere elevadas
temperaturas (por encima de 570°C). El calor necesario para llevar a cabo
esta reacción se obtiene a través de cuarenta y dos (42) quemadores que
calientan la parte externa de 224 tubos de 4 pulgadas de diámetro que
contienen el catalizador.
La mezcla de gases que sale del reformador primario A-701 entre 750 a
780°C y 25 kg cm-2g, tiene la siguiente composición molar en base seca:
Componente Composición (%)
CO 8.30
CO2 12.74
CH4 10.80
H2 68.06
N2 0.10
Ar 0.00
En este reformador suceden otras reacciones que se llaman secundarias,
pero que afectan el rendimiento del reactor en la medida en que los
parámetros de operación se salgan fuera de control.
Algunas de estas reacciones secundarias se describen a continuación:
CH4 C(s) + 2H2 (3.3)
2CO C(s) + CO2 (3.4)
El gas proveniente del Reformador Primario (A-701) es alimentado al
Reformador Secundario (A-702) con la finalidad de continuar la reacción de
reformación del metano y producir la mayor cantidad de hidrógeno posible.
En este reformador se inyecta aire para proporcionar el nitrógeno (N2)
necesario para la formación del amoníaco, por lo tanto, además de la
Marco Metodológico
65
reacción de reformación, se lleva a cabo la reacción de combustión del
metano (CH4) residual proveniente del reformador primario (A-701) y el calor
generado por la combustión es aprovechado para la reacción de reformación,
en este reactor se producen las siguientes reacciones:
CH4 + 2O2 CO2 + 2H2O (3.5)
H2O + CO CO2 + H2 (3.6)
CH4 + H2O CO + 3H2 (3.7)
H2 + 1/2O2 H2O (3.8)
El reformador secundario contiene un catalizador similar al del
reformador primario conteniendo también níquel al 16% como material
activo.
El gas que sale del reformador secundario (A-702) tiene la siguiente
composición molar en base seca:
Componente Composición (%)
CO 13.97
CO2 8.19
CH4 0.25
H2 54.95
N2 22.35
Ar 0.29
Marco Metodológico
66
Figura 3.3 Reformador Primario
3.1.3 Conversión:
El monóxido de carbono (CO) es convertido en hidrógeno (H2) y dióxido de
carbono (CO2) por medio de una reacción catalítica entre el CO y el vapor:
CO + H2O CO2 + H2 (3.9)
Esta conversión se lleva a cabo en dos etapas, una etapa de alta
temperatura y otra de baja temperatura con un enfriamiento del gas de
proceso entre ambas etapas, y el calor removido es utilizado para generar
vapor de 100 kg cm-2g y 10 kg cm-2g. Los componentes activos del
catalizador del convertidor primario (o de alta temperatura A-703), son óxido
de hierro y óxido de cobre al 89% y 9% respectivamente. El convertidor
secundario (o de baja temperatura A-705), tiene un catalizador formado
principalmente por óxido de cobre y óxido de zinc al 42% y 47%
respectivamente.
Marco Metodológico
67
Los gases que salen de los convertidores de alta y baja temperatura (A-
703/A-705) tienen las siguientes composiciones molares en base seca:
Componente
Composición del
convertidor de alta (%)
Composición del
convertidor de baja (%)
CO 2.00 0.25
CO2 17.38 19.26
CH4 0.44 0.30
H2 59.57 60.26
N2 20.35 19.68
Ar 0.26 0.25
Figura 3.4 Convertidor de Baja (A-705)
3.1.4 Remoción de Dióxido de Carbono
En esta etapa, el CO2 contenido en el gas de proceso proveniente del
Convertidor Secundario se remueve a través de dos sistemas de absorción en
serie con aminas. Este gas de proceso pasa a través de absorbedores de CO2
de TEA (Trietanolamina) y MEA (Monoetanolamina), donde el CO2 se absorbe
Marco Metodológico
68
químicamente con la amina. El gas de proceso dulce retorna a la sección de
reformación para la etapa de metanación. Por ser la reacción entre el CO2 y
la amina reversible, la amina es regenerada en las torres de regeneración y
reutilizada como solvente en las torres absorbedoras. El CO2 generado en las
torres regeneradoras es enviado como materia prima a la planta de Urea.
3.1.4.1 Circuito de TEA:
El gas de proceso proveniente de la sección de reformación pasa a
través del rehervidor de la torre regeneradora de MEA (F-753), donde se
utiliza como fuente de calor para la regeneración de la misma. Luego de su
enfriamiento en el rehervidor, el condensado generado en el gas se separa en
el flash SR-755, para posteriormente enfriarse por medio de un banco de
intercambiadores (F-758 A/B y F-760), hasta alcanzar los 70°C. De nuevo el
condensado generado se separa en el flash final SR-754.
El gas de proceso entra en contacto con el solvente (TEA) que
desciende desde el tope de la torre absorbedora (C-751), en la que el CO2 del
gas reacciona con la TEA, mediante la siguiente reacción:
• CATALISIS BASICA DE HIDRATACION DE CO2 (LENTA)
CO2 + H2O H+ + HCO3-
H+ + R2NCH3 R2NCH4+ (3.10)
CO2 + H2O + R2NCH3 R2NCH4++ HCO3-
En esta etapa se elimina aproximadamente el 69% del CO2.
El gas que se encuentra en el tope de la torre pasa a través de una
pequeña sección de lavado con agua del condensado del SR-755, bombeada
por las PC-754 A/B, que consiste de 3 platos (Glitisch Ballast), con la
finalidad de reducir las perdidas de amina debido al arrastre.
Marco Metodológico
69
El gas de proceso que deja el tope de la torre C-751, fluye hacia el
enfriador F-751 donde su temperatura se disminuye hasta
aproximadamente 46°C, y cualquier cantidad de agua que condense
combinada con la posible TEA arrastrada por el gas, es separada en el SR-
752. Este condensado es introducido al proceso en la entrada del Separador
Instantáneo Intermedio, SR-751 en vez de enviarlo al drenaje y tener
pérdidas de solvente.
El solvente rico en CO2 (TEA Rica) que abandona la torre C-751 se
calienta en el intercambiador F-757, para luego pasar a la turbina X-751
donde se reduce la presión hasta 6 kg cm-2g, los gases generados por esta
expansión son venteados a la atmósfera en el separador instantáneo
intermedio (SR-751). La presión en el solvente se reduce de nuevo, antes de
introducirse por el tope de la desorbedora C-753, ya que las bajas presiones
ayudan a que el CO2 se separe del solvente.
El CO2 saturado de agua que abandona el tope de la regeneradora C-
753, fluye hacia el condensador F-764, en el que la temperatura se reduce
hasta 55°C desde aproximadamente 70°C por medio de aire, el condensado
se separa en el flash SR-764 y es bombeado hacia la regeneradora para
evitar las pérdidas de amina.
La solución de TEA pobre en CO2 se marcha de la torre C-753 a 77°C
y es bombeada por las PC-751A/B/C hacia el enfriador F-759, donde
alcanza una temperatura de 70°C para luego ser enviada a la torre
absorbedora C-751.
Marco Metodológico
70
Figura 3.5 Circuito TEA.
• Sistema de filtración de TEA:
Una porción de TEA Pobre proveniente de la salida del
intercambiador F-759 se envía hacia esta sección de filtración. La presión de
esta corriente es aproximadamente 25 kg cm-2g y debe ser reducida hasta 3
kg cm-2g, para extender la vida útil de los filtros.
Este sistema consta de 3 filtros, 2 mecánicos y uno de carbón
activado, todos instalados para reducir el taponamiento de equipos, así como
la corrosión en el sistema. La solución primero fluye por el FI-754A, un filtro
mecánico donde se remueve la mayor parte de los sólidos, luego fluye a
través del filtro de carbón activado con 2.44 m de diámetro para remover el
contenido de grasas y aceites contenidas en la amina, FI-753; para
posteriormente pasar por el último filtro mecánico FI-754B, donde se
remueve cualquier sólido remanente en esta sección. La solución resultante
es devuelta al sistema en la succión de las bombas PC-751A/B/C.
Marco Metodológico
71
Figura 3.6 Filtros de TEA
3.1.4.2 Circuito de MEA:
El CO2 remanente en el gas de proceso proveniente del separador SR-
752 entra a la absorbedora C-752, con una composición molar de 6.92%,
donde se pone en contacto con una solución de MEA al 30% que desciende
por la torre. La concentración de CO2 en el gas se reduce hasta 0.05% molar
y el gas de proceso en el tope de la torre es enviado hacia el Metanador A-
704. La reacción que se lleva a cabo en esta torre es:
• FORMACION DE CARBAMATO (RÁPIDA)
CO2 + C2H4OHNH C2H4OHN+HCOO-
C2H4OHN+HCOO- + C2H4OHNH C2H4OHNCOO- + C2H4OHNH2+ (3.11)
CO2 + 2C2H4OHNH C2H4OHNH2 + C2H4OHNHCOO-
Marco Metodológico
72
• ACIDO BASE (LENTA)
CO2 + H2O H2CO3 (Acido Carbónico)
H2CO3 H+ + HCO3- (Bicarbonato) (3.12)
H+ + C2H4OHNH C2H4OHNH2+
CO2 + H2O + C2H4OHNH C2H4OHNH2+ HCO3-
La solución de MEA rica en CO2 del fondo de la torre C-752 se envía
hacia el intercambiador F-755, y luego hacia el intercambiador F-755B,
donde se intercambia calor con la solución de MEA pobre en CO2
proveniente de la torre regeneradora de MEA (C-754). Aquí la solución rica
en CO2 se calienta hasta 100°C y su presión se reduce antes de ingresar al
tope de la regeneradora. En esta torre la solución de MEA pobre entra en
contacto con el vapor procedente del rehervidor de MEA F-753 que sirve
como fuente de calor en la regeneración de la amina. La MEA pobre en CO2
deja la torre a 117°C y es enfriado al intercambiar calor en el F-755 con la
solución de MEA rica. Luego la MEA pobre es bombeada por las PC-752A/B
y nuevamente enfriada en el intercambiador F-756 antes de ser
suministrada al tope de la torre absorbedora.
La corriente de CO2 y el vapor en el tope de la regeneradora se envía al
condensador de MEA (F-752), donde es enfriada hasta 96.2°C, y el
condensado generado es recuperado en el separador SR-753 y retornado a la
torre regeneradora. La corriente de CO2 por el tope del separador SR-753 se
mezcla con la corriente de CO2 proveniente de la torre regeneradora de TEA y
fluyen hacia la planta de Urea.
Marco Metodológico
73
Figura 3.7 Circuito MEA.
• Sistema de purificación y filtrado de MEA:
De nuevo igualmente que en la sección de filtración de TEA, la
solución viene del circuito a alta presión, aproximadamente entre 25-26
kgcm-2g y debe ser reducida hasta los 3.5 kg cm-2g antes de entrar al filtro
FI-756A, para evitar el deterioro de los filtros, por lo que se hace pasar por
una válvula estrangulada. En este filtro se remueve una gran parte de
partículas, pero no las suficientes como para limpiar el sistema, es por ello
que la solución va al filtro FI-752 (carbón activado) en el que se remueven
los compuestos orgánicos en la solución y después por el último filtro
mecánico FI-756B.
La solución resultante se envía al sistema Amine Guard para la
inclusión de los inhibidores de corrosión. El flujo de este sistema debe ser de
11.4 m3 h-1 a 13.6 m3 h-1, esto se logra a través del indicador FISH/L-7515,
sólo la mitad de este flujo va al filtro de carbón, la otra mitad se une con la
solución del FI-756B y van hacia el sistema Amine Guard.
Marco Metodológico
74
Figura 3.8 Filtros de Mea.
• Amine Guard:
El sistema Amine Guard se implementa en la sección para evitar la
corrosión de las líneas y equipos originadas al trabajar con una solución de
MEA al 30% en peso de concentración. Consiste en dos tanques
mezcladores, tres bombas y la respectiva instrumentación.
La solución al 30% de MEA entra al sistema a través de la válvula LV-
7542 hacia el tanque SR-760 (Tanque de Aireación), donde se adiciona el
inhibidor C (Metavanadato de Sodio), pero previo a esto, es indispensable la
adición del condensado o el agua desmineralizada a 80°C para alcanzar la
solubilidad del inhibidor. Este inhibidor se debe añadir para garantizar que
en el circuito de lavado con MEA se obtenga un contenido de vanadio total
de 400-600 ppm.
El componente activo de este inhibidor es el vanadio +5. Al ingresar al
circuito de MEA éste se reduce de vanadio +5 a vanadio+4, por lo que se
Marco Metodológico
75
añade al tanque un flujo adecuado de aire tal que oxide el vanadio y lo lleve
al estado +5, saliendo del sistema de 50-100 ppm de vanadio +5. El flujo de
aire seco introducido en el fondo del tanque, se controla manualmente a
través de una válvula de globo a la salida del indicador de flujo FI-7515.
La solución de MEA con los inhibidores regenerados es bombeada por
las PC-758 A/B hacia la succión de las bombas PC-752 A/B para ingresar al
circuito de MEA.
Existe otro tanque de mezclado, SR-761, que es utilizado para la
mezcla de los inhibidores A y B cuando hay déficit de estos en el sistema. El
tanque se llena con condensado o agua desmineralizada a mín. 70°C para
promover la solubilidad de los inhibidores. Se añade al tanque el inhibidor B
(ácido tartárico) hasta que la solución tenga un pH entre 4.5-5, para poder
adicionar el inhibidor A (antimonio), ya que éste es soluble a esas
condiciones de pH. Al finalizar el mezclado, la solución se envía al circuito a
la salida del F-755 (MEA pobre).
Figura 3.9 Amine Guard.
Marco Metodológico
76
• Purificador de Amina (MEA):
Adicionalmente otra corriente con solución de MEA pobre proveniente de
la salida del regenerador C-754, es enviada al purificador F-754, donde se
remueven las impurezas corrosivas resultado de la oxidación y
descomposición térmica de la amina (Productos de degradación de la amina
y sales termoestables). Este proceso es posible ya que los productos
corrosivos no son volátiles, por lo que pueden ser separados por destilación.
La rata de flujo que se purifica es 1.075 kg h-1 en condiciones
normales de operación y el vapor o fuente de calor que se introduce al
equipo tiene una presión de 10 kg cm-2g.
La solución de MEA ebulle dentro del purificador y el agua se destila,
cierta cantidad de MEA comienza a evaporarse y finalmente la concentración
de MEA en el vapor se iguala con la concentración de MEA que entra al
purificador.
Este equipo trabaja por carga y para su puesta en funcionamiento se
necesita adicionarle carbonato de sodio (Soda Ash), esto con el fin de que
reaccionen las sales termoestables y se libere la molécula de amina,
formándose y acumulándose sales hasta que se alcance una temperatura de
149°C, donde se termina el ciclo del equipo y el lodo formado por las sales se
desecha por el fondo del mismo.
Figura 3.10 Purificador de MEA (F-754).
Marco Metodológico
77
3.1.5 Metanación:
El CO y CO2 contenido en el gas que viene de la sección de remoción
de CO2, es transformado en metano (CH4) en presencia de un catalizador de
óxido de níquel al 20% en peso, las reacciones que se llevan a cabo en este
reactor son las siguientes:
CO + 3H2 CH4 + H2O (3.13)
CO2 + 4H2 CH4 + 2 H2O (3.14)
Después de la metanación, el gas de síntesis contiene máximo 10 ppm
de CO más CO2 y el metano formado queda como inerte en el lazo de
recirculación de síntesis.
El gas de síntesis que sale del metanador, tiene la siguiente
composición molar en base seca:
Figura 3.11 Metanador
Componente Composición (%)
CO más CO2 0.001
CH4 0.879
H2 74.100
N2 24.700
Ar 0.320
Marco Metodológico
78
3.1.6 Síntesis:
El gas de síntesis producido en la sección de reformación, se comprime
en varias etapas en el compresor de síntesis hasta la presión requerida para
la síntesis de amoníaco.
El compresor de gas de síntesis (CC-801) es movido por una turbina de
vapor (TV-801) y consta de tres cajas, las cajas 1 y 2 representan la 1ra. y
2da. etapa de compresión del gas preparado de síntesis. La 3ra. está dividida
en dos secciones: una de ella es la tercera etapa de compresión del gas de
síntesis y la otra es la etapa de compresión del gas de reciclo de la sección de
síntesis.
°C °C Kg/cm2 Kg/cm2 Etapa Succión Descarga Succión Descarga
1 -30.5 111.1 18.87 62.09 2 -22.3 78 61.37 126.6 3 78 125.5 126.6 165.5
Recirculación 23.9 45.3 160.5 185
La síntesis de amoníaco se lleva a cabo a través de una reacción
exotérmica que puede ser representada por la ecuación siguiente:
N2 + 3H2 2NH3 (3.15)
Figura 3.12 Reactor de Síntesis de Amoníaco.
Marco Metodológico
79
3.1.7 Refrigeración:
El amoníaco producido en el convertidor de síntesis (A-801), es
condensado y enfriado hasta la temperatura de -32°C y es enviado hacia la
sección de refrigeración con la finalidad de mantenerlo líquido y evitar las
pérdidas de producto por evaporación.
La Sección de Refrigeración maneja el amoníaco líquido producido a
diferentes temperaturas y lo hace recircular como refrigerante en la sección
de síntesis de la planta. El amoníaco líquido, ya caliente proveniente de los
diferentes intercambiadores de calor, fluye en cascada a través de una serie
de separadores (SR-857/6/5/4/3) en donde se expande y baja su
temperatura, como consecuencia de esa expansión.
El gas generado en los separadores, se comprime y se vuelve a
expandir repitiendo cinco (5) veces este ciclo, el cual es realizado por el
compresor de refrigeración (CC-851) y el amoníaco líquido producido es
enviado a los tanques de almacenamiento SR-860 y SR-860 A, los cuales
tienen una capacidad de 3000TM y 10000 TM respectivamente. Este
amoníaco es enviado a las diferentes plantas del complejo como materia
prima y también se despacha a industrias del interior del país.
3.13 Torre de Refrigeración.
Marco Metodológico
80
3.1.8 Almacenamiento
La producción de amoníaco puede ser almacenada en dos tanques, los
cuales son:
3.1.8.1 SR-860
El amoníaco producido puede ser enviado a este tanque que tiene una
capacidad almacenamiento de 3000TM, sus condiciones de operación están
en -33°C y 500 mmH2O.
Desde este tanque se puede enviar amoníaco con las bombas PC-101,
PC-102 y PC-703 a las diferentes instalaciones que ameriten. Existe una
línea desde este tanque hacia el SR-860A de gas para su condensación.
3.1.8.2 SR-860-A
Normalmente este tanque está recibiendo la producción de amoníaco,
posee una capacidad de almacenamiento de 10000 TM.
Desde este tanque se puede enviar con las bombas PC-1A/B/C hacia
las diferentes instalaciones que lo ameriten.
Este tanque posee un sistema de compresión que evita la pérdida del
amoníaco evaporado. Dos compresores alternativos CA-1A/B comprimen los
gases de amoníaco generados por la evaporación, y el amoníaco es
condensado en un sistema y retornado como amoníaco líquido al SR-860-A.
Figura 3.14 Tanque SR-860A CAPÍTULO IV
Marco Metodológico
81
A continuación se describe el desarrollo de las actividades necesarias para el
logro de los objetivos planteados en este trabajo.
El presente trabajo de grado se considera como evaluativo, ya que según
Miriam Balestrini (2001), en su libro “Como se elabora el proyecto de
investigación” se establece que “Los estudios evaluativos proponen describir
y comprender, las relaciones significativas entre variables, así como el
establecimiento de la secuencia causal en la situación o hecho estudiado”,
objetivos fundamentales para la realización de este trabajo, ya que a través
de los balances de masa y energía se establece la relación entre las variables
operacionales que describen, tanto la situación actual como la de diseño de
la sección de lavado de CO2 y se establecen las diferencias entre éstas
variables para posteriormente plantear las causas de estas discrepancias.
4.1 Realización de los balances de masa y energía de la sección de
lavado de CO2 de la planta de amoníaco a condiciones de diseño, a
través del simulador hysys 3.1.
La simulación de procesos de remoción de CO2 o gases ácidos es
fundamental en el área de tratamiento de gas con aminas. El paquete
termodinámico que permita conocer las propiedades de los compuestos
involucrados será la pieza que marcará la pauta en la simulación. La
realización del balance de masa y energía con datos de diseño permitirá
además de conocer en profundidad el proceso, evaluar el paquete
termodinámico dentro de la simulación.
4.1.1 Estudio del proceso de absorción de CO2, a través de los diagramas
de flujo de la sección de lavado.
Para lograr este estudio, se hizo una revisión minuciosa de los diagramas
de flujo de la sección de lavado, así como entrevistas al personal calificado
que permitieron identificar las variables de mayor importancia en el proceso,
los equipos, operaciones unitarias, análisis realizados a las corrientes, etc.
Para ahondar más en el tema se analizan los manuales de descripción del
proceso, así como también se lleva a cabo una búsqueda de información por
Marco Metodológico
82
Internet y en bibliotecas de la unidad técnica de Pequiven Morón, biblioteca
rental de la Escuela de Ingeniería Química, entre otras.
Por otra parte, se realiza una visita a la planta en compañía del operador
de turno e ingeniero de procesos, donde se realiza la observación directa de
los equipos y se establece el recorrido del flujo de gas y de aminas en la
sección.
4.1.2 Determinación de las condiciones de operación a las que debe
trabajar cada equipo en la sección de lavado.
Las condiciones de operación de todos los equipos de la sección de
lavado, se establecieron a través de la revisión de los balances de masa y
energía realizados por la empresa Glitisch para la modificación de la sección
de lavado en el año 1997.
4.1.3 Consulta de los datos de diseño de cada equipo que conforma la
sección de lavado.
La consulta de los datos de diseño se realizó a través de las hojas de
especificación de los equipos, estas son proporcionadas por la empresa
Mitsubishi Heavy Industries, licenciante de la planta de amoníaco,
exceptuando a los equipos que sufrieron modificaciones en el año 1997. Para
estos equipos se utilizó las hojas de especificación proporcionadas por la
empresa Glitisch.
4.1.4 Investigación referente al uso del paquete de simulación Hysys.
Para obtener esta información se busco a través de Internet cursos
referentes a simulaciones bajo ambiente Hysys, manuales del programa,
donde se explica todo lo referente a equipos y paquetes termodinámicos
disponibles, así como la ayuda y los ejemplos proporcionados por el mismo.
4.1.5 Identificación de las variables requeridas por el simulador hysys
para la realización de los balances de masa y energía.
Marco Metodológico
83
Para la identificación de variables requeridas para la simulación se hizo
un análisis de cada equipo a simular, las especificaciones de cada equipo, los
datos de las corrientes involucradas, los reciclos presentes en el sistema,
ajustadores, etc.
4.1.6 Establecimiento del modelo termodinámico que más se adapte a
los datos de diseño, para el tratamiento de mezclas en el proceso.
El tratamiento de gases con aminas es un sistema ampliamente
estudiado, donde las soluciones productos de la reacción entre el CO2 y la
amina, son altamente electrolíticas, por lo que el paquete termodinámico
debe ser un paquete especial, que se adapte a este tipo de soluciones.
En primera instancia se evaluaron paquetes termodinámicos como: Peng
Robinson y NRTL, sólo para el área de acondicionamiento del gas antes de
entrar al circuito cerrado con aminas, resultando efectivos ambos paquetes
para esta etapa del proceso, aunque desde un principio se estableció que el
paquete termodinámico sería el Amine Pkg, ideal para este tipo de proceso de
remoción de CO2, esto con el fin de validar el paquete de aminas cuando sólo
se trataba de gases.
4.1.7 Simulación de los diferentes equipos de la sección de lavado con
datos de diseño.
La simulación de los equipos de la sección de lavado se dividió en dos
circuitos, el circuito de TEA y el de MEA.
Los valores introducidos fueron los proporcionados por el balance de
masa de la empresa Glitisch. Las especificaciones de los equipos fueron
tomados de las hojas de especificación proporcionadas por la empresa
Mitsubishi, exceptuando para aquellos equipos colocados luego de la
modificación de la planta sufrida en el año 1997, como lo es el
intercambiador F-764.
Primero se incorporan los componentes de la simulación: Dióxido de
carbono, monóxido de carbono, hidrógeno, nitrógeno, metano, agua, TEA y
Marco Metodológico
84
MEA. El paquete termodinámico no permite la presencia de Argón en el
sistema, ya que este no es compatible, por lo que se omitió del balance de
masa, ya que es un inerte y no participa en la absorción.
Luego se introducen todos los equipos presentes en la sección, y las
corrientes necesarias para la simulación.
Las corrientes en la simulación se establecieron al introducir el número
de las mismas en la especificación de los equipos, tal como se muestra en la
Figura 4.1 y finalmente las corrientes totales en el sistema se muestran en
las Figuras 4.2 y 4.3.
Figura 4.1. Introducción de las corrientes en el Sistema
Luego, en el caso de los intercambiadores de calor, se introdujo el valor de
UA, que es la multiplicación entre el coeficiente global de transferencia de
Marco Metodológico
82
Figura 4.2. Corrientes en la simulación con el Circuito TEA.
Marco Metodológico
83
Figura 4.3. Corrientes en la simulación del circuito MEA.
Marco Metodológico
88
calor y el área de transferencia de calor, obtenido de las hojas de
especificación, donde se especifican dichos valores. Para las bombas y
turbinas se introdujo la presión de descarga, por lo que el simulador calcula
las potencias requeridas o generadas por las mismas.
4.1.7.1 Circuito TEA
Dentro de este circuito se simula parte de los equipos utilizados para el
acondicionamiento del gas antes de entrar al proceso de absorción (banco de
intercambiadores de calor y separador flash SR-754).
Para la simulación del banco de intercambiadores F-758 A/B y F-760,
primero se simuló sólo con los F-758 A/B como medio de enfriamiento, para
verificar el buen diseño de los mismos.
Por diseño estos intercambiadores deben ser capaces de generar una
transferencia de calor adecuada para llevar el gas hasta 70°C, ya que el F-
760 sólo proporciona el ajuste a la temperatura de entrada a la torre
absorbedora, en caso que los F-758 A/B fallen.
Luego se simuló con el F-760 en funcionamiento, debido a que por la
simulación anterior se tiene que los F-758 A/B por sí solos no son capaces de
intercambiar el calor suficiente para alcanzar los 70°C. Para este caso se
colocó un ajustador, que regulara la fracción de flujo que pasa a través del F-
760 para llevar la temperatura de entrada al flash SR-754 a este valor.
Posteriormente se procedió a simular los equipos correspondientes al
circuito cerrado de TEA, para ello se introdujo un valor aproximado en el
flujo de TEA pobre de entrada a la torre C-751, para empezar a formar el
circuito cerrado, valor que cambió cuando se incluyó el reciclo 3. Aparte de
este reciclo, se tiene uno a la entrada de la C-753 (TEA rica), otro a la entrada
del F-757 (TEA rica) y un último en el agua proveniente del flash SR-764.
Marco Metodológico
89
Las etapas de la torre absorbedora C-751 se obtuvieron variando este valor
hasta conseguir una composición molar de CO2 en la corriente de salida por
el tope de 6.9% en base seca.
Figura 4.4. Especificaciones de la torre C-751 para condiciones de
diseño.
El balance suministrado por la empresa Glitisch, proporciona las
composiciones en base seca, por lo que se calculo la composición en base
húmeda incorporándole a la corriente el flujo de agua y calculando las
respectivas composiciones como el flujo del componente entre el flujo total.
Igualmente las etapas de la torre desorbedora C-753, fueron ajustadas hasta
conseguir un flujo de CO2 en el tope de 600.4 kgmolh-1.
Marco Metodológico
90
Figura 4.5 Especificaciones de la torre C-753 para condiciones de
diseño.
El enfriador de la corriente de gas a la salida de la torre C-753 es un
equipo que posee una configuración de un paso y 5 columnas de tubos, pero
esta configuración no se encuentra dentro de las especificaciones de este
equipo en el simulador, por lo que se colocó la configuración más semejante
que es de un paso con 4 columnas de tubos.
Figura 4.6. Especificaciones del intercambiador F-764.
Marco Metodológico
91
4.1.7.2 Circuito MEA.
La filosofía para este circuito fue semejante a la utilizada para el circuito
de TEA. Primero se introducen las variables correspondientes a la entrada de
gas y MEA pobre a la torre C-752, en este punto fue indispensable introducir
el número de etapas en la torre, por lo que se ajustó ese valor hasta
conseguir 500 ppm de CO2 a la salida de gas por el tope de la misma. Como
especificaciones de la torre se introdujo, además de las etapas teóricas, la
presión de la misma (Ver Figura 4.7).
Para la realización de la simulación de la torre C-752, se procedió a
introducir los valores iniciales de la amina a ser regenerada. El valor de las
variables en esta corriente se modificaron hasta que la torre alcanzara la
convergencia.
Figura 4.7. Especificaciones de la torre C-752 para condiciones de
diseño.
Igualmente las etapas de la torre de regeneración C-754, fueron modificadas
hasta obtener un flujo de CO2 por el tope de la torre de 277.8 kgmolh-1.
Marco Metodológico
92
Figura 4.8. Especificaciones de la torre C-754 con datos de diseño.
En la simulación de los intercambiadores se introducen todas las
variables de las corrientes de entrada, así como el coeficiente global de
transferencia de calor multiplicado por el área de transferencia, y los datos
de los tubos y la carcasa.
Figura 4.9 Especificaciones de intercambiadores de calor (lado carcasa).
Marco Metodológico
93
Figura 4.10. Especificaciones de intercambiadores de calor (lado tubo).
4.1.8 Comparación de los valores obtenidos a través del simulador con
los proporcionados por la empresa Glitisch en sus balances de masa y
energía.
Luego de la simulación es necesario establecer el margen de error entre
los resultados arrojados por el simulador y los encontrados en el balance de
masa y energía. Este error se estableció como la diferencia entre los
resultados dividido entre los valores del balance de masa, y se cálculo para
las variables más importantes de las corrientes, como presión, temperatura,
flujo y composición.
4.2 Realización de los balances de masa y energía de la sección de
lavado de CO2 de la planta de amoníaco a condiciones actuales de
operación, a través del simulador Hysys 3.1.
4.2.1 Verificación de que las variables requeridas por el simulador sean
físicamente medibles en planta.
Para esta verificación se realizó una revisión detallada de los diagramas
de instrumentación y tuberías actualizados, para establecer los puntos de la
planta donde es posible la medición de las variables, para luego realizar
Marco Metodológico
94
visitas a planta con la ayuda del operador de turno e instrumentista donde
se verifique la presencia de los instrumentos encontrados en el diagrama de
instrumentación y tubería.
4.2.2 Realización de la toma de datos en planta de las variables requeridas por el simulador hysys.
Para la toma de datos de las variables requeridas por el simulador se
estableció un plan de muestreo durante 20 días hábiles y se realizaron
visitas a planta diarias para el seguimiento de las variables.
La medición de presión en todo el sistema se realizó con la ayuda del
instrumentista, ya que son pocos los puntos del sistema que poseen
indicadores de presión, por lo que se tomo un único valor para esta variable.
La temperatura se tomó a través de termocuplas instaladas en la sección
para todos los días de la toma de datos. La medición se verificó por medio de
un pirómetro que aunque proporciona la temperatura de pared, arrojó
resultados muy parecidos a los generados por las mismas. Aquellos puntos
en campo donde no se tiene registro de la temperatura, se asumió que la
temperatura del fluido es la proporcionada por el pirómetro.
Los análisis realizados a las muestras de gas (composición en base seca)
y a las distintas aminas (% en peso de la amina, %CO2 y carga ácida) fueron
proporcionados por el laboratorio central del complejo petroquímico, estos se
realizaron 3 veces por semana, ya que son análisis de rutina en este
laboratorio.
Los análisis en el sistema Amine Guard, proporcionaron la concentración
de inhibidor en el sistema y se obtuvieron en el laboratorio central dos veces
por semana, al igual que los análisis de sales termoestables, aunque estos se
realizaron sólo una vez por semana durante la operación del purificador de
aminas F-754.
Marco Metodológico
95
Por otra parte se realizaron mediciones de flujo de agua de enfriamiento
en los diferentes intercambiadores, flujo hacia Amine Guard, y flujos de
condensados a través de un medidor ultrasónico marca Dynasonic,
obteniéndose ocho mediciones para cada punto mencionado.
Para establecer el estado de la sección de filtración se tomó la presión de
entrada y salida de cada filtro en ambos circuitos, y se realizaron análisis de
sólidos en suspensión para la entrada y salida de los filtros mecánicos, así
como análisis de materia orgánica para los filtros de carbón activado.
La medición de los perfiles de temperatura de las torres en planta, se
realizó semanalmente para cada una de las torres absorbedoras. Para esto
se mide la temperatura a diferentes alturas de la torre con la ayuda del
operador de turno, con el fin de establecer el punto donde se tiene la mayor
temperatura que es donde ocurre la mayor reacción.
Otras variables necesarias para la simulación como flujo de MEA y TEA
pobre, presión en las torres regeneradoras (C-753 y C-754), presión en el SR-
751, presión hacia los filtros (MEA y TEA) y flujo de condensado hacia la C-
751 fueron tomadas del panel de control durante todos los días del mes de
agosto del 2005.
4.2.3 Determinación de las propiedades de las corrientes necesarias
para llevar a cabo la simulación.
4.2.3.1 Determinación del flujo de Gas de entrada a la planta
El valor del flujo de gas de entrada al F-753 es fundamental para dar
inicio a la simulación. Fue imposible medirlo en campo, debido a la falta de
instrumentación, por lo que se calculó realizando un balance molar en el
componente argón, en la sección de reformación (Sección previa a la de
lavado de CO2), a partir del flujo molar de aire (Naire), la composición de
argón en el aire (XAr1) y la composición de argón en la corriente salida del A-
705 (XAr2). Ver Figura 4.11 para conocer el volumen de control utilizado en la
realización del balance de masa.
Marco Metodológico
88
AA--770033
FF--770055
AA--770055
FF--770022
FF--770033
FF--770066
Vapor 100 Kgcm -2
Vapor 100 Kgcm-2
Vapor 10 Kg/cm-2 AA--770022
1
2
Volumen de Control
Figura 4.11. Volumen de Control utilizado para el balance de masa en la Sección de Reformación.
Resultados y Discusiones
89
a. Flujo molar de aire:
El flujo molar de aire se obtiene de acuerdo a la ecuación de gases
ideales, a partir del flujo volumétrico del mismo, variable medida a
condiciones normales, desde el 01/08/2005 hasta el 02/09/2005 (Ver tabla
B.22).
b. Composición de Argón en el aire:
Esta composición se obtuvo de los balances de masa realizados por la
empresa Haldor Topsoe para el Complejo Petroquímico de Morón.
c. Composición de Argón a la entrada de la sección de lavado:
Esta composición se obtuvo al calcular el promedio de los valores
obtenidos desde el 01/08/2005 hasta el 02/09/2005. El valor de la
composición fue reportado por el laboratorio Central del Complejo
Petroquímico Morón, de acuerdo a los análisis realizados al gas en este
punto de la sección.
d. Balance Molar:
Flujo de gas en base seca: Se obtiene a partir del balance de masa en
argón, y depende de la composición de argón en base seca en la
corriente de aire, la composición de argón en base seca de la corriente
de entrada de gas a la sección de lavado y del flujo de aire.
Flujo de gas en base húmeda: El flujo de gas en base húmeda se
consigue a partir de la relación vapor gas presente en la corriente de
entrada a lavado. Esta relación se obtiene a través de un análisis
proporcionado por el laboratorio central del complejo.
El flujo de gas húmedo será el flujo de gas seco más la cantidad de
agua en esa corriente expresada como el flujo de gas seco multiplicado
por la relación vapor gas de la misma.
Resultados y Discusiones
90
4.2.3.2 Determinación de los flujos volumétricos en las tuberías de la
sección de lavado.
El flujo volumétrico se calculó a partir del diámetro y las velocidades de las
tuberías tomadas en campo por medio de un medidor de flujo ultrasónico
portátil, ya que el caudal es el área trasversal multiplicada por la velocidad
de la misma.
La velocidad introducida es el promedio de las ocho mediciones tomadas,
y los diámetros de las tuberías se tomaron a partir de los diagramas de
instrumentación y tubería de la sección de lavado.
4.2.4 Simulación los diferentes equipos de la sección de lavado con los
datos tomados en planta.
Las variables a introducir fueron tomadas como el promedio de las
mismas durante la toma de datos en planta, exceptuando las presiones que
sólo pudieron ser medidas una sola vez en el sistema.
4.2.4.1 Circuito TEA:
La sección de TEA incluye el acondicionamiento de la corriente de gas,
por lo que se simuló esta sección introduciendo la caída de presión en los
intercambiadores, así como las temperaturas de todas las corrientes de
entrada y salida de los mismos en el sistema, las especificaciones tanto para
los tubos como para la carcasa, con el fin de calcular el coeficiente de
transferencia global del intercambiador para estas condiciones. Para
sustentar el flujo de gas hacia los F-760 desconocido se introdujo el flujo de
agua necesario hacia los F-758A/B, generando tanto el flujo de gas hacia los
F-758 como hacia el F-760.
Para el intercambiador F-757, se introdujo los valores de las presiones en
cada corriente y se supuso el flujo de TEA rica a calentar, hasta que el
reciclo 1 proporcionó este valor.
Resultados y Discusiones
91
La absorción se lleva a cabo en la columna C-751, las etapas de ésta son
las obtenidas en la simulación con datos de diseño, la corriente de amina
pobre inicialmente fue supuesta hasta que se incorporó el reciclo y éste
calculó las variables de esta corriente. La presión en la torre no fue posible
medirla físicamente en planta, por lo que se tomó el valor de la presión en el
flash, que si fue medido.
Para las bombas y turbinas del sistema se introdujo el valor de la presión
de salida, por lo que el simulador calcula la energía requerida o generada por
las mismas.
Igualmente para la desorción las etapas de la torre introducidas fueron
las generadas por la simulación con datos de diseño, esta se simuló hasta
que la composición molar en base seca de CO2 hacia la planta de urea fuese
99.88%, valor reportado por análisis de laboratorio. El simulador genera
composiciones en base húmeda, por lo que se calculó las composiciones en
base seca a través de un balance de masa en esa corriente.
4.2.4.2 Circuito MEA
El flujo de gas de entrada a la torre C-752, no fue posible medirlo en
planta, por lo que se tomó como flujo el generado por la simulación del
circuito de TEA, las composiciones fueron el promedio de las tomadas
durante el mes de agosto y las etapas de la misma son aquellas calculadas
por la simulación con datos de diseño.
Al igual que para las condiciones de diseño el circuito no fue posible
cerrarlo con el reciclo por lo que se calculó el error entre la corriente de
amina pobre de entrada a la C-752 y la salida del intercambiador F-756.
Para el intercambiador F-755 se introdujo las caídas de presión en el
mismo, así como las temperaturas de salida de la corriente de MEA rica ya
que las demás son calculadas a través del simulador en la etapa de
regeneración. Estas caídas de presión fueron calculadas con los datos
Resultados y Discusiones
92
obtenidos en planta, exceptuando la presión de MEA rica a la salida, ya que
este valor fue proporcionado por los ingenieros de planta, a través del Cv de
la válvula para 100% abierta.
La regeneración se llevó a cabo con las etapas encontradas por diseño y la
amina a regenerar fue inicialmente supuesta hasta que se calculó por medio
del reciclo 1. El reciclo de agua hacia la torre regeneradora se obtuvo con el
flujo de condensado del SR-755 obtenido de la simulación del circuito TEA.
4.3 Análisis de las diferencias existentes entre las condiciones actuales
de operación en la etapa de remoción de CO2 y las condiciones de
diseño.
4.3.1 Cálculo del error existente entre las variables de operación y las
de diseño.
El error entre las variables actuales y las de diseño, se estableció como la
diferencia entre estos resultados dividido entre los valores de diseño, y se
cálculo para las variables más importantes de las corrientes, como presión,
temperatura, flujo y composición.
4.3.2 Pedir la opinión de todo el grupo de trabajo para proporcionar
ideas que ayuden a establecer el origen de las discrepancias entre las
variables.
Esta actividad se llevó a cabo por medio de reuniones con
superintendentes, profesores, ingenieros de procesos y operadores de planta,
gente con experiencia en la planta de amoníaco del complejo petroquímico,
donde se realizó una tormenta de ideas, que generó las causas mas
relevantes de estas discrepancias.
4.3.3 Realización del árbol de fallas.
Para llevar a cabo esta actividad se describe el evento que esta fallando,
en este caso es el aumento en la composición de CO2 a la salida de la sección
de lavado, luego se describen los modos de falla, que es el como ocurre el
Resultados y Discusiones
93
evento, para luego desarrollar las hipótesis que es como ocurren los modos
de falla.
Luego de expresar las causas de los modos de falla y de las hipótesis se
procedió a verificar todas las hipótesis generadas, por medio de análisis de
laboratorio, toma de datos, simulación del proceso, etc.
Este árbol de fallas se realizó considerando tanto las causas físicas, como
las causas humanas, ya que estas son las causas más importantes para la
mejora del proceso.
4.4 Proponer alternativas que permitan reducir la diferencia entre las
variables de operación actuales y las de diseño.
La generación de alternativas va orientada hacia la eliminación de los
modos de falla encontrados en el sistema que se desarrollaron en el árbol de
fallas, mediante la identificación de las variables que afectan directamente el
rendimiento de la Sección.
4.4.1 Consultar con el grupo de trabajo, las posibles alternativas que
mejoren el proceso de absorción de CO2 desde el punto de vista
operacional..
Esta actividad se lleva a cabo por medio de reuniones con
superintendentes, profesores, ingenieros de procesos y operadores de planta,
gente con experiencia en la planta de amoníaco del complejo petroquímico,
donde se realizó una tormenta de ideas, que genera las posibles alternativas
que mejoran el proceso de absorción de CO2.
4.4.2 Consulta de material bibliográfico acerca del tema.
Se consultó bibliografía referente a los diferentes tipos de amina
existentes en el mercado utilizadas para el endulzamiento del gas y se
consultó sobre otras tecnologías utilizadas en el país para este tipo de
procesos, como es el caso de FERTINITRO, la cual utiliza una solución de
VETROCOKE (Solución de Carbonato de Sodio al 26%), esto con la finalidad
Resultados y Discusiones
94
de adquirir conocimientos y evitar la selección de una alternativa que genere
problemas operacionales futuros.
4.4.3 Generación de alternativas
Por último todas las alternativas generadas durante la tormenta de ideas,
se agruparon en dos casos, el primero, las mejoras al proceso actual y el
segundo el cambio de MEA para DGA.
4.5 Realizar una evaluación técnico-económica de las alternativas de
solución a los problemas de la sección de lavado.
Mediante el análisis técnico económico se determinará la factibilidad de
implementar cada una de las alternativas propuestas y servirá de base para
la selección de la más adecuada de acuerdo a los criterios establecidos por la
empresa.
4.5.1 Análisis de las propuestas
Para la realización de la evaluación técnica de las alternativas de
solución, se realiza un análisis de las ventajas y desventajas de las
propuestas planteadas, para establecer el mejoramiento que presentará la
sección al implementar cualquiera de las dos alternativas.
Para el caso de la sustitución de la MEA por DGA se realiza la simulación
del sistema con la nueva amina para determinar si es necesario realizar
alguna modificación de equipos en planta y para tener una base en la
comparación de los balances de masa y energía.
4.5.2 Establecer los criterios de selección que ayuden a la obtención de
la alternativa viable (técnicos y económicos).
La selección de los criterios se realiza con el personal de la empresa,
mediante el análisis de las ventajas y desventajas de las alternativas, así
como a través de los costos generados para cada alternativa.
Resultados y Discusiones
95
4.5.3 Establecer la ponderación de cada criterio para indicar la
importancia de cada uno.
Al igual que los criterios la ponderación se estableció con el personal de
la empresa donde estos se establecieron a través de la importancia para los
aspectos técnicos y su accesibilidad para los económicos.
4.5.4 Realizar la Matriz de Selección.
Esta matriz de selección se realiza comparando ambas tecnologías, es
decir, el cambio de amina por DGA y la mejora a la problemática actual
manteniendo la MEA con los inhibidores.
Con el desarrollo de esta matriz, se obtendrá el puntaje de cada
alternativa de acuerdo a los criterios y la ponderación establecida con el
personal de la empresa, para por ultimo obtener la alternativa más viable
que será aquella que posea mayor puntuación en la misma.
CAPÍTULO V
En el siguiente capítulo se describe la influencia de la variación en las
condiciones operacionales sobre el endulzamiento de gas con
alcanolaminas en plantas de amoníaco, para establecer
propuestas de mejoras a estas variaciones.
5.1 Realización de los balances de masa y energía de la sección de
lavado de CO2 de la planta de amoníaco a través del programa de
simulación Hysys 3.1.
El simulador comercial Hysys, es muy versátil en el campo de la
petroquímica y el tratamiento de gases. En este caso se utilizó para la
simulación de la sección de lavado de CO2 de la planta de amoníaco, donde
se endulza la corriente de gas proveniente del convertidor de baja
temperatura A-705.
Resultados y Discusiones
96
La simulación se realizó introduciendo datos de diseño de los equipos,
con el fin de establecer y validar el paquete termodinámico que más se
adaptara a las condiciones del proceso. Para el circuito cerrado con aminas
no se realizó una selección entre los diferentes paquetes termodinámicos,
debido a que el simulador no contempla como componente a los carbamatos
resultantes de la reacción entre el CO2 y la amina.
Para este tipo de sistemas, el software posee un paquete termodinámico
llamado Amine Pkg, el cual fue desarrollado por la empresa “D.B. Robinson
& Associates”, para su simulador comercial AMSIM. Este paquete
termodinámico es muy específico, y en su librería contempla una serie de
condiciones de operación para este proceso, como lo son:
TABLA 5.1
RANGOS DE OPERACIÓN DEL SIMULADOR HYSYS 3.1
Concentración de la Amina Presión parcial Temperatura Amina %Peso KPa °C
MEA 0-30 0.00007 - 2000 25-125 TEA 0-50 0.00007 - 2000 25-125 DGA 50-70 0.00007-2000 25-125
En caso de que en alguna de estas variables de las corrientes del
programa este fuera de rango, el programa dará un mensaje y colocará a la
corriente en amarillo como un indicativo de alerta. Además de esta alerta,
este paquete establece los componentes dentro de la simulación, y al faltar
uno de los principales (gas ácido, amina y agua), se despliega un mensaje
avisando la ausencia de estos.
Para esta simulación, los componentes del gas son dióxido de carbono,
monóxido de carbono, metano, hidrógeno, nitrógeno y argón. En el caso del
Resultados y Discusiones
97
argón el paquete no lo acepta dentro de la simulación, por lo que se eliminó
del balance de masa por ser éste un inerte y no adulterar el proceso de
absorción de CO2, que es el principal objetivo de este sistema.
El acondicionamiento del gas es una etapa de este proceso de suma
importancia porque garantiza las condiciones adecuadas para que se lleve a
cabo la reacción entre el dióxido de carbono y la solución de amina, estas
son alta presión y baja temperatura durante la absorción.
Esto amerita que el gas pase a través de un banco de intercambiadores
F-758 A/B y F-760, para disminuir su temperatura. Inicialmente el diseño
de esta sección fue realizado para operar sólo los F-758 A/B, ellos serían
capaces de llevar la temperatura del gas hasta los 70 ° C, y el F-760 serviría
de ajuste por si los anteriores disminuyeran su eficiencia.
La simulación se realizó para este caso, pero al introducir las
especificaciones de los intercambiadores y los datos de las corrientes, no se
alcanzó los 70°C necesarios para la absorción. La temperatura alcanzada fue
de 93.53°C, proporcionando un error de 33.61%, valor alto de acuerdo a lo
establecido para las simulaciones (10% de error). Esto demuestra que para
acondicionar al gas es necesario utilizar al F-760 para el ajuste de
temperatura.
Cuando se simuló con los tres intercambiadores, se tuvo que la mínima
temperatura que alcanzó el ajustador fue de 80.96°C, proporcionando un
delta de temperatura de 10.96°C, con respecto al balance de diseño. Esta
situación obligó a simular el acondicionamiento del gas con dos corrientes
distintas de agua desmineralizada para cada intercambiador F-758 A y F-
758 B.
Para el circuito TEA, se estableció la regeneración en una torre de 19
etapas, con un rehervidor, cuando en realidad la misma trabaja como una
torre flash, no necesita el flujo de vapores de un rehervidor para que ocurra
Resultados y Discusiones
98
la expansión, esto se alcanza sólo con la disminución de presión causada
por la válvula. Por lo que éste rehervidor involucrado en la simulación
indicará sólo el aumento del número de etapas de la torre, ya que esta es
una etapa teórica más, por lo que las etapas totales de la torre son 20.
Entre los resultados de la simulación para el circuito TEA, se tiene:
• Temperaturas:
TABLA 5.2
ERRORES EN LAS TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO TEA
Corriente Diseño (°C) Hysys (°C) Error (%)
2 143.00 143.00 0.00 4 74.10 69.03 6.84 5 127.00 137.20 8.03
TABLA 5.2 (CONTINUACIÓN)
Corriente Diseño (°C) Hysys (°C) Error (%)
6 76.6 70.39 8.11 18 70.00 69.97 0.04 21 70.00 64.05 8.50 22 70.00 64.09 8.44 23 143.00 143.2 0.14 26 143.00 143 0.00 32 46.1. 46.64 1.17 40 75.00 67.71 9.72 41 55.00 57.89 5.25 42 77.00 69.71 9.46 43 77.00 68.66 10.83 45 55.00 57.18 3.96 50 77.00 69.44 9.81 54 70.00 64.05 8.50
Resultados y Discusiones
99
ERRORES EN LAS TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO TEA
De acuerdo a esta tabla, se observa que las temperaturas durante el
circuito TEA se mantuvieron todas cercanas a las de diseño, sólo se alcanzó
una desviación mayor al 10% en la corriente 43, que es la salida de TEA
pobre de la torre C-753.
La temperatura en esta corriente se ve directamente afectada por la
temperatura a la cual ocurre la regeneración y ésta a su vez se ve
perturbada por la disminución de temperatura generada en la válvula,
situación que no se tomó en cuenta en el balance de masa de la empresa
Glitisch.
La variación de temperatura en cualquiera de las corrientes del circuito
trae como consecuencia desviaciones para las demás temperaturas, ya que
el circuito es cerrado, pero aún con la variación en la entrada de la torre C-
753, no se observan errores por encima del 10%.
• Presiones:
TABLA 5.3.
ERRORES EN LAS PRESIONES DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO TEA
Corriente Diseño (°C) Hysys (°C) Error (%)
2 21.90 21.90 0.00 4 21.30 21.30 0.00 5 21.80 21.82 0.09 6 21.00 21.16 0.76 18 21.30 21.52 1.03 22 21.30 21.30 0.00 23 28.50 28.59 0.32 27 28.50 28.59 0.32
Resultados y Discusiones
100
32 21.10 21.21 0.52 35 6.00 6.00 0.00 40 0.703 0.703 0.00 42 0.07 0.07 0.00 43 0.07 0.07 0.00 45 0.04 0.04 0.00 48 5.00 5.00 0.00 54 25.00 25.00 0.00
Para estos valores de presión generados por el simulador, el mayor error
fue de 1.03%, por lo que se tienen valores muy pequeños en cuanto a
desviaciones de presión, traduciéndose en que el simulador en este aspecto
es confiable para la simulación de este circuito.
• Composición y flujo de las corrientes de gas:
Las corrientes más importantes de gas en el circuito TEA son el gas de
entrada a la sección (corriente 1), el de entrada a la torre C-751 (corriente
19), el gas hacia la torre C-752 (corriente 33) y el gas hacia la planta de Urea
(corriente 46). Los errores entre el simulador y el balance de masa y energía
de la empresa Glitisch para estas corrientes se encuentran en la Tabla 5.4.
Los errores encontrados para las composiciones y los flujos de gas son
aceptables dentro de los esperados para las simulaciones, lo que demuestra
la aceptabilidad del paquete termodinámico. Sólo la composición de
nitrógeno hacia la planta de Urea proporciona valores distantes, esto se debe
a que cuando se realizan cálculos de error para mediciones pequeñas, este
se incrementa rápidamente aún cuando las mediciones son relativamente
cercanas.
La Tabla 5.5 muestra los errores para las corrientes de amina. Dentro de
éstas, las variables de interés son la composición másica de TEA tanto rica
como pobre, la composición de CO2, la carga ácida en la amina pobre y rica y
por último el flujo molar total en estas corrientes.
Resultados y Discusiones
101
Los errores reportados presentan valores por encima del 10% para la
composición de CO2 y la carga ácida. Esto se debe al efecto que ejerce la
disminución de temperatura en la regeneración de la amina debido a la
válvula.
La regeneración para cualquier circuito de remoción de CO2 con
alcanolaminas se favorece al disminuir la presión y aumentar la
temperatura. Por simulación se tiene una disminución de esta temperatura
con respecto al balance, por lo que se disminuye la cantidad de CO2 liberado
en la regeneración y la corriente de TEA pobre sale de la torre con mayor
cantidad de CO2, traduciéndose en un aumento en la concentración del
mismo; y por lo tanto un aumento en la relación moles CO2/ moles amina
(carga).
Resultados y Discusiones
104
TABLA 5.4
ERRORES EN LAS COMPOSICIONES Y FLUJO MOLAR TOTAL EN LAS CORRIENTES DE GAS DEL CIRCUITO TEA
TABLA 5.5
ERRORES EN LA COMPOSICIÓN, FLUJO Y CARGA ÁCIDA EN LAS CORRIENTES DE TEA RICA Y TEA POBRE
Corriente 1 Corriente19 Corriente 33 Corriente 46 Compuesto
Diseño Hysys Error Diseño Hysys Error Diseño Hysys Error Diseño Hysys Error CO (%) 0.2251 0.2252 0.0444 0.3421 0.3417 0.12 0.3997 0.3979 0.45 0.00 0.0015 0.15
CO2 (%) 12.4763 12.4765 0.0016 18.9574 18.8958 0.32 6.9091 6.7925 1.68 85.29 83.0453 2.63
CH4 (%) 0.203 0.203 0.0000 0.3085 0.3081 0.13 0.3604 0.3583 0.58 0.00 0.0026 0.26
H2 (%) 39.225 39.2252 0.0005 59.6013 59.5213 0.13 69.2399 69.2699 0.04 0.3494 0.3652 4.52
N2 (%) 12.813 12.8129 0.0007 19.4691 19.4439 0.13 22.6178 22.6625 0.19 0.09 0.0499 44.55
H2O (%) 35.0575 35.0573 0.0005 1.3215 1.3893 5.13 0.4731 0.519 9.70 14.26 15.5354 8.94 Flujo
(Kgmolh-1) 7186.19 7186.2 0.0001 4729.39 4735 0.11 4047.97 4052.8 0.11 703.98 723 2.70
Corriente 21 Corriente 24 Corriente 40 Compuesto Diseño Hysys Error Diseño Hysys Error Diseño Hysys Error
CO2 (%) 1.525 1.9 24.59 3.1028 3.5 12.80 3.0652 3.49 13.85
TEA 34.46 34.65 0.55
33.8722 34.063 0.56 33.877 34.06 0.54
Carga 0.15 0.19 26.66 0.31 0.35 12.90 0.3062 0.34 11.03 Flujo
(Kgmolh-1) 1640 1600 2.43 1667.57 1634.4 1.98 1680.56 1634.3 2.75
Resultados y Discusiones
111
Luego de haber simulado el circuito de TEA se simuló el circuito de MEA,
este circuito ayuda a remover todo el CO2 remanente en el sistema. El mismo
puede absorber las deficiencias presentadas en el circuito TEA, ya que para
esta planta de amoníaco lo fundamental es alcanzar una composición de
entrada al Metanador menor o igual al 0.05% molar; sin tomar en cuenta los
circuitos por separado.
Dentro de este sistema encontramos el purificador de amina, donde su
funcionamiento se explicó en el Capítulo III del presente trabajo. Él es el
encargado de limpiar la amina recirculada en el circuito y por ser un equipo
que trabaja por carga y que en su interior ocurren una serie de reacciones
para liberar la amina de su unión con los ácidos más fuertes que el CO2
(sales termoestables), no se incluyó dentro de la simulación, pero debe
tenerse en cuenta que parte de la MEA dentro del circuito se envía al F-754
para su purificación.
Otro aspecto a considerar es el hecho de que al realizar la simulación se
estableció que el intercambiador F-755 es capaz de intercambiar todo el
calor suficiente entre la amina pobre y la amina rica, por lo que se eliminó
el F-755B de la simulación. Esto se establece de acuerdo a los valores
arrojados por la misma, ya que la temperatura alcanzada por el
intercambiador F-755 es 94.04°C para la corriente de amina rica y la
establecida por diseño con ambos intercambiadores es 100°C. Un diferencial
de temperatura de sólo 6°C para diseñar un intercambiador acarrea altos
costos para la empresa.
Los errores encontrados en este circuito para las temperaturas de las
corrientes son:
Resultados y Discusiones
112
TABLA 5.6
ERRORES EN LAS TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO MEA
Corriente Diseño (°C) Hysys (°C) Error (%)
33 46.1 46.10 0.00 55 46.1 45.28 1.77 56 46.1 45.95 0.32 57 66.4 71.44 7.59 58 118.9 117.30 1.34 59 100 94.04 5.96 60 81.7 95.01 16.29
62 100.0 93.69 6.31
63 89.4 59.26 33.71
64 104.0 102.7 1.25 68 96.2 53.09 44.81 75 90.9 95.81 5.40 78 46.1 45.28 1.77
Para las temperaturas el error más significativo fue en el gas de salida del
enfriador F-752 (68). Para este intercambiador el coeficiente global
introducido es el proporcionado por su hoja técnica, y las especificaciones
encontradas en la misma se introdujeron de tal manera que su área de
transferencia fuese igual a la calculada por el simulador. Lo que significa
que para el balance realizado por la Glitisch, no se contempla todo el calor
que puede generar este intercambiador para estas condiciones.
Hasta los momentos no se tiene registro de cambios realizados al diseño
del equipo que alteren el área de transferencia, factor que influye
directamente sobre el intercambio de calor, por lo que este valor no afecta la
confiabilidad del paquete termodinámico.
Resultados y Discusiones
113
Esta discrepancia en los valores de esta temperatura es la causa
fundamental de encontrar un error significativo para la temperatura del
condensado de recirculación a la torre C-754 (63).
Los errores para las presiones en las corrientes se reportan en la Tabla
5.7:
El máximo error encontrado es el reportado para la corriente de MEA
pobre de entrada al F-756, su valor es 7.04%, por debajo del esperado para
las simulaciones, por lo que en cuanto a las presiones los resultados
arrojados por el simulador son bastante aceptables.
TABLA 5.7
ERRORES EN LAS PRESIONES DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO MEA
Corriente Diseño (°C) Hysys (°C) Error (%)
26 21.90 21.90 0.00 33 21.10 21.20 0.47 55 25.70 24.22 5.76 56 21.10 21.10 0.00 57 21.10 21.10 0.00 58 0.664 0.7028 5.84 60 0.569 0.5608 1.44 62 0.7028 0.7028 0.00 64 0.703 0.7028 0.03 68 0.576 0.6028 4.65 72 5.00 5.712 7.04 75 26.70 24.82 7.04 78 25.70 24.22 5.76
Resultados y Discusiones
114
5.2 Realizar los balances de masa y energía de la sección de lavado de
CO2 de la planta de amoníaco a condiciones actuales de operación, a
través del programa de simulación Hysys.
Los balances de masa y energía permiten establecer las variables actuales
presentes en un proceso. Para la puesta en marcha de esta simulación se
realizó una toma de datos en planta durante el mes de agosto, y con el
promedio de estas variables, se estableció la misma.
El gas de proceso de entrada a la sección fue imposible medirlo en planta,
por lo que se realizó un balance de masa en reformación, en el equipo A-702,
resultando que para una carga promedio de 105.5 %, el flujo de gas de
entrada al F-753 en base seca es de 3865.17 kgmolh-1, y por medio de la
relación vapor/gas en esa corriente establecida por análisis de laboratorio,
se obtuvo un flujo de gas total de 6957.32 kgmolh-1.
Para la absorción en la torre C-751, se indicó el número de etapas
calculado a través de la simulación por diseño (43 etapas teóricas), y a
través de ésta se obtiene una composición hacia la torre C-752 de 6.9% en
base seca, y el reportado por el Laboratorio Central para esta corriente es de
7.23%, con un error de 4% entre ambos valores.
Los errores de temperatura en este circuito se reportan en la siguiente
tabla:
TABLA 5.8
ERRORES EN LAS TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO TEA PARA CONDICIONES ACTUALES.
Corriente Actual (°C) Hysys (°C) Error (%)
2 159.9 159.9 0.00 4 72.9 72.93 0.04
5 137.6 137.6 0.00 6 75.6 77.43 2.42 9 81.34 81.3 0.04
Resultados y Discusiones
115
TABLA 5.8 (CONTINUACIÓN)
ERRORES EN LAS TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO TEA PARA CONDICIONES ACTUALES.
El máximo error presentado entre las temperaturas de las corrientes
mencionadas anteriormente es 5.62 %, lo que indica que la simulación
genera valores muy aproximados a los medidos en planta.
Para las presiones en el sistema se tiene:
Corriente Actual (°C) Hysys (°C) Error (%)
10 107.2 107.2 0.00 11 88.82 86.3 2.83 14 89.21 92.1 3.23 15 33.7 33.7 0.00 16 49.8 49.8 0.00 17 63 63 0.00 19 79.1 82.29 4.03 21 67.7 67.7 0.00 22 68.9 67.69 1.75 23 159.9 160.1 0.12 26 159.9 159.9 0.00 31 44.8 44.8 0.00 32 47.9 47.9 0.00 39 75.6 77.17 2.07 42 70.8 74.64 5.42 45 54.4 54.4 0.00 50 67.7 67.7 0.00 53 48 50.7 5.62
Resultados y Discusiones
116
TABLA 5.9.
ERRORES EN LAS PRESIONES DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO TEA A CONDICIONES ACTUALES DE OPERACIÓN.
Corriente Actual (°C) Hysys (°C) Error (%)
2 23.78 23.78 0 4 20.5 21.92 6.92 5 23 23.45 1.95 6 19 18.35 3.42 17 21.50 21.92 1.95 18 20.50 21.92 6.92 22 20.50 21.92 6.92 23 30.00 30.50 1.66 32 20.00 20.00 0.00 35 6.00 6.11 1.96 42 0.50 0.50 0.00 45 0.06 0.06 0.00 48 5.750 5.863 1.96 50 25.50 27.00 5.88 54 20.50 21.92 6.92
Las presiones al igual que las temperaturas no presentan desviaciones
significativas, por lo que el simulador a estas condiciones arroja resultados
favorables, ya que el máximo error es del 6.92%.
La simulación del circuito de MEA con datos actuales de operación, es
una simulación que no converge con facilidad. Se introdujeron los datos
tomados en planta y el circuito no pudo ser cerrado con el reciclo, esto se
atribuye a las propiedades termodinámicas para las corrientes a esa presión
y temperatura, ya que el error entre la corriente de MEA pobre de salida del
F-756 y la MEA pobre de entrada a la C-752 son pequeños (Ver Tabla 5.10),
por lo que el reciclo debería alcanzar la convergencia rápidamente:
Resultados y Discusiones
117
TABLA 5.10
ERRORES ENTRE LAS CORRIENTES DEL RECICLO EN EL CIRCUITO DE
MEA PARA CONDICIONES ACTUALES
Corrientes 55 78 Error Temperatura (°C) 75 75.00 0.00
Presión (kgcm-2) 20.5 20.50 0.00
Flujo (m3h-1) 189.1 191.38 1.20
CO2 0.03 0.032 6.66
Mea 0.295733 0.290618 1.72
H2O 0.665739 0.676539 1.62
Para el circuito MEA se tienen desviaciones de temperaturas máximas de
13.96% como se observa en la Tabla 5.11:
TABLA 5.11
ERRORES EN LAS TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES PARA EL
CIRCUITO MEA PARA CONDICIONES DE ACTUALES DE OPERACIÓN
Corriente Actual (°C) Hysys (°C) Error (%)
33 47.90 47.90 0.00 55 73.10 75.00 2.59 56 65.90 75.10 13.96 57 97.30 92.27 5.16 58 115.13 114.00 0.98 59 99.40 94.50 4.92 60 113.50 111.80 1.49 62 99.40 94.20 5.23 64 103.80 107.20 3.27 67 51.36 51.36 0.00 68 74.70 74.70 0.00 77 40.90 40.90 0.00 78 73.10 75.00 2.59
Resultados y Discusiones
118
El máximo error se presenta en la corriente 56, que es la salida hacia
metanación, este error se le atribuye a las condiciones termodinámicas de
las corrientes en la torre, ya que por el hecho de que el reciclo no se pudo
cerrar, indica una deficiencia en la etapa de absorción para la simulación a
las condiciones de presión y temperatura actuales.
Para las presiones se tienen errores muy pequeños (Ver Tabla 5.12), lo
que ratifica el alcance del paquete termodinámico para estas condiciones.
TABLA 5.12
ERRORES EN LAS PRESIONES DE LAS CORRIENTES EN EL CIRCUITO
MEA PARA CONDICIONES ACTUALES
Corriente Actual Hysys Error
33 20.50 20.90 1.95
55 20.50 20.50 0.00
56 20.50 20.50 0.00
57 21.00 20.50 2.38
58 0.51 0.51 0.00
70 0.40 0.40 0.00
72 5.00 5.00 0.00
75 23.00 23.00 0.00
Como actividad adicional a la simulación se tomó el perfil de temperatura
de los absorbedores C-751 y C-752 en planta. Esto permite estudiar el
desarrollo de la absorción en la torre, ya que se obtiene el punto donde
ocurre la mayor reacción, que es donde se genera mayor temperatura por ser
una reacción exotérmica. Si este punto se encuentra por debajo de 1/3 de la
altura de la torre, valor estimado experimentalmente en sistemas de aminas,
quiere decir que se tiene la suficiente amina como para pasar a través de la
torre y reaccionar con el CO2. Si por el contrario, este punto se encuentra
ubicado hacia la parte superior de la torre, quiere decir que toda la amina
del sistema esta reaccionando al encontrarse con el CO2, traduciéndose en
un déficit de amina para el sistema.
Resultados y Discusiones
119
Para ambas torres, este perfil se tomó una vez a la semana, y en todos los
casos la altura de reacción se encontró por debajo de un tercio del empaque
de la torre. Para la C-752 por debajo de 7170 mm y para la C-751 por debajo
de 13778.3 mm (Ver secuencia de Figuras 5.1-5.6).
Figura 5.1 Perfil de temperatura en la torre C-751 para la semana 01
65
66
67
68
69
70
71
72
73
74
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000
Altura (mm)
Tem
pera
tura
(°C
)
Resultados y Discusiones
120
Figura 5.2 Perfil de temperatura en la torre C-751 para la semana 02
Figura 5.3 Perfil de temperatura en la torre C-751 para la semana 04
65,5
66
66,5
67
67,5
68
68,5
69
69,5
70
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000
Altura (mm)
Tem
pera
tura
(°C
)
62
64
66
68
70
72
74
76
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000
Altura (mm)
Tem
pera
tura
(°C
)
Resultados y Discusiones
121
Figura 5.4 Perfil de temperatura en la torre C-752 para la semana 01
Figura 5.5 Perfil de temperatura en la torre C-752 para la semana 02
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000
Altura (mm)
Tem
pera
tura
(°C
)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
Altura (mm)
Tem
pera
tura
(°C
)
Resultados y Discusiones
122
Figura 5.6 Perfil de temperatura en la torre C-752 para la semana 04
5.3 Establecimiento de las diferencias existentes entre las condiciones
actuales de operación en la etapa de remoción de CO2 y las condiciones
de diseño.
Si se observa la sección de lavado como una caja negra dentro de la
planta de amoníaco, se tendría que las variables de interés serían las
encontradas en la corriente de gas a endulzar y la corriente hacia
metanación. Esta última presentó un aumento en la composición de CO2
durante el período Enero-Julio del presente año (Figura 5.7), factor que
generó alta temperatura en el metanador, aumentando los riesgos de parada
de planta por este fenómeno, proporcionando pérdidas económicas a la
empresa.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000
Altura (mm)
Tem
pera
tura
(°C
)
Resultados y Discusiones
111
Figura 5.7 Variación en la composición molar de CO2 en la corriente de entrada al Metanador.
0,0000
0,0500
0,1000
0,1500
0,2000
0,2500
0,3000
0,3500
0,4000
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005
Fecha
Com
posi
ción
mol
ar (%
)
Resultados y Discusiones
124
Durante el mes de Agosto se realizó una toma de datos en la sección de
lavado con el fin de cuantificar las variaciones en el contenido de CO2 y
establecer las causas que originan estas variaciones. Para lograr este
objetivo, se calcularon los errores existentes entre los valores reportados por
la simulación para datos de diseño y los valores obtenidos por simulación
para datos actuales.
Para el caso de la comparación de flujos de masa y composiciones, es
importante tomar en cuenta el hecho de que la carga de la planta
actualmente presenta un promedio de 105,5% y las condiciones de diseño
están establecidas para 110%. En cuanto a temperaturas para el circuito
TEA la mayor desviación es la encontrada para la corriente de entrada a la
torre C-751, que fue del orden de 17% (Ver Tabla 5.13). Aún cuando esta
temperatura se encuentra 10°C por encima de lo establecido por diseño, la
absorción se da de manera adecuada reportando temperaturas de salida de
la torre con errores sólo de un 5% (corrientes 4 y 22).
TABLA 5.13
DESVIACIONES EN TEMPERATURA DE LAS CORRIENTES ENTRE
CONDICIONES ACTUALES Y DE DISEÑO PARA EL CIRCUITO TEA
Corriente Diseño (°C) Actual (°C) Error (%)
2 143.00 159.90 11.81
4 69.03 72.93 5.64
5 137.20 137.60 0.29
6 70.39 77.43 10.00
18 69.97 82.29 17.60
21 64.05 67.70 5.69
22 64.09 67.69 5.61
23 143.20 160.10 11.80
26 143.00 159.90 11.81
32 46.64 47.90 2.70
Resultados y Discusiones
125
TABLA 5.13 (CONTINUACIÓN)
DESVIACIONES EN TEMPERATURA DE LAS CORRIENTES ENTRE
CONDICIONES ACTUALES Y DE DISEÑO PARA EL CIRCUITO TEA
Corriente Diseño (°C) Actual (°C) Error (%)
40 67.71 77.17 13.97
42 69.71 74.64 7.07
45 57.18 54.40 4.86
53 50.70 48.00 5.32
54 64.05 67.70 5.69
Para efecto de las presiones el máximo error encontrado es para la
corriente de entrada a la torre desorbedora (Ver Tabla 5.14), donde se tiene
una desviación del 28.8%. El valor de diseño para esta corriente es 0.703
Kgcm-2g y en la actualidad se tiene en 0.5 kgcm-2g. Esta disminución
favorece a la expansión en la torre, ayudando a la liberación de CO2.
TABLA 5.14
DESVIACIONES EN PRESIONES DE LAS CORRIENTES ENTRE
CONDICIONES ACTUALES Y DE DISEÑO PARA EL CIRCUITO TEA
Corriente Diseño (kgcm-2g) Actual (kgcm-2g) Error (%) 2 21.90 23.78 8.58
4 21.30 21.92 2.91
5 21.82 23.45 7.47
6 21.16 18.35 13.27
18 21.52 21.92 1.85
22 21.30 21.92 2.91
23 28.59 30.50 6.68
27 28.59 30.50 6.68
32 21.21 20.00 5.70
35 6.00 6.118 1.96
39 0.703 0.50 28.87
Resultados y Discusiones
126
TABLA 5.14 (CONTINUACIÓN)
DESVIACIONES EN PRESIONES DE LAS CORRIENTES ENTRE
CONDICIONES ACTUALES Y DE DISEÑO PARA EL CIRCUITO TEA
Corriente Diseño(kgcm-2g) Actual(kgcm-2g) Error (%) 42 0.703 0.50 28.87 45 0.04 0.06 5.00 48 5.00 5.863 17.26
54 25.00 21.92 12.32
Por otra parte el circuito de MEA presenta desviaciones significativas en
cuanto a temperaturas y presiones (Ver Tabla 5.15 y 5.16), ya que se
encuentran por el orden del 66.6% y, estas desviaciones influyen
directamente sobre el desarrollo de la absorción y regeneración de la mina, y
traen como consecuencia las fluctuaciones en la corriente de salida, y como
se dijo anteriormente un valor de composición de CO2 fuera de
especificación, puede llevar a una parada en Metanación.
TABLA 5.15
DESVIACIONES EN TEMPERATURAS DE LAS CORRIENTES ENTRE
CONDICIONES ACTUALES Y DE DISEÑO PARA EL CIRCUITO MEA
Corriente Diseño (°C) Actual(°C) Error (%)
33 46.10 47.90 3.90
55 45.28 75.00 65.63
56 45.08 75.13 66.65
57 70.48 92.27 30.91
58 117.30 114.00 2.81
59 93.62 94.50 0.93
60 94.46 111.80 18.35 62 93.36 94.20 0.89
63 57.77 100.90 54.65
64 102.10 107.20 4.99 68 53.09 74.70 40.70 75 95.81 112.50 17.41
Resultados y Discusiones
127
TABLA 5.16
DESVIACIONES EN PRESIONES DE LAS CORRIENTES ENTRE
CONDICIONES ACTUALES Y DE DISEÑO PARA EL CIRCUITO MEA
Es por esto que este problema fue sometido a discusión, donde se llevó a
cabo una tormenta de ideas y se plantearon todos los factores que podrían
generar un aumento en el CO2 hacia metanación, y a partir de aquí se
estableció el árbol de falla mostrado en la Figura 5.8.
Las principales causas que originan el aumento en el contenido de CO2
de la sección de lavado son las que se encuentran en el primer nivel del
árbol de falla: presión y temperatura de operación fuera de rango, deficiencia
de contacto en la torre de absorción, concentración inadecuada de MEA,
flujo de recirculación de amina inadecuado, alto porcentaje de CO2 a la
entrada de la sección, carga ácida de amina alta y alto flujo de CO2 a la
entrada de la sección, y a continuación se presenta el análisis realizado para
la verificación de cada una de las hipótesis:
La concentración de CO2 a la entrada del sistema MEA, depende de la
absorción en el circuito TEA, ya que este remueve la mayor cantidad de CO2
Corriente Diseño Actual Error 26 21.90 21.90 0.00
33 21.20 20.90 1.41
55 24.22 20.50 15.35
56 21.10 20.50 2.84
57 21.10 20.50 2.84
58 0.7028 0.51 27.43
59 20.69 2.60 87.43
60 0.5608 0.50 10.84
64 0.7028 0.51 15.28
72 5.33 5.00 6.19
75 24.82 25.02 0.80
78 24.22 20.50 15.35
Resultados y Discusiones
124
Figura 5.8 (a) Árbol de Falla.
FLUCTUACIONES O AUMENTO EN LA COMPOSICIÓN DE CO2 A LA SALIDA DE LA SECCIÓN DE LAVADO DE LA PLANTA DE
AMONÍACO
Alto % CO2 a la entrada de la sección de
lavado
Presión de absorción fuera
de rango
Temperatura de absorción fuera
de rango
Deficiencia de contacto en la Torres de Abs.
Flujo de Recirculación
de Amina Inadecuado
Concentración inadecuada de
la Amina
Carga ácida de la amina elevada
Flujo de Gas de entrada
Inadecuado
Temperatura de Regeneración no
adecuada
Presión de Regeneración no
adecuada
Deficiencia de contacto en la Torres de Reg.
Análisis de Laboratorio
inadecuados
Temperatura de Entrada del Gas
inadecuada
Temperatura de Entrada de la Amina
inadecuada
Flujo de Gas de Entrada
Inadecuado
Deficiencia de transferencia de calor en el F-756
Deficiencia de transferencia de calor en el F-755
Diseño inadecuado del F-755
Diseño inadecuado del F-756
F-755 B Fuera de Servicio
Disminución del área de
transferencia mayor al 10% del
total
Aumento de las Temperaturas de
Entrada al Intercambiador F-
755
Temperatura de Absorción no
adecuada
Temperatura de Regeneración no
adecuada
1
1
Ensuciamiento
Fallas en la instrumentación
para medir temperatura
Taponamiento de tubos por
rotura
3
Resultados y Discusiones
125
Figura 5.8 (b) Árbol de Falla.
Ensuciamiento
3
Ensuciamiento Lado Tubos
Ensuciamiento Lado Carcasa
Alto Contenido de sólidos suspendidos
Alto Contenido de sales termoestables
Alto Contenido de productos de la
degradación de la MEA
Formación inadecuada de la capa pasivante de los
inhibidores de Amine Guard
Corrosión de las líneas y equipos
Pérdida de carbón activado del Filtro
Deficiencia en el sistema de filtrado
Formación inadecuada de la capa pasivante de los
inhibidores de Amine Guard
Cumplimiento del tiempo de vida útil de los filtros de
cartucho
Flujo de MEA a los filtros inadecuado
Diseño inadecuado de los filtros de cartucho
Configuración inadecuada de los filtros
4
4
Formación adecuada de la capa pasivante de los inhibidores de Amine
Guard
Tecnología inadecuada
Resultados de análisis de laboratorio inadecuados
Resultados y Discusiones
126
Figura 5.8 (c) Árbol de Falla.
4
Formación inadecuada de la capa pasivante de los inhibidores de
Amine Guard
Dosificación inadecuada de los Inhibidores
Concentración inadecuada de los inhibidores
Resultados de análisis de laboratorio
inadecuados
Dosificación inadecuada de los Inhibidores
Pérdida excesiva de los
inhibidores en el sistema
Pérdida de Amina por encima de lo especificado
por diseño
Operación del Purificador de MEA (F-754)
Retención de vanadio en los
filtrosMuestreo
inadecuado Ejecución
inadecuada del análisis
5
5
Flujo de MEA a los filtros inadecuado
6
Resultados y Discusiones
127
Figura 5.8 (d) Árbol de Falla.
Dosificación inadecuada de los Inhibidores
5
Falta de instrumentación requerida en el sistema Amine
Guard
Cálculos inadecuados de la cantidad de inhibidores a
agregar
Condiciones de operación
inadecuadas para la
dosificación
No se sigue el Procedimiento de dosificación
Instrumentación inadecuada (T,
pH) en el sistema Amine
Guard
Resultados y Discusiones
128
Figura 5.8 (e) Árbol de Falla.
Pérdida de Amina por
encima de lo especificado por
6
Temperatura de absorción no adecuada
Temperatura de
Regeneración
Apertura de las válvulas de drenaje
Arrastre de MEA en las
Operación del
Purificador
Degradación de la amina
1
Rotura de líneas y equipos
Temperatura de absorción no adecuada
Temperatura de
Regeneración
1
Resultados y Discusiones
133
en la sección de lavado. Este sistema no presenta desviaciones significativas
con los datos de diseño, aun cuando la más alta obtenida en la temperatura
fue de 17% para la corriente de gas a absorción y 23% para la presión de
regeneración de la torre C-753.
Por otra parte se realizaron análisis de laboratorio donde se encontró que
la concentración de CO2 a la entrada de la Columna C-752 fue de 7.26%
molar cuando por diseño se establece 6.9%, lo que equivale a un error de 4%
con respecto al diseño, y a partir de aquí se descarta esta hipótesis del Árbol
realizado.
Se pudo verificar que la presión de entrada a la torre fue de 20.9 kgcm-2 y
por diseño se establece que la presión de absorción debe ser 21.1 kgcm-2,
generándose un error entre estas variables de 0.95%, valor considerado sin
desviación significativa permitiendo descartar esta causa entre las antes
mencionadas.
En las diferentes simulaciones realizadas a la sección de lavado con MEA
se ha podido constatar que con el arreglo disponible de la Torre de Absorción
es posible disminuir el contenido de CO2 de la corriente gaseosa hasta el
valor requerido en la entrada del metanador, es decir el número de etapas
teóricas de esta columna son suficientes para el cumplimiento de la función,
por otro lado, al observar los datos operacionales, perfil de temperatura y
presión en diferentes puntos del sistema, han permitido verificar que las
partes mecánicas internas de la torre se mantienen sin alteraciones (No hay
desprendimiento de platos o soporte del relleno o caminos preferenciales del
gas). Además de que en el pasado han ocurrido estos fenómenos y se ha
observado taponamiento de intercambiadores de calor y bombas con anillos,
traduciéndose en variaciones significativas de las presiones de operación.
De acuerdo a los datos de diseño la concentración de MEA se debe
mantener en 29.12% para MEA pobre y 28.62% para MEA rica, mientras que
actualmente estas concentraciones se encuentran en promedio en 29.57%,
Resultados y Discusiones
134
lo que equivale a un error de 1.55%, y 27.47%, traduciéndose en 4.01% de
error, respectivamente, por lo que no se considera como factor contribuyente
al aumento repentino de la concentración de CO2 observado durante meses
anteriores.
Según las condiciones de diseño de esta sección de la planta de
amoníaco, para una carga en Reformación de 110% se requiere mantener un
flujo de amina de 209.29 m3h-1 al 29.12% de concentración, lo que significa
que para una carga en Reformación de 105% se debe mantener un flujo de
MEA recirculado de 199.80 m3h-1, y al comparar este valor con el valor de
operación actual, 189.10 m3h-1, se obtiene un error de 5.34%, por lo tanto
esta hipótesis no contribuye con el aumento de la concentración del CO2 a la
salida de la sección.
Tal como se especificó anteriormente, la sección de lavado, luego de las
modificaciones realizadas en el año 1997, está diseñada para trabajar a una
carga en Reformación de 110%, lo que significa un flujo de gas de entrada a
la sección de 7197.97 kgmolh-1, y actualmente la carga se mantiene en
105% en promedio, es decir 6900 kgmolh-1 de gas, por lo tanto no se está
trabajando con un exceso de flujo de gas y el valor de flujo de MEA manejado
actualmente se aproxima al valor de diseño para una carga de 110%, por lo
que se pudiera hablar es de un exceso de amina en el sistema.
Según el árbol de fallas realizado, se determinó que la causa principal del
aumento de la concentración del CO2 en la entrada del metanador es la
deficiencia en la transferencia de calor en el intercambiador de
Amina/Amina F-755 que ha originado altas temperaturas en la Torre de
absorción y por ende deficiencias en la eliminación de CO2. Es importante
resaltar que la condición de alta temperatura en la torre de absorción es una
condición que se ha mantenido constante en lo que va de año, lo que
mantiene la columna en su límite para garantizar la absorción, y cualquier
variación de algún otro parámetro operacional puede ocasionar ese aumento
puntual del contenido de CO2 observado en el transcurso del año.
Resultados y Discusiones
135
Con la finalidad de determinar todos los factores que contribuyen al
ensuciamiento acelerado del intercambiador de Amina/Amina F-755 se
continuó el desarrollo del árbol de falla, planteándose entonces que este
fenómeno se debe a la formación de la capa pasivante de los inhibidores de
Amine Guard y al alto contenido de sólidos suspendidos manejados en la
solución.
El desarrollo de la hipótesis de alto contenido de sólidos suspendidos
asoma tres puntos importantes, el primero es la corrosión de las líneas y
equipos, la cual es descartada debido a que los análisis de laboratorio
indican que el contenido de hierro disuelto en la solución de amina se
encuentra por debajo de 30 ppm (máximo valor permitido para sistemas de
aminas). El segundo es la deficiencia en el sistema de filtrado,
descartándose esta debido a que los análisis de laboratorio realizados en las
corrientes de entrada y salida de los filtros demuestran una remoción del
100% de los sólidos. Por lo que el desarrollo de esta rama conlleva a la
formación inadecuada de la capa pasivante de los inhibidores Amine Guard.
Por diseño la capa pasivante se forma por precipitación de las sales de
antimonio, y sumado a la reducción del vanadio conforman la película
protectora de corrosión en tuberías y equipos. Al realizar un estudio más
profundo de los que es el Sistema Amine Guard, se establece que la
formación adecuada de la capa pasivante depende operacionalmente del
flujo de MEA hacia los filtros, de mantener la concentración adecuada de los
inhibidores y el procedimiento de dosificación de acuerdo a lo establecido en
el Manual de Amine Guard.
Actualmente el flujo de MEA enviado a los filtros es de 11.6 m3/h, siendo
el valor de diseño de 11.3 m3/h lo que equivale a un error de 2.60%, lo que
permite descartar esta hipótesis del árbol de falla.
Los análisis de laboratorio realizados para determinar la concentración
de los inhibidores de corrosión demuestran que existe un control inadecuado
Resultados y Discusiones
136
del Sistema Amine Guard, como se muestra en la secuencia de Figuras 5.9-
5.15. Este descontrol es producto de las deficiencias de instrumentación
(Medidores de Temperatura y pH) y problemas en cuanto a muestreo de la
solución (recipientes utilizados que no están completamente sellados y
procedimientos que no se pueden cumplir por las fallas de instrumentación).
Es decir, además de que por diseño esta contemplada la precipitación de
compuestos en la solución, los problemas mencionados anteriormente
contribuyen a acelerar el ensuciamiento del intercambiador.
0.00
100.00
200.00
300.00
400.00
500.00
600.00
700.00
800.00
900.00
1000.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.9 Variación del Vanadio total a la entrada del sistema
Amine Guard.
Resultados y Discusiones
137
0.00
50.00
100.00
150.00
200.00
250.00
300.00
350.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.10 Variación del Vanadio pentavalente a la entrada del sistema
Amine Guard.
0.00
100.00
200.00
300.00
400.00
500.00
600.00
700.00
800.00
900.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.11 Variación del vanadio tetravalente a la entrada del sistema
Amine Guard.
Resultados y Discusiones
138
0.00
200.00
400.00
600.00
800.00
1000.00
1200.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.12 Variación del vanadio total a la salida del sistema Amine
Guard
0.00
50.00
100.00
150.00
200.00
250.00
300.00
350.00
400.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.13 Variación del vanadio pentavalente a la salida del sistema Amine
Guard
Resultados y Discusiones
139
0.00
100.00
200.00
300.00
400.00
500.00
600.00
700.00
800.00
900.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.14 Variación del vanadio tetravalente a la salida del sistema
Amine Guard.
0.00
50.00
100.00
150.00
200.00
250.00
09/11/2004 29/12/2004 17/02/2005 08/04/2005 28/05/2005 17/07/2005 05/09/2005 25/10/2005
Fecha
Con
cent
raci
ón (p
pm)
Figura 5.15 Variación del antimonio en el sistema Amine Guard.
Resultados y Discusiones
140
5.4 Proponer alternativas que permitan reducir la diferencia entre las
variables de operación actuales y las de diseño.
Luego de la evaluación de las condiciones actuales del proceso y de la
realización del árbol de fallas donde se analizaron las causas de la variación
de la composición de CO2 hacia metanación, se generaron las siguientes
alternativas de solución a la problemática encontrada:
CASO 1:
La principal causa de los aumentos de temperatura en el circuito de MEA
es la deficiencia de intercambio en el F-755 originada por la formación de la
capa pasivante de Amine Guard, tanto porque el diseño contempla la
precipitación del antimonio, como por el control inadecuado de la
dosificación de los inhibidores en la sección.
El trabajar a concentraciones de MEA por encima del 20%, hace
indispensable la dosificación de los inhibidores y por ende el ensuciamiento
paulatino del F-755. Por lo tanto, para evitar el aumento en las
temperaturas en la sección de MEA se debe contemplar la limpieza periódica
de este intercambiador.
Durante la parada mayor de la planta de amoníaco de noviembre del año
2003 se realizó la limpieza química y mecánica de este intercambiador y del
intercambiador de placas F-755B, éste último estuvo en funcionamiento por
dos semanas hasta que se obstruyó el paso de la amina y fue necesario
sacarlo de servicio nuevamente. A partir de ese momento el diferencial de
temperatura disminuyó como se muestra en la Figura 5.16:
Resultados y Discusiones
141
0
2
4
6
8
10
12
14
06/10/03 14/01/04 23/04/04 01/08/04 09/11/04 17/02/05 28/05/05 05/09/05 14/12/05
Fecha
Dif
eren
cial
de
tem
pera
tura
(°C
)
CarcasaTubos
Figura 5.16. Variación del diferencial de temperatura por lado tubo y
coraza para el intercambiador F-755 desde Enero-2004 hasta
Septiembre-2005
Actualmente el diferencial de temperatura es de 2 °C y esta disminución
de temperatura debido al ensuciamiento del intercambiador también se
corrobora en planta con la caída de presión de 18 kgcm-2, para el lado
carcasa.
A partir del gráfico anterior se establece la frecuencia de lavado del
intercambiador, considerando que para garantizar la estabilidad de la
sección de lavado con MEA, la disminución de su diferencial de temperatura
no debe ser menor del 50% logrado con el equipo limpio.
De acuerdo al delta de temperatura alcanzado luego de la parada del
2003, se tiene que el 50% de este valor es 6°C por el lado carcasa, donde se
presenta la condición más crítica, lo que significa que la limpieza se debe
realizar anualmente.
Resultados y Discusiones
142
Para realizar el mantenimiento de este intercambiador se requiere una
limpieza tanto mecánica como química, debido a la poca solubilidad de los
compuestos en solución.
La limpieza química se realiza mediante la recirculación de distintas
soluciones durante 24 horas, de acuerdo a las siguientes etapas:
• Lavado alcalino.
• Neutralización.
• Lavado ácido.
• Neutralización.
• Pasivación.
La etapa de lavado alcalino, esta prevista para remover productos
orgánicos que puedan haberse desarrollado en el sistema y para
acondicionar otros depósitos típicos del mismo, tales como óxidos de hierro,
productos de dureza del agua, sílice, fosfatos, etc. Estos productos serán
removidos en la etapa de limpieza ácida siguiente, finalmente el
procedimiento contempla la ejecución de un pasivado del sistema, para así
evitar la oxidación de la superficie metálica tratada. Para la realización de
lavado alcalino, se emplea la siguiente solución:
TABLA 5.17
SOLUCIÓN PARA EL LAVADO ALCALINO DE INTERCAMBIADORES
PRODUCTO CONCENTRACIÓN (% P/V)
NaOH (Hidróxido de Sodio) 0.5 %
Na2SiO3 (Metasilicato de Sodio) 2.0 %
Na3PO4 (Fosfato Trisódico) 1.0 %
Na2CO3 (Carbonato de Sodio) (Soda ASH Liv) 1.0 %
Resultados y Discusiones
143
Luego de recircular esta solución se hará fluir agua desmineralizada para
neutralizar el sistema. Para posteriormente recircular la siguiente solución
para el lavado ácido:
TABLA 5.18
SOLUCIÓN PARA EL LAVADO ÁCIDO DE INTERCAMBIADORES
PRODUCTO CONCENTRACIÓN (% P/V)
C3H4(OH)(CO2H)3 (Ácido Cítrico) 3.0
NH3(H2O) (Solución amoniacal) Para ajustar el pH (3-3.5)
Vempers 92 0.5 % (p/p)
Esta solución no disuelve los sólidos depositados, sólo facilita su
desprendimiento de la superficie de los tubos. Por último la solución
recirculada se utiliza para la pasivación del sistema:
TABLA 5.19
SOLUCIÓN PARA PASIVACIÓN DE INTERCAMBIADORES
PRODUCTO CONCENTRACIÓN (% P/V)
C3H4(OH)(CO2H)3 (Ácido cítrico) 0.25
NaNO2 (Nitrito de sodio) 0.5
Sol. Amoniacal 28% Para ajustar pH a 9
La limpieza mecánica se efectúa inyectándole agua a presión para
remover los depósitos, pero para la limpieza del lado carcasa se requiere la
extracción del haz tubular.
Resultados y Discusiones
144
Para realizar los procedimientos de limpieza es necesaria la parada
temporal de la planta generándose pérdidas en producción de amoníaco. Por
esta razón una de las alternativas planteadas es la colocación de un
intercambiador igual al existente en paralelo con el mismo, que sirva de
respaldo para la limpieza del que se encuentre en operación. El diagrama de
flujo para esta alternativa sería:
Figura 5.17. Diagrama de flujo del circuito de MEA con la colocación de
un intercambiador en paralelo al F-755.
CASO 2:
Debido a que la principal fuente de ensuciamiento en el sistema de MEA
es la formación de la capa pasivante del sistema Amine Guard, se plantea
como posible solución a este problema cambiar la solución de amina
existente por una solución de DGA al 50% en peso, debido a que ésta es una
amina primaria igual que la MEA, altamente reactiva y que opera en forma
DESDE SR-752 SEC. DE LAVADO CON TEA
C-752
GAS A LA SECCIÓN DE REFORMACIÓN
C-754
F-755
F-756
A AMINE GUARD
F-754 F-753
PC-752 A/B
F-752
SR-753CO2 A PLANTA DE UREA
PC-753 A/B
Resultados y Discusiones
145
natural sin la necesidad de adicionar algún inhibidor de corrosión,
evitándose el posible taponamiento de equipos.
Por otra parte se evita que el personal entre en contacto con químicos
como el vanadio y el antimonio, conocidos como agentes perjudiciales para
la salud. La eliminación del uso de Amine Guard evitaría la inyección de aire
al sistema, fuente de degradación de la amina y factor generador de
corrosión en tuberías.
El uso de esta amina es conocido a nivel mundial, aquí en Venezuela,
Pequiven El Tablazo realizó esta modificación, que servirá de referencia para
evaluar los posibles problemas operacionales que se puedan presentar,
además de contar con su apoyo para suministro de la amina en el caso de
cualquier eventualidad presentada en el proceso de compra.
Figura 5.18. Sistema de absorción de CO2 con Diglicolamina.
DESDE X-702
A LA SEC. DE REFORMACIÓN
DESDE SR-752 SEC. DE LAVADO CON TEA
C-
GAS A LA SECCIÓN DE REFORMACIÓN
C-754
F-755
F-756
A AMINE GUARD
F-754
A F-757
SR-755
F 753
PC-752 A/B
A C-751
F-752
SR-753CO2 A PLANTA DE UREA
PC-753 A/B
PC-754 A/B
Resultados y Discusiones
146
5.5 Realizar una evaluación técnico-económica de las alternativas de
solución a los problemas de la sección de lavado.
La solución a la problemática planteada en el objetivo 3 del presente
trabajo, se corrige por medio de la implementación de cualquiera de las
siguientes alternativas, la primera es la colocación de un intercambiador de
calor paralelo al F-755, que permita que éste se limpie mientas el otro se
encuentra en servicio y la segunda es cambiar el solvente existente por uno
con mayor capacidad de absorción (DGA).
CASO 1: Implementación de un intercambiador en paralelo
La instalación de este intercambiador permitirá reducir las pérdidas de
amina por evaporación y arrastre debido a las altas temperaturas en las
torres de la sección, así como también, permitirá que la absorción en la torre
se efectúe de tal manera que la composición de CO2 hacia metanación se
encuentre dentro de los parámetros de especificación, con un flujo de amina
adecuado, evitando así posibles paradas de la etapa de metanación.
Además la corrosión en sistemas de tratamiento de gases se favorece a
altas temperaturas, por lo que se mejoraría el factor corrosivo de la amina al
disminuir las temperaturas. Por otro lado esta opción permitirá que el lavado
del intercambiador se realice con la planta en marcha, lo que reduce las
pérdidas de producción y por consiguiente las pérdidas económicas para la
empresa, es decir que no es necesario esperar hasta las paradas de planta
para poder optimizar el funcionamiento del intercambiador, ya que estará
disponible otro para reemplazarlo.
Es importante resaltar que al incluir el intercambiador en el sistema se
esta mejorando el problema de alta temperatura de absorción en la sección,
pero no se está atacando la causa raíz del problema que es el ensuciamiento
del intercambiador debido a la precipitación de los inhibidores del sistema
Amine Guard.
Resultados y Discusiones
147
Para trabajar con altas concentraciones de amina se incluyó este sistema
de inhibidores, debido a que la MEA es muy corrosiva, y si éste se elimina
para disminuir la rata de ensuciamiento del intercambiador, es
indispensable reducir la concentración de amina por debajo del 20%.
Trabajar a esta concentración de amina implica una disminución en la carga
de la planta o un aumento de CO2 en la corriente hacia metanación, ya que a
estas concentraciones la amina no es capaz de eliminar todo el CO2
requerido.
Actualmente la empresa consume un total de 560 tambores de MEA
anuales, cada tambor posee 200 kg de amina, lo que se traduce en
112.000,00 kg. La amina que se arrastra en las torres no se recupera, por lo
que se tiene que reponer en el sistema para alcanzar las concentraciones
deseadas para una buena absorción con el contenido de CO2 dentro de
especificación, esta reposición genera costos anuales de 651 MM Bs., que
sumados a los generados por el consumo de Amine Guard (Ver Tabla 5.20)
resulta 653 MM Bs. de costos operacionales actuales.
TABLA 5.20
COSTOS OPERACIONALES ACTUALES POR AMINE GUARD
Inhibidores Costo
(Bs./cuñete) Cuñetes Total (Bs.) Inh. A 25262.5 5 116.855
Inh. B 15394 2 30.788
Inh. C 55900 28 1.573.607
TOTAL
1.721.250
Por otra parte, el intercambiador mejoraría las temperaturas en el
sistema y sus valores llegarían a igualarse a los de diseño. Para estas
condiciones las pérdidas de amina son de 3.57 kgh-1, aproximadamente 141
tambores de amina anuales, esto genera unos costos operacionales de 165
MM Bs. Al obtener la diferencia entre el consumo de amina actual y el
Resultados y Discusiones
148
consumo de amina por diseño se logra ahorrar, al implantar esta alternativa
487 MM Bs. aproximadamente.
La inversión inicial necesaria para la implementación de este
intercambiador incluye, la ingeniería, suministro de materiales, fabricación,
ensayos, transporte, instalación, imprevistos y los costos por mantenimiento
del equipo en cuanto al lavado químico.
La ingeniería, suministro de materiales, fabricación, ensayos y transporte
fueron cotizados por el personal de PEQUIVEN a través de la empresa TRIME
C.A. La instalación se estimó como un 30% del valor del equipo, los
imprevistos se estimaron como un 5% del mismo y el costo por
mantenimiento fue proporcionado por personal de la empresa. Todos estos
costos se indican en la tabla 5.21
TABLA 5.21
INVERSIÓN INICIAL PARA LA IMPLEMENTACIÓN DEL
INTERCAMBIADOR DE CALOR
Requerimientos Costos ( MM Bs.) Intercambiador de calor de tubo y carcasa igual al existente 618
Instalación del Equipo 185
Imprevistos 31
Solución para limpieza química 31
TOTAL 865
La estimación del tiempo en que se recupera la inversión, se realizó
asumiendo que la empresa esta dispuesta a proporcionar el mismo dinero
que se está consumiendo actualmente, por concepto de pérdida de amina,
así todo el ahorro serviría para pagar la inversión inicial del intercambiador.
Resultados y Discusiones
149
De acuerdo al ahorro obtenido anualmente, los costos operacionales y la
inversión, se tiene que el intercambiador se paga en casi tres años (ver Tabla
5.22)
TABLA 5.22
ESCALA DEL TIEMPO PARA LA ESTIMACIÓN DE COSTOS DE LA
IMPLEMENTACIÓN DEL INTERCAMBIADOR
Caso I
Año 1 Año 2 Año 3 Inversión Inicial (MM Bs.)
865,250,386.00 544,875,212.30 255,401,838.11
Gastos Anuales (MM Bs.) 166,226,938.59 197,128,738.09 197128738.09
Ahorro (MM Bs.) 486,602,112.28 486,602,112.28 486602112.28
Total (MM Bs.) -544,875,212.30 -255,401,838.11 34,071,536.09
En la tabla anterior se observa que invertir 865 millones de bolívares se
recuperan en casi 3 años, por lo que se desglosó el último año, y se realizó
un estimado mensual, para establecer con mayor exactitud el tiempo en
recuperar la inversión (Ver Tabla 5.23):
CASO 2: Cambio de solvente
Para la segunda alternativa (cambio de solución al 30% peso de MEA por
una solución al 50% peso de DGA), se realizó un balance de masa y energía
por medio del programa de simulación Hysys (ver Apéndice D), con el fin de
establecer las condiciones operacionales de este circuito, manteniendo los
mismos equipos en planta, y para predecir la composición de CO2 hacia
metanación al cambiar el solvente.
A partir de la implementación de esta alternativa se ataca directamente la
causa raíz, ya que se elimina del sistema la fuente de ensuciamiento
(sistema Amine Guard). Debido a que la DGA es una amina primaria
altamente reactiva con un peso molecular mayor que la MEA, y con un
punto de ebullición mayor es la amina encontrada en el mercado que
garantiza el funcionamiento adecuado de la sección de lavado con altas
Resultados y Discusiones
133
TABLA 5.23
ESTABLECIMIENTO DEL TIEMPO DE RECUPERACIÓN DE LA INVERSÓN INICIAL PARA COLOCAR EL
INTERCAMBIADOR PARALELO AL F-755 PARA EL ÚTIMO AÑO.
TABLA 5.23 (CONTINUACIÓN)
ESTABLECIMIENTO DEL TIEMPO DE RECUPERACIÓN DE LA INVERSÓN INICIAL PARA COLOCAR EL
INTERCAMBIADOR PARA LELO AL F-755 PARA EL ÚTIMO AÑO.
Caso I Año 3 7 8 9 10 11 12 Inversión Inicial
(MM Bs.) 141 117 93 68 44 20 Gastos Mensuales
(MM Bs.) 15 15 15 15 15 15 Ahorro
(MM Bs.) 39 39 39 39 39 39 Total
(MM Bs.) -117 -93 -68 -44 -20 4
Caso I Año 3 1 2 3 4 5 6 Inversión Inicial
(MM Bs.) 255 262 238 214 189 165 Gastos Mensuales
(MM Bs.) 46 15 15 15 15 15 Ahorro
(MM Bs.) 39 39 39 39 39 39 Total
(MM Bs.) -262 -238 -214 -189 -165 -141
Resultados y Discusiones
151
concentraciones, menor flujo de recirculación y menos corrosión en las
líneas y equipos.
El cambio del solvente implica estudiar en profundidad la capacidad de
los equipos presentes en la sección, esto se realizó a través de la simulación,
determinándose que no es necesaria la modificación de ningún equipo, ya
que los intercambiadores tienen la capacidad de transmitir todo el calor
requerido por cada corriente y son capaces de manejar las temperaturas
adecuadas para la absorción y desorción en el sistema, las etapas de la torre
son suficientes para una buena absorción y por último, las bombas son
capaces de manejar el flujo de recirculación.
La inversión inicial de este proyecto fue proporcionada por la empresa
“International Procurement Services C.A.”, y ésta incluye la cantidad de
solución al 50% en peso de DGA que se debe adicionar para abarcar un
volumen de 145 m3, que es el volumen del sistema, además es importante
resaltar que el sistema se debe acondicionar para incluir esta amina, a
través del lavado a los intercambiadores F-755, F-756, F-753 y al purificador
de amina. Ambos puntos generan costos de orden de los 628 MM Bs.
TABLA 5.24
INVERSIÓN INICIAL PARA LA IMPLEMENTACIÓN DEL CAMBIO DE
SOLVENTE
Requerimientos Costos (MM Bs.) Solución de Amina 483 Limpieza y acondicionamiento del sistema para el cambio de la solución 145 TOTAL 628
La reposición de amina para este sistema será la establecida por
simulación en cuanto al arrastre de la torre C-752 hacia metanación y por el
arrastre de la torre C-754 hacia la planta de Urea. Al sumar ambos arrastres
se tiene que las pérdidas son de 3.1 kgh-1, y al estimar el costo de esta DGA
Resultados y Discusiones
152
que es irrecuperable, da como resultado un costo operacional de 162 MM
Bs. /año por este concepto.
De implementarse esta alternativa la empresa tendría un ahorro de 491
MM Bs. anuales, éste se calculó obteniendo la diferencia entre el consumo
de amina actual menos los costos asociados a inhibidores y al arrastre de
DGA en las torres por simulación.
Por otra parte esta alternativa permite ahorrase costos de mantenimiento
del intercambiador amina-amina, y que el sistema estaría mucho más libre
de sólidos que se depositen sobre la superficie de los equipos. Este
mantenimiento se haría sólo con las paradas de planta mayor.
Para la estimación del tiempo en que se paga la inversión inicial de esta
alternativa, igualmente se realizó a partir del ahorro generado para la
empresa si ésta se llegara a implementar (ver Tabla 5.25).
TABLA 5.25
ESCALA DEL TIEMPO PARA LA ESTIMACIÓN DE COSTOS DE LA
IMPLEMENTACIÓN DEL CAMBIO DE SOLVENTE
Caso 2 Año 1 Año 2
Inversión Inicial (MM Bs.) 628 299
Gastos Anuales (MM Bs.) 162 162
Ahorro (MM Bs.) 491 491
Total (MM Bs.) -299 29
De acuerdo a este estimado, la inversión para cambiar de solvente se
recupera en casi dos años, por lo que él ultimo año se desglosó y su
estimado se encuentra en la Tabla 5.26:
Resultados y Discusiones
151
TABLA 5.26
ESTABLECIMIENTO DEL TIEMPO DE RECUPERACIÓN DE LA INVERSÓN INICIAL MENSUAL
PARA EL ÚLTIMO AÑO, AL REALIZAR EL CAMBIO DE AMINA
Caso II Año 2 1 2 3 4 5 6 Inversión Inicial
(MM Bs.) 299 273 247 221 195 168
Gastos Mensuales (MM Bs.) 14.7 14.7 14.7 14.7 14.7 14.7
Ahorro (MM Bs.) 41 41 41 41 41 41
Total (MM Bs.) -273 -247 -221 -195 -168 -142
TABLA 5.26 (CONTINUACIÓN)
ESTABLECIMIENTO DEL TIEMPO DE RECUPERACIÓN DE LA INVERSÓN INICIAL MENSUAL
PARA EL ÚLTIMO AÑO, AL REALIZAR EL CAMBIO DE AMINA
Caso II Año 2 7 8 9 10 11 12 Inversión Inicial
(MM Bs.) 142 116 90 64 38 12
Gastos Mensuales (MM Bs.) 14.7 14.7 14.7 14.7 14.7 14.7
Ahorro (MM Bs.) 41 41 41 41 41 41
Total (MM Bs.) -116 -90 -64 -38 -12 15
Resultados y Discusiones
152
Luego de estimar los costos totales al implementar ambas alternativas,
así como el tiempo en que se recupera la inversión, se realizó una matriz de
selección entre ambas tecnologías para el endulzamiento de gas, es decir,
con la implementación del intercambiador al proceso actual (MEA con
inhibidores) y al cambiar la MEA por DGA.
Para la realización de esta matriz se analizó el proceso detalladamente
por medio de las simulaciones, propiedades de los solventes, etc., con el fin
de establecer los criterios técnicos y económicos más importantes que
influyen directamente sobre el proceso. El nivel de importancia se estimó con
el personal de la empresa, para que la matriz se adapte a las necesidades de
la misma.
TABLA 5.27
MATRIZ DE SELECCIÓN
Factores MEA e inhibidores DGA
1. Ensuciamiento en el
sistema. (15%) 10
15
2. Pérdidas de aminas (10%) 15 16
3. Composición de CO2 hacia
metanación. (20%) 13 20
4. Corrosión en tuberías.
(15%) 15 18
5. Regeneración de los
productos de degradación
(10%).
0 10
6. Inversión inicial (10%). 13 17
7. Disponibilidad y costo de
materia prima (10%). 15 10
8. Tiempo de recuperación de
la inversión. (10%) 10 17
TOTAL 11.65 13.95
Resultados y Discusiones
153
El ensuciamiento en el sistema es un factor de suma importancia para
los procesos de endulzamiento de gas, esto es debido a que en ellos ocurre la
formación de sales termoestables que por condiciones de operación pueden
precipitar obstruyendo equipos, etc.
Para trabajar a concentraciones de MEA mayores al 20%, se tiene que los
inhibidores son el único sistema adicional que proporciona una protección a
la corrosión en tuberías y equipos, por lo que es indispensable que estén en
funcionamiento. Estos inhibidores son metales pesados que al precipitar
ayudan a la formación de sólidos en el sistema como lo es la capa pasivante.
Esta condición de proceso es trabajar muy cerca del límite, ya que cualquier
perturbación del sistema, se refleja en un descontrol de las variables del
sistema Amine Guard.
Al trabajar con DGA se evita la precipitación de sólidos adicionales a las
sales termoestables, evitando así incrustaciones en tuberías y equipos, que
se reflejan en costos por mantenimiento. Es por esta razón que al cambio de
amina se le asignó mayor puntuación en este factor.
Las pérdidas de amina es un factor que siempre estará presente
indiferentemente del solvente utilizado, ya que estas se producen por
evaporación y arrastre del solvente en las torres. Para la DGA, por ser una
molécula de alto peso molecular, el punto de ebullición de ésta es mayor que
el de la MEA, por lo que se reducen las pérdidas por evaporación, ya que la
solución tendrá que alcanzar temperaturas más altas para evaporarse. Esto
se demuestra al simular ambos circuitos, para la DGA las pérdidas son de
3.1 kgh-1 y para la MEA son de 3.5 kgh-1, obteniéndose una diferencia no
muy significativa, por lo que la puntuación para este factor se estableció con
un mínimo incremento para la opción del cambio de amina.
La composición de gas a la salida de la sección es el factor más
importante dentro de los establecidos en la matriz, ya que este debe cumplir
de acuerdo a los requerimientos de la sección de metanación, para el caso de
Resultados y Discusiones
154
trabajar con MEA e inhibidores esta composición alcanza por diseño los 500
ppm, y para la DGA de acuerdo al balance realizado en Hysys, a las mismas
condiciones de presión y temperatura, se alcanza una composición de 7
ppm, esto le proporciona un margen de holgura a la variable, ya que si existe
una perturbación en el sistema, esta tendrá un rango de variabilidad mayor
que la composición de CO2 trabajando con MEA, donde puede fluctuar sin
afectar las condiciones de metanación. Esto le proporciona mayor
puntuación a la composición generada al trabajar con DGA.
La corrosión en tuberías y equipos es importante para este tipo de
procesos, ya que de esta depende el funcionamiento adecuado de equipos
dentro del tiempo establecido como vida útil de los mismos. Estos sistemas
contienen CO2 que al estar en presencia de agua forman el ácido carbónico,
principal fuente de corrosión en el sistema, además a medida de que la
solución de MEA aumenta su concentración, la misma se hace más
corrosiva, favoreciendo al deterioro de los materiales. Es por ello que este
sistema tiene inhibidores de corrosión que impiden el ataque del ácido a la
superficie del material, a través de la formación de la capa pasivante.
Por otra parte la solución de DGA es mucho menos corrosiva que la MEA
por lo que su concentración en solución puede variar desde 50% hasta 70 %.
Pero al comparar ambos procesos se tiene que los dos solventes son
corrosivos, la MEA en mayor proporción que la DGA, pero al poseer
inhibidores se resta el poder corrosivo de la primera, por lo que la
puntuación establecida para este criterio, no varía mucho.
El siguiente factor es la regeneración de los productos de degradación,
para el caso de la MEA, estos productos no son regenerados en el purificador
de amina. La amina degradada es una amina perdida que no es capaz de
absorber CO2, además los productos de degradación suelen ser corrosivos
por lo que facilitan el desgaste del material en tuberías y equipos. Para el
caso de la DGA, ésta se degrada en dos productos diferentes, de estos sólo el
BHEEU (bis-hidroxietil-etoxi-urea) es regenerable a las condiciones del
Resultados y Discusiones
155
purificador F-754, por lo que se recupera parte de la amina disminuyendo
costos por reposición de amina al sistema. Esto trae como consecuencia que
la alternativa de mejorar las condiciones operacionales con el mismo
solvente (MEA) no reciba puntación y que la máxima se establezca para el
cambio de solvente.
La evaluación económica para este sistema se realizó solo considerando
los costos operacionales por reposición de amina, y a partir de los ahorros
generados para la empresa al colocar una u otra alternativa, ya que el CO2
producido se envía a la planta de Urea, careciendo de ingresos brutos. La
inversión inicial de colocar un intercambiador es más costosa que la
necesaria para el cambio del solvente, por otro lado los costos operacionales
son mayores para la MEA con inhibidores, ya que estos deben reponerse de
acuerdo a las condiciones del proceso, a diferencia de trabajar sólo con DGA
que los costos son por reposición de amina.
Por consiguiente el tiempo en recuperar la inversión para la colocación
de intercambiador es mayor que para recuperar la inversión inicial por
cambio del solvente, colocándosele mayor puntuación a la alternativa que
permita recuperar la inversión en un tiempo menor.
De acuerdo a la matriz de selección, la alternativa más viable es el
cambio de amina, ya que obtuvo la mayor puntuación de acuerdo a los
criterios establecidos. Esta matriz evalúa los criterios técnicos y económicos,
pero al incorporar los criterios ambientales, el sistema Amine Guard lleva las
de perder porque trabaja con metales pesados que dificultan el tratamiento
de efluentes en caso de ser necesario enviarlos al mar, además de que estos
metales son perjudiciales para la salud de los operadores que trabajan en
esta área de la planta.
CONCLUSIONES
Resultados y Discusiones
156
1. La simulación de la etapa de acondicionamiento de gas con datos de
diseño establece que los intercambiadores F-758 A/B por sí solos no
son capaces de alcanzar la temperatura necesaria para la absorción en
la torre C-751, por lo que es indispensable que el gas fluya a través del
F-760, para que éste ajuste la temperatura hasta alcanzar los 70°C.
2. Las etapas teóricas para la torre de absorción de TEA (C-751) fueron
43 y para la torre regeneradora (C-753) de 19 etapas.
3. Las etapas teóricas para la torre de absorción de MEA (C-752) fueron
11 y para la torre regeneradora (C-754) de 23 etapas.
4. Las temperaturas involucradas en el circuito TEA se mantuvieron con
errores por debajo del 10%, exceptuándose la corriente de TEA pobre
de salida de la torre C-753.
5. El máximo error generado la simulación con datos de diseño, en
cuanto a presiones fue de 1.03%.
6. Los errores encontrados para las composiciones y los flujos en las
corrientes más importantes de gas son aceptables dentro de los
esperados para las simulaciones, ya que el máximo error obtenido es
menor a 10%.
7. Las temperaturas para la simulación del circuito de MEA se
encuentran dentro de rango, presentando errores entre 0% y 16%,
exceptuando a la salida del F-752 y a la del condensado del SR-753,
que se reportan valores del 44.8% y 33.7 % respectivamente.
8. El máximo error encontrado para las presiones en el circuito MEA, es
de 7.04% y es el reportado para la corriente de MEA pobre de entrada
al F-756.
Resultados y Discusiones
157
9. La simulación de la sección de lavado con datos de diseño utilizando el
paquete termodinámico Amine Pkg, arroja resultados confiables al
compararlos con los balances proporcionados por la empresa Glitisch.
10. El flujo de entrada a la sección de lavado es de 3865.17 kgmolh-1 para
base seca y 6957.32 kgmolh-1 para base húmeda.
11. La composición de CO2 a la salida del separador SR-752, es de 6.9%,
con un error de 4% con respecto a los análisis de laboratorio.
12. Las desviaciones para la temperatura del simulador con datos actuales
en el circuito TEA y la reportada en la toma de datos, no excedió el 10%
máximo de error.
13. La desviación máxima de temperatura para el circuito TEA a
condiciones actuales fue de 5.62%.
14. Las desviaciones para las presiones del simulador con datos actuales
en el circuito TEA y la reportada en la toma de datos, no excedió el 10%
máximo de error.
15. La desviación máxima de presión para el circuito TEA con datos
actuales fue de 6.92%
16. El máximo error generado para el reciclo abierto en el circuito de MEA
a condiciones actuales fue de 6%.
17. Las desviaciones máximas de temperatura para el circuito de MEA a
condiciones actuales es del orden del 13% y para las presiones fue de
2.38%
Resultados y Discusiones
158
18. El simulador se adapta a las condiciones de operación actual de la
sección de lavado, arrojando resultados confiables para ambos circuitos.
19. Los perfiles de temperatura tomados en planta, indican el exceso de
amina presente en el sistema, para ambos circuitos.
20. El circuito TEA no presenta desviaciones significativas entre las
condiciones actuales y las de diseño.
21. La composición de CO2 a la salida del separador SR.-752 es de 7.12%
para las condiciones actuales, cuando por diseño son de 6.9%
22. Las máximas desviaciones de temperatura en el circuito de TEA, entre
las condiciones actuales y las de diseño son del 5%
23. Para las presiones en el circuito TEA, los máximos errores se
encuentran por el orden de los 28% para la presión en la torre
regeneradora.
24. Las máximas desviaciones para el circuito de MEA en cuanto a
temperatura son de 66%.
25. Las altas temperaturas en el circuito de MEA, se deben a la deficiencia
de intercambio en el F-755, debido a la precipitación de los inhibidores
de corrosión del sistema Amine Guard.
26. La falta de instrumentación y los problemas de muestreo de la
solución en el sistema Amine Guard, trae como consecuencia el control
inadecuado de las concentraciones de los inhibidores en el sistema.
27. Los problemas de temperatura y ensuciamiento del circuito de MEA de
la sección de lavado, se pueden corregir por medio de la implementación
de un intercambiador amina-amina, que trabaje en paralelo al F-755,
Resultados y Discusiones
159
sirviendo de reemplazo, para poder limpiar el que estuvo en servicio, y a
través del cambio de solvente existente por otro con mayor capacidad de
absorción (Diglicolamina).
28. La frecuencia de mantenimiento por lavado químico del nuevo
intercambiador será una vez al año de acuerdo a la tendencia de
disminución del diferencial de temperatura para los años anteriores.
29. Los costos asociados a la inversión inicial de la colocación del
intercambiador son mayores que los calculados para el reemplazo de
amina.
30. Los cosos por reposición de amina al trabajar con DGA son menores a
los encontrados al trabajar con MEA e inhibidores.
31. La colocación de este intercambiador permitirá reducir las pérdidas de
amina por evaporación y arrastre debido a las altas temperaturas en las
torres de la sección.
32. El cambio de amina solucionará la causa raíz del problema, que es el
ensuciamiento del intercambiador F-755
33. Las pérdidas de amina al trabajar con DGA son menores a las
encontradas al trabajar con MEA e inhibidores, debido al alto peso
molecular de la DGA.
34. La implementación de la colocación del intercambiador en paralelo, le
permite a la empresa ahorrar 487 MMBs. anuales aproximadamente, y
la realización del cambio de amina le ahorra 491 MM Bs. anuales.
35. El tiempo para recuperar la inversión inicial de la colocación de un
intercambiador es dos años y once mese, en cambio para el reemplazo
de amina es de un año y siete meses.
Resultados y Discusiones
160
36. La alternativa más viable según la matriz de decisión es el cambio del
solvente existente por DGA.
RECOMENDACIONES
1. Revisar el diagrama de instrumentación y tuberías por las distintas
corrientes del sistema, con el fin de colocar la debida instrumentación
que garantice el control de las variables y facilite la rápida evaluación
de toda sección de lavado de CO2.
2. Revisar la calibración de los instrumentos existentes en la sección, con
el fin de obtener datos precisos de las variables involucradas en el
proceso.
3. Continuar el desarrollo de las ramas del árbol de fallas que no
pudieron ser validadas (Causas humanas), con el fin de encontrar la
causa latente del problema.
4. Revisar la propuesta del cambio de amina, con el fin de establecer con
mayor profundidad la ingeniería de detalle del sistema, para evitar
problemas operacionales en la sección.
5. Contactar al personal de Pequiven El tablazo para establecer los
posibles problemas operacionales fortuitos, que se pueden presentar al
trabajar la sección de lavado con DGA, ya que ellos ya realizaron el
cambio de amina propuesto en este trabajo.
Resultados y Discusiones
161
6. Adquirir herramientas de simulación que permitan al ingeniero de
procesos evaluar de manera rápida y precisa la sección de lavado de
CO2 de manera más periódica.
7. Evaluar con mayor profundidad el funcionamiento de las bombas en el
sistema, en cuanto a la cavitación en las mismas.
8. Traducir y actualizar el procedimiento de dosificación y muestreo de
químicos del sistema Amine Guard, de no implementar las alternativas
propuestas en este trabajo, con el fin de facilitar el muestreo y control
adecuado de la sección.
BIBLIOGRAFÍA
1. Acid Gas Removal Systems. (En línea). Disponible en:
http://www.wittemann.com/agr.html
2. Aminas. Disponible en: http://es.geocities.com/quimicorganica
3. Anderson, Richard R.; Strazisar, Brian R. ; White, Curt M. Degradation
of Monoethanolamine Used in Carbon Dioxide Capture from Flue Gas of a
Coal-fired Electric Power Generating Station. 2000. Pittsburgh
4. Carbon Dioxide: Applications and uses. (En línea). Disponible en:
http://www.uigi.com/carbondioxide.html
5. Da Silva, Eirik; Svendsen, Hallvard. The chemistry of CO2 absorption
in amine solution studied by computational Chemistry. Norwegian
University of Science and technology.
6. DYNASONICS. Portable Doppler Ultrasonic flow meter. Operations and
Maintenance Manual. Series 902/903. March 2000.
Resultados y Discusiones
162
7. Forzanti, L. (1992). Análisis y resolución de problemas en la industria.
Universidad de Carabobo. Venezuela.
8. Gas Sweetening with Alcanolaminas (En línea). Disponible en
http://www.lurgi.com
9. Glitisch Incorporated. Description of operations No. 4 for section 750
(165a) CO2 removal of the 600MT/D Ammonia plant. Instituto Venezolano
de Petroquímica. Dallas USA. 1997.
10. Haws, Randy. CCR Technologies Inc. Contaminants in amine Gas
Treating. 2003
11. Huntsman Corporation. Tecnologías de tratamientos con aminas.
Entrenamiento técnico. 2005
12. Huntsman Corporation. Unidades de tratamiento de gas.
Entrenamiento en sistemas de aminas.2005
13. Hydrocarbon Processing. Reduce amine plant solvent losses. Part 1 &
2. Abril 1994.
14. Hydrocarbon Processing. Amine plant troubleshooting and
optimization. Abril 1995.
15. Hysys Tutorial v.3.1. Steady State Model & Simulation Basis.
16. Jouraleva, Daria. ECO-TECH. Impact of Continuous Removal of Heat
Stable Salts on Amine Plant Operation. 2001
Resultados y Discusiones
163
17. Jaureguiberry S., Tomás. “Estudio comparativo de procesos de
recuperación de CO2 por absorción con aminas”. Universidad politécnica de
Cataluña. España. Febrero de 2005.
18. Maddox, Robert N. Gas Conditioning and Processing. Volumen 4. Gas
and liquid Sweetening. Campbell Petroleum Series September 1985 third
Edition.
19. Murlidahr, G. CO2 Capture Technologies and Opportunities in Canada.
Alberta, Canada: 2003.
20. Operaciones de transferencia de Masa. Robert E. Treybal. Segunda
edición. Mc Graw Hill. Traducción: Amelia García Rodríguez. México 1988.
21. Perry, Robert H. Manual del Ingeniero Químico. Tomo V. Sexta edición.
Mc Graw Hill. 1992.
22. PDVSA. Manual de Diseño de Procesos. Principios Básicos de
Intercambiadores de Calor.1995
23. PEQUIVEN. Manual de instrucciones de trabajo. Planta de Amoníaco.
Instalación 180A. Sección II.
24. Refining Details Notebook. Amine gas treating 2. Abril 1998
25. Treybal, Robert E. Operaciones de transferencia de masa. Mc Graw
Hill. Segunda Edición. 2001
26. UOP. Manual de operación del sistema Amine Guard. 1985
27. Van Wylen, Gordon. Fundamentos de termodinámica. Editorial
Limusa. México. 1977
Resultados y Discusiones
164
28. Walpole, Myers. Probabilidad y Estadística. Tercera Edición. Mc Graw
Hill. Traducción: Gerardo Maldonado Vásquez. 1992.