1

PROPUESTA PARA LA ELIMINACIÓN DE H2S PROVENIENTE DEL CRAQUEO

CATALÍTICO A TRAVES DE LA SIMULACIÓN DE DIFERENTES COLUMNAS

DE DESTILACIÓN

SANDRA LORENA ALONSO MARTÍNEZ

HÉCTOR OSWALDO CÁRDENAS AYALA

FUNDACIÓN UNIVERSIDAD DE AMERICA

FACULTAD DE INGENIERIAS PROGRAMA DE INGENIERIA QUÍMICA

BOGOTÁ D.C. 2015

2

PROPUESTA PARA LA ELIMINACIÓN DE H2S PROVENIENTE DEL CRAQUEO

CATALÍTICO A TRAVÉS DE LA SIMULACIÓN DE DIFERENTES COLUMNAS

DE DESTILACIÓN

SANDRA LORENA ALONSO MARTÍNEZ

HÉCTOR OSWALDO CÁRDENAS AYALA

Trabajo de proyecto de grado para optar el título de Ingeniero Químico

Jeffrey León Pulido

Ingeniero Quimico/Msc/. Phd

FUNDACIÓN UNIVERSIDAD DE ÁMERICA

FACULTAD DE INGENIERIAS PROGRAMA DE INGENIERIA QUIMICA

BOGOTÁ D.C. 2015

3

Nota de aceptación

_______________________________

_______________________________

_______________________________

______________________________

Presidente del Jurado

______________________________

Jurado

______________________________

Jurado

Bogotá D.C, fecha y fecha de entrega

4

DIRECTIVAS DE LA UNIVERSIDAD

Presidente de la Universidad y Rector del Claustro

Dr. Jaime Posada Díaz

Vicerrector de Desarrollo y Recursos Humanos.

Dr. Luis Jaime Posada García-Peña

Vicerrectora Académica y de Posgrados

Dra. Ana Josefa Herrera Vargas

Secretario General

Dr. Juan Carlos Posada García-Peña

Decano General Facultad de Ingenierías

Dr. Julio Cesar Fuentes Arismendi

Director Programa Ingeniería Química

Ing. Leonardo de Jesús Herrera Gutiérrez

5

Las directivas de la Universidad

de América, los jurados

calificadores y el cuerpo docente

no son responsables por los

criterios e ideas expuestas en el

presente documento. Estos

corresponden únicamente a los

autores

6

DEDICATORIA

Quiero dedicar este proyecto de grado primero a Dios que me ha dado la fuerza de

levantarme cuantas veces he caído, me dio todo lo que necesitaba para culminar

esta etapa tan importante para mí y me brindó en cada despertar una oportunidad

de salir adelante.

A mis padres José Ignacio Alonso Sereno y Cándida Martinez Suarez que desde

muy chiquita inculcaron en mi valores y principios que hacen de mi la mujer que soy

ahora, que a pesar de la distancia me apoyaron económicamente y emocionalmente

para no desfallecer frente a los obstáculos que a diario pone la vida; a mis hermanas

que han sido mi compañía y mis consejeras, a mis dos angelitos que guían cada

uno de mis pasos desde el cielo; a ellos un millón de gracias por ser mi motor y mi

fuerza.

A mis compañeros que hicieron parte de este proceso, que me apoyaron, me

acompañaron y me brindaron su amistad sincera.

Y por último y no menos importante a mi compañero, mi apoyo y mi ángel Héctor

Oswaldo Cárdenas que me ha acompañado estos cincos años y junto a mi convirtió

este proyecto de grado en una realidad; a su familia que siempre me brindaron un

apoyo incondicional y me hicieron sentir parte de ella.

¡Este proyecto no es solo mío, también es de ustedes!

Sandra Lorena Alonso Martínez

7

DEDICATORIA

Este triunfo se lo dedico especialmente a Dios por darme las fuerza necesarias

para lograr las metas propuestas, a mi familia en especial a mis padres Edgar

Oswaldo Cárdenas Posso e Irma Yaneth Ayala que me brindaron la oportunidad

de formarme académicamente para poder culminar este logro tan importante en

mi vida, gracias a ellos por enseñarme a valorar todas las oportunidades que me

da la vida y por inculcar en mi valores que me han hecho un hombre de bien, a mis

hermanas por acompañarme durante este proceso brindándome su apoyo en los

buenos y malos momentos, también le doy gracias a aquellas personas que

compartieron conmigo esta importante etapa en mi vida en especial a Sandra

Lorena por permitirme llevar a cabo este proyecto.

Héctor Oswaldo Cárdenas Ayala

8

AGRADECIMINETOS

Agradecemos primero a Dios por darnos la oportunidad de culminar una importante

etapa de nuestras vidas y por darnos la fuerza para seguir luchando frente a los

obstáculos presentados durante el desarrollo de este proyecto de grado.

A nuestros padres por todo el apoyo incondicional que nos brindaron

económicamente y emocionalmente, por creer siempre que somos capaces de

enfrentar cualquier dificultad de nuestras vidas.

A nuestro director Jeffrey León Pulido por darnos la oportunidad de desarrollar este

proyecto junto a él, por su paciencia y comprensión.

A nuestro asesor Fernando Moreno por orientar nuestro proyecto de grado y por

sus consejos para el desarrollo de este.

Al profesor de simulación Roque Jiménez Donado por la paciencia y la dedicación

que nos tuvo en el desarrollo de este proyecto de grado.

A la Universidad por brindarnos el conocimiento necesario estos cinco años para

culminar con éxito este proyecto de grado.

9

CONTENIDO

pág

INTRODUCCION 20

OBJETIVOS 22

1. SÍNTESIS DEL PROYECTO 23

1.1 ESTRUCTURA DE LA TESIS 23

2. ESTADO DEL ARTE 25

2.1 CONTEXTO EN PROCESOS DE SEPARACIÓN 25

2.2 COLUMNA DE DESTILACIÓN CONVENCIONAL 26

2.2.1 Columnas de destilación directa 26

2.2.2 Columnas de destilación indirectas 27

2.2.3 Columnas de destilación con secuencia distribuida 27

2.2.4 Columnas de destilación con acoplamiento térmico 28

2.2.4.1 Configuraciones Side Stream Stripper (SSS) y Side Stream

Rectifier(SSR) 28

2.2.4.2 Columna Petlyuk 29

2.2.5 Columna de destilación con pared dividida (DWC) 30

2.2.5.1 Configuraciones de pared dividida (DWC) 31

2.3 MODELOS TERMODINAMICOS 34

2.4 TRANSFERECIA DE MASA Y ENERGÍA EN COLUMNAS DE

DESTILACIÓN 37

2.5 CONCLUSIONES 43

3. ESTRATEGIAS DE SEPARACIÓN- AGUAS AGRIAS 45

3.1 SELECCIÓN DEL MODELO TERMODINAMICO 45

3.2 SIMULACION DE LAS AGUAS AGRIAS Y LA MEZCLA BTX EN

COLUMNAS DE DESTILACION CONVENCIONAL CASO 1 52

3.2.1 Simulación para el tratamiento de aguas agrias en una columna de

destilación convencional: 52

3.2.2 Simulación para la mezcla ternaria Benceno- Tolueno- p-Xileno en

columnas de destilación convencional (BTpX): 56

10

3.3 SIMULACIÓN DE LA MEZCLA BTX EN UNA CONFIGURACION

PETLYUK CASO 2 59

3.3.1 Parametrización y consideraciones de la simulación 59

3.4 CONCLUSIONES 65

4. SEPARACIÓN DE H2S EN AGUAS AGRIAS EN LA CONFIGURACIÓN

PETLYUK CASO 3 66

4.1 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO 66

4.2 RESULTADOS DE LA CONFIGURACION PETLYUK 77

5. ANÁLISIS DE LA CONFIGURACIÓN PETLYUK 81

5.1 ANÁLISIS UNIDAD CONVENCIONAL VS UNIDAD INTENSIFICADA

ACIDO SULFHIDRICO 81

6. CONCLUSIONES 88

7. RECOMENDACIONES 89

BIBLIOGRAFIA 90

ANEXOS 93

11

LISTA DE TABLAS

pág

Tabla 1. Validación de los componentes con Aspen Hysys 46

Tabla 2. Datos de alimentación a la columna convencional 54

Tabla 3. Condiciones de operación del stripper 54

Tabla 4. Validación de los datos de la mezcla H2S-NH3-H2O 55

Tabla 5. Comparación del calor transferido en las diferentes columnas de

aguas agrias 56

Tabla 6. Datos de alimentación para la separación convencional BTX 57

Tabla 7. Datos de la columna T100 introducidos al Simulador Aspen

Hysys V8.6 57

Tabla 8. Datos de la columna T101 introducidos al Simulador Aspen

Hysys V 8.6 58

Tabla 9. Comparación de los datos BTX 58

Tabla 10: Datos del primer estimado de la corriente vapor 101-in para la mezcla

BTpX 63

Tabla 11: Datos del primer estimado de la corriente liquido 101-in para la

mezcla BTpX 63

Tabla 12. Comparación de los resultados de la configuración 64

Tabla 13.Especificaciones para el método corto de la configuración Petlyuk 68

Tabla 14. Composiciones en fracción molar del método cortó 70

Tabla 15. Parámetros requeridos para llevar a cabo la configuración Petlyuk. 71

Tabla 16. Condiciones de operación de las corrientes de alimentación a la

columna principal (Primer estimado) 72

Tabla 17. Consumo de energía requerida por cada configuración para la mezcla

NH3-H2S-H2O 82

Tabla 18. Comparación de la pureza de los componentes en cada configuración 83

Tabla 19. Porcentaje de pureza de los componentes contaminantes en las

aguas acidas 84

Tabla 20. Tipos de refrigerantes 87

12

LISTA DE FIGURA

pág

Figura 1. Estructura de la tesis 24

Figura 2. Secuencia de destilación directa para una mezcla de tres

componentes 27

Figura 3. Secuencia de destilación indirecta para una mezcla de tres

componentes 27

Figura 4. Secuencia de destilación distribuida para una mezcla de tres

componentes 28

Figura 5. Configuración Side stream Rectifier (a) y Side stream Stripper (b) 29

Figura 6. Configuración Petlyuk para mezclas ternarias 30

Figura 7. Representación de la columna con pared divida 31

Figura 8. Tipos de columnas de destilación básica con pared dividida 32

Figura 9. Diferentes posiciones de la pared dividida 32

Figura 10. Configuración para mezclas con más de tres componentes 33

Figura 11. Primer paso para la selección de los métodos de propiedades físicas 35

Figura 12. Procedimiento para componentes polares y no polares 36

Figura 13. Opciones para los cálculos de la fase vapor con modelos de

coeficiente de actividad 37

Figura 14. Esquema general del modelo de una etapa en equilibrio 38

Figura 15. Configuración Petlyuk para determinar los balances de materia y

energía en cada etapa 40

Figura 16. Etapa de alimentación en el prefraccionador 41

Figura 17. Etapa superior de la columna principal 41

Figura 18. Etapa del condensador 42

Figura 19. Etapa del rehervidor 42

Figura 20. Columna convencional de las aguas agrias en Aspen Hysys 55

Figura 21. Secuencia de destilación indirecta para la separación de la mezcla

BTX 57

Figura 22. Método corto para la mezcla BTpX 61

Figura 23. Método riguroso de la configuración Petlyuk 63

Figura 24. Método cortó para el tratamiento de las aguas agrias

(H2S-NH3-H2O) 70

Figura 25. Condiciones de operación de la columna principal 71

Figura 26 Simulación de la columna principal con las corrientes de destilado

(vapor101-in) y fondos (líquido 101-in). Primer estimado. 72

13

Figura 27. Convergencia de la columna principal con sus respectivos productos

(primer estimado) 73

Figura 28. Convergencia de la columna principal con las corrientes Vapor 101-

out y Liquido 101-out (primer estimado) 73

Figura 29. Condiciones de operación del prefraccionador 74

Figura 30. Diagrama de flujo para desarrollar una configuración Petlyuk en

Aspen Hysys 75

Figura 31. Configuración Petlyuk sin reciclo 76

Figura 32. Configuración Petlyuk para el tratamiento de aguas agrias 77

14

LISTA DE GRÁFICAS

pág

Gráfica 1. Equilibrio líquido-vapor para el sistema Amoniaco-Agua 51

Gráfica 2. Equilibrio líquido-vapor para el sistema Ácido Sulfhídrico-Agua 52

Gráfica 3. Consumo energético en la mezcla BTpX 65

Gráfica 4. Analisis de la sensibilidad de la temperatura de destilado y el reflujo

vs la presion de operacion de la torre 67

Gráfica 5. Análisis de la sensibilidad de la temperatura de la corriente lateral y

el reflujo vs la presión de operación de la torre 67

Gráfica 6. Análisis de la sensibilidad de la temperatura de los fondos y el reflujo

vs la presión de operación de la torre 68

Gráfica 7. Presión en la etapa del condesador vs relación de reflujo 79

Gráfica 8. Presión en la etapa del rehervidor vs relación de reflujo 79

Gráfica 9. Requerimiento energético de cada configuración 82

Gráfica 10. Comportamiento de la composición en la columna principal de la

configuración Petlyuk 83

Gráfica 11. Comportamiento del flujo en cada etapa de la configuración Petlyuk 84

Gráfica 12. Comportamiento de la temperatura con respecto al número de platos

en la columna principal de la configuración Petlyuk 85

Gráfica 13. Comportamiento de la temperatura con respecto al número de platos

en la columna convencional 86

15

LISTA DE ECUACIONES

pág

Ecuación 1. Balance de materia en la etapa de alimentación. 41

Ecuación 2. Balance de energía de la etapa de alimentación. 41

Ecuación 3. Balance de materia de la etapa superior 41

Ecuación 4. Balance de energía de la etapa superior 42

Ecuación 5. Balance de materia en el condensador 42

Ecuación 6. Balance de energía en el condensador 42

Ecuación 7. Balance de materia del rehervidor 42

Ecuación 8. Balance de energía del rehervidor 42

Ecuación 9. Presión de vapor por la ecuación de Antoine extendida 46

Ecuación 10. Porcentaje de error 55

Ecuación 11. Calculo de etapas mínimas 59

Ecuación 12. Calculo de la relación de reflujo mínima 60

Ecuación 13. Cálculo de theta 60

Ecuación 14. Heurística para determinar la relación de reflujo externa 69

Ecuación 15. Relación externa de reflujo 69

Ecuación 16. Calculo para determinar la relación de reflujo 78

Ecuación 17. Calculo de la relación de reflujo para la configuración Petlyuk

(NH3-H2S-H2O) 78

16

NOMENCLATURA

𝑉𝑛: Flujo de vapor en la salida de la etapa

𝑉𝑛+1: Flujo de vapor que entra en la etapa proveniente de la etapa anterior

𝐿𝑛: Flujo de líquido en la salida de la etapa

𝐿𝑛−1: Flujo de líquido que entra en la etapa proveniente de la etapa anterior

𝐹𝑛: Flujo de alimentación

𝑍𝐴,𝐵: Fracción molar de los componentes de alimentación A y B

𝑍𝐵.𝐶: Fracción molar de los componentes de alimentación B y C

ℎ𝑓𝑛: Entalpía de cada fase (vapor-líquido) de la corriente de alimentación

𝑌𝐴,𝐵: Composiciones de la fase vapor a la salida de la etapa de los componentes A

y B

ℎ𝑉𝑛: Entalpía de cada fase (vapor-líquido) de la corriente de flujo de vapor

𝑌𝐵.𝐶+1: Composiciones de la fase va−por que entra en la etapa proveniente de la

etapa anterior (Componentes B y C)

ℎ𝑉𝑛+1: Entalpía de cada fase (vapor-líquido) de la corriente de flujo de vapor

𝑋𝐴,𝐵−1: Composiciones de la fase liquida que entra en la etapa proveniente de la

etapa anterior (Componentes A y B)

ℎ𝐿𝑛−1: Entalpía de cada fase (vapor-líquido) de la corriente de flujo de líquido

𝑋𝐵,𝐶: Composiciones de los componentes B y C de la fase liquida a la salida de la

etapa

ℎ𝐿𝑛: Entalpía de cada fase (Vapor-Líquido) de la corriente de flujo de líquido

𝑀𝐴,𝐵: Balance de materia para los componentes A y B teniendo en cuenta el modelo

de una etapa en equilibrio.

𝑀𝐵,𝐶: Balance de materia para los componente B y C teniendo en cuenta el modelo

de una etapa en equilibrio.

𝐻𝑛: Balance de energía para cada etapa de la columna

𝑈𝑛: Corriente lateral de líquido (reflujo)

ℎ𝑢𝑛: Entalpia de cada fase (vapor-liquido) de la corriente lateral liquido

𝑄𝑐𝑜𝑛𝑑: Flujo de calor del condensador

𝑊𝑛: Corriente lateral del vapor

𝑄𝑅𝑒𝑏: Flujo de calor del rehervidor

ℎ𝑤𝑛: Entalpia de cada fase (vapor-liquido) de la corriente lateral del vapor

T − 100: Columna principal de la configuración Petlyuk

T − 101: Prefraccionador de la configuración Peltyuk

DWC: Divide Wall Colunm (Columna con pared dividida)

17

GLOSARIO

AGUAS AGRIAS: es el agua residual producida en varios procesos de refinación.

Normalmente contiene sulfuro de hidrógeno (H2S) y amoníaco (NH3), que deben ser

eliminados antes de que el agua se pueda reutilizar en procesos de la refinería o

enviado a un sistema de aguas residuales.

ASPEN HYSYS: simulador de procesos de fuerte aplicación a nivel industrial,

principalmente en las fases de diseño conceptual, control, optimización y monitoreo

de procesos. Las aplicaciones más importantes corresponden a la industria de

crudo, procesamiento de gas, refinería y algunas industrias de separación de gases

del aire.

COLUMNA CON PARED DIVIDA (DWC): es una columna de destilación con pared

divida el cual se caracteriza por ser un proceso intensificado, ya que integra dos

columnas en una sola. Esta es térmicamente equivalente a la configuración Petlyuk.

COLUMNA DESPOJADORA (STRIPPER): es una columna que consta de un pump

around y un rehervidor para llevar a cabo la separación de amoniaco, ácido

sulfhídrico, cianuros y fenoles compuestos presentes en las aguas agrias con el fin

de reutilizar el agua en diferentes partes de la refinería o ser enviada a un sistema

de aguas residuales.

CONFIGURACION PETLYUK: es una configuración con acoplamiento térmico

completo que está compuesta por un pre-fraccionador el cual no tiene condensador

ni rehervidor; y una columna principal, en donde las corrientes de vapor y líquido

que salen de la primera columna (pre-fraccionador) están conectadas directamente

con la segunda columna.

DESTILACIÓN: es un método de separación térmica usado para la separación de

mezcla de dos o más sustancias en sus fracciones de componentes de pureza

deseado, con base en las diferencias de las volatilidades de los componentes, (que

están relacionados con los puntos de ebullición de estos componentes) por la

aplicación y la eliminación de calor. Tenga en cuenta que el termino de destilación

hacer referencia a un proceso de separación física o una operación unitaria

H2S: es un gas incoloro de fuerte olor, soluble en ciertos disolventes orgánicos

polares. Este compuesto es formado a partir de compuesto complejos de sulfuro

18

que en la carga se rompen formado H2S catalizados con calor. Algunos pueden

reaccionar para formar mercaptanos, tiofenos o incluso azufre elemental.

MODELO TERMODINAMICO: es un conjunto de ecuaciones que permiten estimar

las propiedades tanto de sustancias puras como de mezclas de ellas.

PUMP-AROUND: sirve para desplazar el calor dentro de una columna de

destilación. Este controla la temperatura de las etapas donde se retiraran los

productos (los puntos de ebullición) y por tanto la calidad. Lo que busca es enfriar y

condensar parcialmente los vapores que fluyen hacia arriba para mantener una

temperatura óptima dentro de la torre.

SHORTCUT: es un método corto propuesto por Triantafyllou y Smith, el cual hace

referencia a una secuencia de tres columnas de destilación (denominadas shortcut

en Aspen Hysys) que ayudan a proporcionar una estructura básica a la

configuración Petlyuk.

SIMULACIÓN DE PROCESOS QUIMICOS: es la tarea de representar un proceso

de transformación química o física mediante un modelo matemático que involucra

ecuaciones de balances de materia y energía acoplados con el equilibrio de fases y

con las ecuaciones de transporte y cinética química. De esta esta manera se busca

establecer comportamiento de un proceso de estructura conocida y en el que

algunos de los datos preliminares de los equipos que lo componen también se

conocen

SIMULADOR DE PROCESOS: es un programa de computador utilizado para

modelar el comportamiento en estado estacionario y transitorio de un proceso

químico, mediante la introducción de las presiones, temperaturas y velocidades de

flujo. En la actualidad los simuladores han extendido al estudio del comportamiento

dinámico de los procesos, así como a los sistemas de control y su respuesta a las

perturbaciones propias de una operación.

19

RESUMEN

Las aguas agrias provenientes del craqueo catalítico son tratadas en columnas

despojadoras las cuales requieren de una gran cantidad de energía para llevar a

cabo la separación esperada, es por ello que el presente estudio propone la

simulación de dos configuraciones de columnas de destilación con el fin de

comparar y evaluar que tan viable podría llegar a ser la propuesta; una de estas

configuraciones es realizada solo con una columna convencional donde el fin es

validar la mezcla y mirar con que pureza se obtiene el H2S evaluando a su vez el

consumo energético, la otra configuración está integrada energéticamente y es

comúnmente conocida como Petlyuk, esta cuenta con un absorbedor y una

columna de destilación principal interconectadas entre sí con el fin de facilitar la

separación y aprovechar toda la energía proveniente del primer equipo, esta

configuración es comparada con la simulación convencional y de los resultados

obtenidos se determina si reduce o no el energía y se elige también la configuración

que permite obtener el H2S más puro lo que quiere decir que las aguas agrias están

saliendo mucho más descontaminadas.

Para la realización de la configuración Petlyuk fue pertinente realizar primero una

simulación de esta con una mezcla que presente estudio en esta área con el fin de

validar la configuración ya que para la mezcla de estudio H2S-NH3-H2O no existe

ningún documento que pueda dar fuerza a esta propuesta; la mezcla con la que se

realizó dicha validación fue benceno-tolueno-pxileno y esta misma mezcla también

se compara con un proceso convencional para evaluar el comportamiento del

consumo energético.

Este proyecto presenta detalladamente cada una de las validaciones necesarias

para llevar a término cada uno de los objetivos propuestos.

Palabras claves: destilación, consumo energético, configuración Petlyuk,

configuración convencional, concentraciones, ácido sulfhídrico

20

INTRODUCCION

Actualmente uno de los recursos que presentan mayor contaminación es el agua ya

que algunas industrias prefieren deshacerse de las aguas residuales vertiéndolas

directamente a efluentes sin ningún tipo de tratamiento y con una alta carga de

compuestos contaminantes. Es por ello que aparecen normatividades que controlan

la cantidad de contaminantes que pueden estar presentes en aguas residuales,

como lo estipula el Artículo 72 decreto 1594 de 1984 a nivel nacional.

Con la creación de reglas y con sanciones para quienes las incumplan las industrias

se han preocupado por aplicar tratamientos que involucran tecnologías de la más

alta calidad sin prestar atención a la energía que estas puedan requerir y a su vez

al alto costo energético que estas puedan necesitar.

Las aguas agrias se presenta en gran cantidad en industrias que involucran

procesos de refinación y petroquímicos. La mayor cantidad de agua es la que

proviene del proceso de craqueo catalítico, debido a los diferentes lavados que esta

unidad presenta.

Estas aguas se convierten en una gran problemática ya que requieren tratamientos

extremadamente rigurosos que permitan la total eliminación de los componentes

contaminantes lo que requiere tecnología de alta gama o tecnología con un alto

consumo energético. La composición de estas aguas puede variar dependiendo del

tipo de crudo o procesos de la refinería, estas generalmente contienen “900 mg/L

de H2S, 2000 mg/L NH3; 200 mg/L de fenoles y 15 mg/L de cianuro”1; cabe aclarar

que estos no son los únicos compuestos presentes, pero son los más relevantes.

Este efluente de agua puede ser purificado con: oxidación con aire en torres a

temperaturas mayores de 200°F, intercambio iónico, despojo con gas combustible

o despojo con vapor en columnas de platos o empacadas. Estos procesos son

llevados a cabo en columnas despojadoras donde el número de platos depende del

compuesto que se quiere separar ya sea el H2S o el NH3 siendo estos los que se

presentan en mayor cantidad.

Las columnas despojadoras han presentado distinto problemas de taponamiento,

obstrucción de líneas, corrosión y consumo energético a lo largo del tiempo; es por

ello que este proyecto de grado pretende buscar una solución al cuarto problema,

1 ALVAREZ CASTRO, Helber Crispiniano. Optimización de la unidad despojadora de aguas agrias (T-2590) de la gerencia complejo Barrancabermeja mediante aplicación de herramientas de simulación. Bucaramanga, 2007, p. 3

21

planteando una configuración de columnas de destilación y corroborando si se

disminuye o no el consumo energético llevándola a cabo en un simulador comercial.

La configuración de dos columnas de destilación interconectadas es conocida

comúnmente como Petlyuk y es una alternativa de separación que tiene como

objetivo la reducción de costos energéticos y la obtención de los compuestos de

interés con una mayor pureza. De esta se busca explorar una alternativa para la

separación de H2S, NH3 y H2O compuestos presentes en gran proporción en las

aguas agrias; proponiendo una configuración Petlyuk que será simulada utilizando

Aspen Hysys V8.6 para finalmente comparar factores como consumo energético y

pureza, con respecto a las columnas despojadoras convencionales presentes

actualmente en las refinerías.

22

OBJETIVOS

OBJETIVO GENERAL

Desarrollar una propuesta para la eliminación de H2S proveniente del craqueo

catalítico a través de la simulación de diferentes configuraciones de columnas de

destilación.

OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Determinar el modelo termodinámico que rige el comportamiento de los

componentes de las aguas agrias en la configuración de columnas de

destilación.

Simular secuencias de destilación rigurosas que permitan representar la

configuración Petlyuk y diferentes ajustes que permitan la convergencia de la

simulación.

Determinar la secuencia de columnas de destilación que represente el consumo

energético para el tratamiento de aguas agrias.

23

1. SÍNTESIS DEL PROYECTO

1.1 ESTRUCTURA DE LA TESIS

Este proyecto de grado está dividido en 5 capítulos de la siguiente forma:

El capítulo 1 aborda los conceptos fundamentales referentes a las aguas agrias y

a la simulación; además es descrita la síntesis del proyecto con su respectiva

organización

El capítulo 2, presenta el estado del arte, el estudio de las unidades de

procesamiento convencionales y la propuesta de CONFIGURACIÓN PETLYUK

El capítulo 3 define las mezclas de estudio, condiciones de operación y casos de

estudio de unidades convencionales y Petlyuk, siendo caso 1 – Unidad

convencional de la mezcla BTX (Benceno-Tolueno- p-Xileno) y la mezcla H2S-NH3

H2O y el Caso 2 – la mezcla BTX en la configuración Petlyuk con el fin de validar la

configuración.

El capítulo 4 presenta el caso 3 (Caso 1 + Caso 2) que corresponde al desarrollo

de la configuración Petlyuk aplicada a la mezcla de estudio (H2S-NH3 H2O);

realizando los análisis comparativos entre los casos de estudio desarrollados a lo

largo de la tesis.

El capítulo 5 existe un análisis y conclusiones del estudio de los casos 3 y 1,

centrándose en el consumo energético, configuración y concentraciones obtenidas.

A partir de la metodología planteada son encontrados resultados de unidades de

procesamiento de aguas de producción en una configuración Petlyuk. En la Figura

1 es presentada la metodología usada para el desarrollo de la tesis

24

Figura 1. Estructura de la tesis

ESTRUCTURA DE LA TESIS

Estudio de configuraciones convencionales

Definición de mezcla de estudio

Estudio de configuración Petlyuk

Cap 1. Síntesis del proyecto

Cap 5. Análisis de la Configuración Petlyuk

Unidad convencional

Unidad intensificada de tratamiento de agua de

producción- UITAP

Resultados

Cap 3. Validación de mezcla, condiciones y configuración

Concepto de integración

Cap 4. Separación de H2S en la configuración Petlyuk

Cap 2. Estado del arte

Resultado casos de estudio

Configuración Petlyuk

Conclusiones y estudios futuros

25

2. ESTADO DEL ARTE

Este capítulo presenta algunos sistemas de separación para mezclas

multicomponentes como secuencias de destilación directas e indirectas y diferentes

configuraciones con acoplamiento térmico, con el fin de mostrar diferentes

alternativas para el desarrollo de nuevas propuestas de destilación para la industria

química.

También se exponen los diferentes modelos termodinámicos presentados en la

literatura abierta para sistemas de tratamiento de aguas agrias y la separación para

la mezcla ternaria Benceno - Tolueno - p-Xileno que es de vital importancia para

llevar a cabo los diferentes casos de estudios propuesto en este proyecto de grado.

2.1 CONTEXTO EN PROCESOS DE SEPARACIÓN

La destilación es conocida como una unidad de separación que consiste en

evaporar parcialmente una mezcla de líquido con una sucesiva condensación. La

destilación tiene un significado más amplio en los tiempos antiguos y medievales,

porque casi todas las operaciones para purificar y separar fueron subsumidas en la

destilación térmica. Por lo tanto se desarrollaron secuencias de destilación directa

e indirectas y columnas de destilación acopladas térmicamente.

Debido a que muchas industrias químicas utilizan la destilación como una operación

unitaria fundamental en el proceso, esta se caracterizar por requerir grandes

cantidades de energía en el rehervidor, por ende la búsqueda de nuevos esquemas

de destilación energéticamente eficientes originó los procesos intensificados.

Dichos procesos comenzaron a aparecer a mediados de 1960 y a comienzos de los

años 70, principalmente en el Este de Europa con la transformación metalúrgica.

Estos documentos de procesos de intensificación se entienden como procesos

mejorados.

En 1995 Ramshaw uno de los pioneros en el campo, definió: “los procesos

intensificados como una estrategia para hacer reducciones dramáticas en el tamaño

de una planta química, de modo que no se afecten los objetivos de producción.

Estas reducciones pueden ser; el tamaño de piezas individuales del equipo ó el

26

número de operaciones unitarias” 2, con el fin de lograr la evolución de la industria

química en los siguientes temas:

Reducir de la inversión de capital.

Reducir el consumo de energía.

Reducir los costos de la materia prima.

Mayor flexibilidad de los procesos y reducción de inventario.

Mayor atención a la calidad del producto.

Mejorar el rendimiento medioambiental

En consecuencia los procesos intensificados hoy en día comprenden: equipos

novedosos, técnicas de procesamiento y métodos de desarrollo de procesos, que

en comparación con los procesos convencionales, ofrecen mejorar

substancialmente la fabricación y procesamiento de productos químico y

bioquímicos. Por consiguiente los procesos intensificados son actualmente una de

las tendencias más prometedoras en la ingeniería química y procesos tecnológicos.

2.2 COLUMNA DE DESTILACIÓN CONVENCIONAL

Las columnas de destilación convencional o también llamadas columnas de

destilación simples están compuestas por una columna con un alimento, dos

productos, un condensador y un rehervidor. Por lo general el número mínimo de

secciones de una columna de destilación se encuentra dividido en: la sección de

rectificación y la sección de agotamiento.

Hay que tener en cuenta que una configuración convencional consiste de dos o

más columnas de destilación interconectadas entre sí:

2.2.1 Columnas de destilación directa: esta es una configuración de columnas de

destilación para mezclas multicomponentes, donde hace referencia a una

secuencia de separación de los compuestos más livianos y pesados; siendo este

último separado en la última columna de destilación es decir en la sección de

agotamiento como se ilustra en la Figura 2.

2 STANKIEWICZ ANDRZEJ I. Y MOULIJN JACOB A. Process intensification: tranforming chemical

engineering, DELFT University of technology: Chemical Engineering Progress, 2000 p.22

27

Figura 2. Secuencia de destilación directa para una mezcla de tres componentes

Fuente: PREMKUMAR RAMACHANDRAN. Retrofitting indutrial, conventionl column systems to

Petlyuk/divided wal columns. 2007

2.2.2 Columnas de destilación indirectas: esta es una configuración de columnas de

destilación para mezclas multicomponentes, donde se hace referencia a la

separación de los componentes pesados en la primera columna y los livianos en las

columnas siguientes como se ilustra en la Figura 3.

Figura 3. Secuencia de destilación indirecta para una mezcla de tres componentes

Fuente: PREMKUMAR RAMACHANDRAN. Retrofitting indutrial, conventionl column systems to

Petlyuk/divided wal columns. 2007

2.2.3 Columnas de destilación con secuencia distribuida: es la combinación de un

componente, que tiene un punto de ebullición medio, es decir se encuentra en el

compuesto pesado y liviano, para ser separado en posteriores columnas de

destilación. En este tipo de destilación es predominante la separación de

28

azeótropos, debido a la cercanía de los puntos de ebullición de la mezcla; como se

ilustra en la figura 4.

Figura 4. Secuencia de destilación distribuida para una mezcla de tres

componentes

Fuente: PREMKUMAR RAMACHANDRAN. Retrofitting indutrial, conventionl column systems to

Petlyuk/divided wal columns. 2007

2.2.4 Columnas de destilación con acoplamiento térmico: en diferentes

investigaciones las columnas de destilación con acoplamiento térmico para mezclas

multicomponentes, han demostrado grandes ahorro de energía entre un 30% y 50%

en comparación con las secuencias de destilación convencionales.

“Las configuraciones de acoplamiento térmico requieren la comunicación de dos

caminos entre las dos columnas de destilación, es decir la creación de dos vías

vapor/líquido que fluyen entre las diferentes configuraciones de destilación”3. El

acoplamiento térmico busca a menudo eliminar el condensador y/o el rehervidor de

una columna convencional para presentar una conexión de vapor/liquido.

Existen varias configuraciones de destilación con acoplamiento térmico para

mezclas ternarias:

2.2.4.1 Configuraciones Side Stream Stripper (SSS) y Side Stream

Rectifier(SSR): estas configuraciones son sistemas de destilación parcialmente

3 PREMKUMAR RAMACHANDRAN. Retrofitting industrial, convecional column system Petlyuk/ Divide

Wall columns. National university of Singapore. 2007 p.3

29

acopladas térmicamente. Estas reciben dicho nombre debido a que no tiene un

condensador ‘ó un rehervidor respectivamente.

Figura 5. Configuración Side stream Rectifier (a) y Side stream Stripper (b)

Fuente: PREMKUMAR RAMACHANDRAN. Retrofitting indutrial, conventionl column systems to

Petlyuk/divided wal columns. 2007

En la figura 5 se ilustran las configuraciones de acoplamiento térmico Side stream

Rectifier (a) y Side stream Stripper (b), que tienen como objetivo implementar una

interconexión entre las dos columnas a través de unos flujos de vapor y líquido,

con el fin de eliminar el condensador o el rehervidor en una de las columnas de

destilación, teniendo en cuenta, las condiciones de operación establecidas se

permite un ahorro de energía, cabe aclarar que este tipo de configuración no se ha

estudiado extensivamente como la configuración Petlyuk, pero a pesar de ellos

existe varias publicaciones que se concentran en el uso de la energía y la

controlabilidad de dicha configuración como Thermally Coupled Side-Column

Configurations Enabling Distillation Boundary Crossing. An Overview and a Solving

Procedure, Control Properties and Thermodynamic Analysis of Two Alternatives to

Thermally Coupled Distillation Systems with Side Columns.

2.2.4.2 Columna Petlyuk: es una configuración con acoplamiento térmico

completo que está compuesta por un pre-fraccionador el cual no tiene condensador

y rehervidor; y una columna principal, en donde las corrientes de vapor y líquido que

salen de la primera columna (pre-fraccionador), están conectadas directamente con

la segunda columna. Como se observa en la figura 6, el pre-fraccionador realiza una

división entre los componentes livianos y pesados teniendo en cuenta su punto de

ebullición, mientras que le componente que tenga un punto de ebullición medio se

distribuye naturalmente entre los productos superiores e inferiores de la columna.

(a) (b)

30

Este sistema es termodinámicamente eficiente con respecto a otras

configuraciones.

Figura 6. Configuración Petlyuk para mezclas ternarias

Fuente: PREMKUMAR RAMACHANDRAN. Retrofitting indutrial, conventionl column systems to

Petlyuk/divided wal columns. 2007

2.2.5 Columna de destilación con pared dividida (DWC): Una columna de destilación

con pared dividida se caracteriza por ser un proceso intensificado ya que se

fundamenta en la integración de dos columnas en un solo equipo como se ilustra en

la figura 7, con el fin de reducir el consumo energético.

“La primera aplicación industrial se llevó a cabo en el año 1985 por BASF SE , a

partir de esta surgió el interés de las columnas con pared dividida aumentado

rápidamente a más de 100 en el 2010.”4

4 OMER YILDIRIM, ANTON A .KISS, EUGENY Y- KENIG. Dividing wall columns in chemical process

industry: A review on current activities. En: ScienceDirect. Vol. 80, No. 3 ( 18 de Agosto 2011); p. 404

31

Figura 7. Representación de la columna con pared divida

Fuente: adaptado K. MURALIKRISHNA V, K. P. MADHAVAN and S. S. SHAH. Development of

dividing wall distillation column design space for a specified separation. 2002

2.2.5.1 Configuraciones de pared dividida (DWC): existen 3 tipos de configuraciones

diferentes que pueden ser aplicadas para la separación de mezclas con tres

componentes; el primer tipo se ilustra en la figura 8a que fue patentada por Wright5

y es la configuración más común. El otro tipo es mostrado en la figura 8b y 8c en el

cual la pared se localiza en la parte inferior o superior de la columna, esta

configuración fue patentada por Monro; su primera aplicación fue en el año 2004.

La figura 8b hace referencia a una columna de destilación convencional en la parte

de destilado, mientras que en la sección de los fondos se encuentra dividida por

una pared con dos rehervidores. En la figura 8c ocurre el mismo principio de la figura

8b, pero difieren en la posición de la pared, donde esta se ubica en la sección del

destilado con dos condensadores.

También existen columnas con paredes divididas donde dicha pared puede ser

desplazada desde el centro hacia los límites laterales de la columna (figura 9a) o

paredes con una sección diagonal como se muestra en la figura 9b y 9c.

Las columnas con pared dividida también pueden ser usadas para la separación de

una mezcla de más de tres componentes, para esta separación las configuración

se ilustran en la figura 10a y 10b. En la figura 10a se ilustra una columna de pared

dividida donde los dos productos que tengan un punto de ebullición medio se

5 Ibid.,p. 405

32

acumulan al lado derecho de la pared, según Kaibel esta configuración es

térmicamente ineficiente y se puede mejorar con la adición de paredes divisoras

como se muestra en la figura 10b.

Figura 8. Tipos de columnas de destilación básica con pared dividida

Fuente OMER YILDIRIM, ANTON A .KISS, EUGENY Y- KENIG. Dividing wall columns in chemical

process industry: A review on current activities. 2011; p. 404

Figura 9. Diferentes posiciones de la pared dividida

Fuente OMER YILDIRIM, ANTON A .KISS, EUGENY Y- KENIG. Dividing wall columns in chemical

process industry: A review on current activities. 2011; p. 404

33

Figura 10. Configuración para mezclas con más de tres componentes

Fuente OMER YILDIRIM, ANTON A .KISS, EUGENY Y- KENIG. Dividing wall columns in chemical

process industry: A review on current activities. 2011; p. 404

Durante el transcurso del tiempo se han demostrado importante avances sobre los

procesos de separación intensificados, debido al gran interés que tienen las

grandes industrias de mejorar energéticamente sus procesos.

Es por ello, que se han encontrado configuraciones de destilación con pared dividida

reactivas, la cual representa una combinación de un reactor y una unidad de

columna de destilación con pared dividida, en donde el sistema reactivo con dos o

más productos y con componentes no reactivos o reactivos en exceso pueden

separarse. Las ventajas de esta configuración son una mayor conversión,

selectividad y pureza del producto, considerando ahorros enérgicos y costos de

operación. Esta configuración se ha analizado teóricamente mediante la simulación

en diferentes programas comerciales como por ejemplo, Aspen. Una de estas

investigaciones es la realizada por G. Bumbac, A. Ene, R. Isopescu, A. Torma. En

la simulación de un proceso de destilación con pared dividida reactiva para la

síntesis de ETBE (2009)

También existe la separación mediante una columna con pared dividida extractiva,

este proceso consiste en adicionar un solvente con un punto de ebullición mayor

que los componentes que se deseen separar, afectando la volatilidad relativa del

componente de ebullición más pesado.

34

2.3 MODELOS TERMODINAMICOS

Un modelo termodinámico hace referencia a un grupo de ecuaciones que estiman

propiedades tanto de sustancias puras como en mezcla con el fin de representar las

propiedades fisicoquímicas. Es de vital importancia la correcta elección de este, ya

que es el encargado de definir si se representa o no una situación real.

Los árboles de decisión realizados por ERIC C. CARLSON encontrados en su

artículo “Don´t gamble with physical properties for simulations” facilitan la selección

del modelo termodinámico más adecuado para la mezcla. Estos árboles de decisión

realizan una selección dependiendo de las características físicas de la mezcla:

según su polaridad, su idealidad, si es electrolítica, si opera a presiones menor o

mayor de 10 bar y según sus grados de polimerización; como se muestra en las

figuras 11, 12 y 13.

Para la simulación de las diferentes columnas de destilación en el tratamiento de

las aguas agrias y la mezcla ternaria Benceno –Tolueno - p-Xileno, se debe tener

en cuenta un modelo termodinámico, el cual se acople a las mezclas propuestas

(H2O-H2S-NH3 y C6H6-C7H8-C8H10) los cuales pueden ser:

Modelo de Peng –Robinson (PR): Es un modelo ideal para cálculos de equilibrio

liquido-vapor (ELV) en sistemas de hidrocarburos no polares. El paquete de

propiedades de PR resuelve rigurosamente sistema que tengan una, dos ó tres

fases, con un alto grado de eficiencia y es aplicable a rangos de temperatura

mayores a -271 °C.

Modelo de Soave-Redlich-Kwong (SRK): Este modelo es muy similar al modelo

de Peng-Robinson, pero con un rango de aplicabilidad más limitado

(Temperatura mayor a-143°C).

Este generalmente es aplicado para los siguientes casos: Deshidratación del

trietilenglicol (TEG), aguas agrias, procesamiento de gas criogénico, separación

de aire, torres atmosféricas de crudo, alquilación del HF y torres de vacío.

Modelo de Sour PR: Sour Peng Robinson es un modelo que combina la ecuación

de estado de Peng Robinson y el método de Wilson API-Sour para el manejo

de sistemas de aguas agrias y puede ser aplicado para torres despojadoras de

aguas agrias, columna de crudos o algunos procesos que contengan

hidrocarburos, gases ácidos y agua.

Modelo de Electrolitos NRTL: El sistema de electrolitos, es definido como un

modelo donde las especies moleculares son completamente disociadas en iones

en un solvente líquido, y algunas especies moleculares precipitan como sal. Un

35

tratamiento riguroso de electrolitos es necesario para modelar muchos sistemas

industriales como: Soluciones de aguas agrias, aminas acuosas para gas de

endulzamiento, bases o ácidos acuosos y soluciones salinas.

Figura 11. Primer paso para la selección de los métodos de propiedades físicas

Fuente: adaptado ERIC C. CARLSON. Don´t gamble with physical properties for simulations. 1996,

p. 36

36

Figura 12. Procedimiento para componentes polares y no polares

Fuente: adaptado ERIC C. CARLSON. Don´t gamble with physical properties for simulations. 1996,

p. 38

37

Figura 13. Opciones para los cálculos de la fase vapor con modelos de coeficiente de actividad

Fuente: adaptado ERIC C. CARLSON. Don´t gamble with physical properties for simulations. 1996,

p. 38

2.4 TRANSFERECIA DE MASA Y ENERGÍA EN COLUMNAS DE DESTILACIÓN

Dependiendo del sistema que se está simulando o las diferentes configuraciones a

tratar, los balances de materia y energía se calculan mediante el modelo teórico

para una etapa de equilibrio como se representa en la figura 14, donde este modelo

se desarrolla para cualquier etapa de una columna de destilación en contracorriente.

Para llevar a cabo dicho modelo se supone:

Cada etapa se encuentra en equilibrio líquido-vapor.

No existe reacción química.

El arrastre del líquido en el vapor es despreciable.6

6 SEADER J. D. HENLEY Ernest J. ROPER D. Keith. Separation Process Principles: Chemical and Biochemical Operations. 3rd Edition, United States of America, John Wiley & Sons Inc, 2010, p. 849

38

Figura 14. Esquema general del modelo de una etapa en equilibrio

Fuente: adaptado SEADER J. D. HENLEY Ernest J. ROPER D. Keith. Separation Process

Principles: Chemical and Biochemical Operations. 3rd Edition. 2010, p. 849

Dónde:

𝑉𝑗: Flujo de vapor en la salida de la etapa

𝑉𝑗+1: Flujo de vapor que entra en la etapa proveniente de la etapa anterior

𝐿𝑗: Flujo de líquido en la salida de la etapa

𝐿𝑗−1: Flujo de líquido que entra en la etapa proveniente de la etapa anterior

𝑊𝑗: Corriente lateral de vapor

𝐹𝑗: Flujo de alimentación

𝑄+𝑗: Flujo de calor que sale de la etapa

𝑄−𝑗: Flujo de calor que entra a la etapa

39

𝑈𝑗: Corriente lateral de líquido

𝑌𝑖,𝑗: Composiciones de la fase vapor a la salida de la etapa

𝑌𝑖,𝑗+1: Composiciones de la fase vapor que entra en la etapa proveniente de la

etapa anterior

𝑋𝑖.𝑗−1: Composiciones de la fase liquida que entra en la etapa proveniente de la

etapa anterior

𝑋𝑖.𝑗: Composiciones de la fase liquida a la salida de la etapa

ℎ: Entalpía de cada fase (Vapor-Líquido)7

A continuación se presenta el balance de materia y energía para una etapa,

condensador y rehervidor de la columna principal, y para la etapa de alimentación

en el prefraccionador como se muestran en la figura 16, figura 17, figura 18 y figura

19 respectivamente, suponiendo que la volatilidad de los compuestos es A>B>C,

siendo A el compuesto más volátil y C el compuesto menos volátil. Cabe aclarar que

este mismo procedimiento se utiliza para las demás etapas de cada columna (figura

15).

Estas columnas consiste en una serie de etapas en equilibrio, el cual tienen un flujo

de vapor que sale de la etapa hacia la etapa anterior y el flujo del líquido fluye desde

la etapa a la etapa siguiente. Una etapa puede tener una o más corrientes de

alimentación, o una o más corrientes de productos.

Este mismo modelo teórico para una etapa en equilibrio es usado por el simulador

con el fin de lograr una convergencia.

En la figura 15 se ilustra la columna Petlyuk, esta cuenta con el uso de un

prefraccionador el cual divide los componentes liviano (A), mediano (B) y pesado(C)

en dos mezclas. El producto presente en el tope del prefraccionador es la mezcla

que contiene los componentes A y B (vapor 100-out), y en el fondo se encuentra la

mezcla compuesta de B y C (líquido 100-out); estas corrientes corresponden a la

alimentación de la columna principal donde esta columna cumple con la función de

separar los tres compuestos dependiendo de su volatilidad. Los grandes ahorros de

energía en esta configuración se le atribuyen al prefraccionador ya que distribuye

los componentes de tal manera que la columna principal realiza la separación con

mayor facilidad, es decir las cargas térmicas empleadas son menores que si se

tratara de una secuencia de columnas de destilación convencional.

7 ASHRAFIAN Roohollah. Using Dividing Wall Columns (DWC) in LNG Production. Norwegian University of Sciencie and tecnology NTNU-Trondheim. 2014, p.42.

40

Figura 15. Configuración Petlyuk para determinar los balances de materia y

energía en cada etapa

41

Figura 16. Etapa de alimentación en el prefraccionador

Ecuación 1. Balance de materia en la etapa de alimentación.

𝑀𝐴,𝐵 = 𝑓𝑛𝑍𝐴,𝐵 + 𝐿𝑛−1𝑋𝐴,𝐵−1 − 𝑉𝑛𝑌𝐴,𝐵 = 0

𝑀𝐵,𝐶 = 𝑓𝑛𝑍𝐵,𝐶 + 𝑉𝑛+1𝑌𝐵,𝐶+1 − 𝐿𝑛𝑋𝐵,𝐶 = 0

Ecuación 2. Balance de energía de la etapa de alimentación.

𝐻𝑛 = 𝑓𝑛ℎ𝐹𝑛 + 𝑉𝑛+1ℎ𝑉𝑛+1 + 𝑙𝑛−1ℎ𝐿𝑛−1 − 𝑉𝑛ℎ𝑉𝑛 − 𝐿𝑛ℎ𝐿𝑁 = 0

Figura 17. Etapa superior de la columna principal

Ecuación 3. Balance de materia de la etapa superior

𝑀𝐴,𝐵 = 𝐿𝑛−1𝑋𝐴,𝐵−1 − 𝑉𝑛𝑌𝐴,𝐵 = 0

𝑀𝐵,𝐶 = 𝑉𝑛+1𝑌𝐵,𝐶+1 − 𝐿𝑛𝑋𝐵,𝐶 = 0

fn Z A,B Z B,C h Fn

V n+1 Y B,C+1 h Vn+1

Vn Y A,B h Vn

Ln-1 X A,B-1 h Ln-1

Ln X B.C h Ln

Vn+1 YB,C+1 h Vn+1

Vn Y A,B h Vn

Ln-1 X A,B-1 h Ln-1

Ln XB.C h Ln

42

Ecuación 4. Balance de energía de la etapa superior

𝐻𝑛 = 𝑉𝑛+1ℎ𝑉𝑛+1 + 𝑙𝑛−1ℎ𝐿𝑛−1 − 𝑉𝑛ℎ𝑉𝑛 − 𝐿𝑛ℎ𝐿𝑁 = 0

Figura 18. Etapa del condensador

Ecuación 5. Balance de materia en el condensador

𝑉𝑛+1 − 𝐿𝑛 − 𝑈𝑛 = 0

Ecuación 6. Balance de energía en el condensador

𝐻𝑛 = 𝑉𝑛+1ℎ𝑉𝑛+1 − 𝐿𝑛ℎ𝐿𝑁 − 𝑈𝑛ℎ𝑈𝑛 − 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑑 = 0

Figura 19. Etapa del rehervidor

Ecuación 7. Balance de materia del rehervidor

𝐿𝑛−1 − 𝑉𝑛 − 𝑊𝑛 = 0

Ecuación 8. Balance de energía del rehervidor

𝐻𝑛 = 𝐿𝑛−1ℎ𝑙𝑛−1 + 𝑄𝑟𝑒𝑏 − 𝑉𝑛ℎ𝑉𝑛 − 𝑊𝑛ℎ𝑊𝑛 = 0

V n+1 Y B,C+1 h Vn+1

Ln X A h Ln

Un H Un

Q - Cond

Vn h vn

Ln-1 h Ln-1

Wn h wn

Q + Reb

43

Para desarrollar esta configuración es necesario conocer las variables como el flujo

másico, la presión, la temperatura, las composiciones, la etapa de entrada y salida

de las corrientes de alimentación (vapor 100-out, liquido 101-out, liquido 100-out y

vapor 101-out). También se requiere especificar el número de etapas de las

columnas T100 y T101, la pureza o el flujo másico de los productos para completar

el diseño de esta configuración.

Después de identificar las variables necesarias para llevar acabo la simulación se

debe empezar por fijar la etapa de localización de las corrientes de alimentación

para la columna T101 y las corrientes de alimentación vapor 100-out y líquido 100-

out de la columna T100; se asume que la etapa de salida para el líquido 101-out es

la misma etapa de alimentación para el vapor 100-out por ende la etapa de salida

del vapor 101-out es la misma etapa de alimentación para el líquido 100-out.

Por lo tanto para llevar a cabo esta configuración es necesario tener en cuenta los

estudios desarrollados en la literatura abierta, usando ecuaciones básicas

disponibles en software comerciales propuestos por diferentes autores como

Triantafyllou y Smith (1992) quienes presentaron un procedimiento de diseño para

la configuración Petlyuk teniendo en cuenta las ecuaciones fundamentes ( Fenske

- Underwood – Gilliland, FUG que representa una técnica de método corto para su

diseño), “muchos autores han aplicado las ecuaciones de FUG con éxito con el fin

de realizar el diseño a través de un método corto para el análisis de destilación

multicomponente , entre ellos Shiras (1950 ) , Rey (1980 ) , Franklin y Forysth ( 1953

) , Wachter et al. (1988)”8. Además, estas correlaciones son utilizadas en los

simuladores comerciales tales como Aspen Hysys y Aspen Plus.

2.5 CONCLUSIONES

Este capítulo presentó una breve descripción de los diferentes modelos

termodinámicos que representan el comportamiento de la mezcla de estudio H2S-

NH3-H2O; donde la selección del modelo más adecuado se presenta detalladamente

en el siguiente capítulo; este segundo capítulo también hizo referencia a los balance

de materia y energía en una columna de destilación con el fin de solo explicar

brevemente y de manera general el modelo de etapa de equilibrio; cabe aclarar que

estos balances no se van a presentar para cada uno de los compuestos presentes

en las aguas agrias ya que este estudio solo se centra en una propuesta de

8 PREKUMBAR, Op., cit., p. 17

44

separación del H2S con ayuda del simulador comercial Aspen Hysys, encargado de

los balances tanto de materia como de energía.

45

3. ESTRATEGIAS DE SEPARACIÓN- AGUAS AGRIAS

Al comienzo de este capítulo se explica la manera en que se seleccionó el modelo

termodinámico, para ello primero se procede a una validación de los componentes

de la mezcla de estudio (H2S,-NH3-H2O) comparando la presión de vapor

determinada por Aspen Hysys y la presión de vapor experimental, después se

realiza una búsqueda en la literatura para realizar una tabla donde se expongan los

modelos termodinámicos utilizados por diferentes autores. Finalmente se realizan

unas graficas de equilibrio líquido-vapor (XY) que representan el comportamiento

de los modelos termodinámicos en la mezcla binaria (NH3-H2O o H2S-H2O)

comparados con datos experimentales y así escoger el modelo más adecuado

El modelo termodinámico de Sour PR se selecciona teniendo en cuenta el paquete

de propiedades recomendado por el simulador Aspen Hysys, el cual permite

predecir las propiedades de las mezclas de sistemas químicos altamente no ideal

como para el tratamiento de aguas agrias en una columna de destilación.

Después se definen las estrategias de tratamiento existentes que serán

comprendidas en dos casos, el caso 1 presenta la simulación de la separación de

la mezcla BTpX y la mezcla H2S,-NH3-H2O en una columna convencional. El caso

2 es donde se realiza la propuesta de unidad de tratamiento intensificada Petlyuk

con la mezcla BTpX ya que para la mezcla propuesta aun no existen estudios en la

literatura, con el propósito de comprobar la configuración térmicamente acoplada

(Petlyuk).

3.1 SELECCIÓN DEL MODELO TERMODINAMICO

Antes de realizar la selección del modelo termodinámico es necesario verificar que

los componentes a utilizar en el simulador no van a tener errores relevantes en la

base de datos, esto es lo que en la introducción a este capítulo se llamó validación

de los compuestos; esta validación es realizada haciendo una comparación entre

las presiones de vapor dadas por el simulador Aspen Hysys con respecto a las

experimentales. (Tabla 1)

La presión de vapor en el simulador es calculada mediante la ecuación 9 a una

temperatura de referencia de 293,15 K (20°C), donde a,b,c,d,e y f son las

constantes de Antoine extendida dadas por el simulador se presentan en la tabla 1.

46

Ecuación 9. Presión de vapor por la ecuación de Antoine extendida

ln(𝑃) = 𝑎 +𝑏

𝑇 + 𝑐+ 𝑑 ∗ 𝑙𝑛(𝑇) + 𝑒 ∗ 𝑇𝑓

Tabla 1. Validación de los componentes con Aspen Hysys

Valor de las constantes a 293,15K (20°C)

Componentes H2O H2S NH3

A 6,59E+01 7,87E+01 5,97E+01

B -7,23E+03 -3,84E+03 -4,26E+03

C 0,00E+00 0,00E+00 0,00E+00

D -7,18E+00 -1,12E+01 -6,90E+00

E 4,03E-06 1,88E-02 1,00E-05

F 2,00E+00 1,00E+00 2,00E+00

Pvapor Hysys (kPa) 2,338 1780,742 858,265

Pvapor Exp (kPa) 2,3 1874,512 860

% error 1,689 5,0010 0,2011

Al realizar los cálculos de la presión de vapor con la ecuación de Antoine extendida

y al compararlos con los datos suministrados por la literatura se puede observar que

las presiones de vapor no superan un porcentaje de error del 5% lo que da como

comprobada la mezcla, esto es realizado con el fin de evitar algún error en la base

de datos del simulador.

Después de comprobar los componentes, el siguiente paso a seguir es realizar la

búsqueda bibliográfica presentada en el cuadro 1.

9 MERCK S.A. Ficha de datos de seguridad del agua de acuerdo al Reglamento (CE) No. 1907/2006, Bogota D.C, 2013. p.4. 10 NATIONAL ACADEMY OF SCIENCES. Hydrogen Sulfide. Washington D.C: Enviromental Protection Agency, 1978. p. 15 11 THE LINDE GROUP. Ficha de datos de seguridad de amoniaco anhidrido, Barcelona, 2013. p.3.

47

Cuadro 1. Modelos termodinámicos utilizados por diferentes autores

Autores y año

Método

Termodinámico

utilizado

Observación

D. LEE, J.-M. LEE,

S.-Y. LEE and I.-B.

LEE

( Marzo 2002)

Electrolyte-NRTL

Se realizó una simulación en estado dinámico para examinar la

controlabilidad y la perturbación presentadas en el proceso de las

aguas agrias. Los componentes de este sistema son H2O, NH3, H2S,

CO2, HCN con sus respectivas disociaciones. Los principales

problemas de la columna en el tratamiento de aguas agrias son la

obstrucción con uso excesivo de vapor y la dificultad en la presión.

Helver Crispiano

Alvarez Castro

(2007)

Sour-PR

Las especies que se consideraron en el desarrollo de la simulación

fueron H2O, NH3 y H2S mediante el software Aspen Hysys, teniendo en

cuenta los paquetes termodinámicos existentes en este para el

tratamiento de aguas agrias.

José Egídio

Fernandes

Inverno, Eurico

Correia, Pablo

Jiménez-Asenjo

and Josep A. Feliu

Peng Robinson

Stryjek Vera

[PRSV]

Este artículo utilizó el simulador Aspen Hysys para conocer cuáles eran

las mejores condiciones de operación en términos de temperatura,

presión y arrastre de vapor garantizando la eliminación máxima de NH3.

48

Cuadro 1. (Continuación)

Autores y año

Método

Termodinámico

utilizado

Observación

Huiling Que and

Chau-Chyun Chen

(2011)

Electrolyte NRTL

Esta se basa en el diseño y la optimización del proceso de amoniaco

refrigerado para la captura de CO2. Las especies químicas involucradas

son NH3-CO2-H2O donde el modelo termodinámico representa

explícitamente la solución química que incluye las disociaciones de

esta mezcla

Carmen M.

Torres, Mamdrouh

Gadalla, Josep M.

Mateo-Sanz y

Laureano Jiménez

(2012)

Sour-PR

Este artículo estudia el proceso correspondiente al tratamiento de

aguas agrias, con una configuración similar al proceso Chevron WW,

utilizando algoritmos de optimización y estrategias de integración de

calor mediante una programación en Matlab con el objetivo de

minimizar el cosumo de recursos, los requerimientos de energía y los

costos totales de operación.

Maria Francisca

Garrido Muñoz

(2010)

Universidad de

Magallanes

Sour Soave-

Redlich-Kwong

(Sour SRK)

Esta tesis describe paso a paso los diferentes procesos que existen en

la ENAP refinería de Aconcagua ubicada en Concón Chile, después de

explicar cada planta se llevan a un simulador comercial llamado Aspen

Hysys tomando todos los datos proporcionados por la refinería, con el

fin de realizar una integración energética.

49

Cuadro 1. (Continuación)

Autores y año

Método

Termodinámico

utilizado

Observación

A.Kayode Coker

2010

Sour PR

Este libro propone un caso de estudio involucrando las especies

químicas NH3-H2S-H2O donde se utiliza un intercambiador de calor

como efluente recuperando el calor de los fondos.

Esta simulación se realiza en estado estable y consiste en la separación

de NH3-H2S utilizando la menor perdida de energía.

Manuel Macias

Perez

(2007)

Universidad de

Cadiz

Soave-Redlich-

Kwong (RKS)

Esta tesis se basa principalmente en la separación de algunos

componentes de las aguas agrias (NH3, H2S y H2O) en un Stripping,

mostrando los datos correspondientes para realizar la simulación y los

resultados obtenidos.

50

A continuación se desarrolla una comparación de los modelos termodinámicos

anteriormente mencionados con respecto a los datos experimentales, cabe aclarar

que el modelo NRTL electrolito no se tendrá en cuenta en este estudio, debido a

que para desarrollar este modelo se necesita conocer los parámetros Kij de las

reacciones de disociación requeridos por el simulador para lograr la convergencia,

los cuales no están suministrados en la tesis del autor Macias. Al momento de

buscar en la literatura abierta un documento que registrara las constantes de

equilibrio, este no reportaba las condiciones de operación de la columna, corrientes

de alimentación con sus respectivos resultados por lo tanto no se tiene un punto de

referencia para lograr la simulación.

Para comprobar la selección del modelo termodinámico usado en la simulación de

Hysys se utilizaron los datos experimentales del equilibrio líquido-vapor (VLE)

propuestos en los artículos titulados “Vapor-Liquid Equilibria in the Ammonia-Water

Systemla” y “Phase Behavior in the Hydrogen Sulfide-Water System” escritos por

LSyed S. H. Rlzvl and Robert A. Heldemann y F.T. Selleck L.T Carmichael, and

B.H. Sage, respectivamente. Generalmente estos datos están disponible para

mezclas binarias y no para mezclas ternarias, es por ello que la búsqueda realizada

se enfocó en las mezclas binarias H2S-H2O Y NH3-H2O ya que están han sido las

más estudiadas; para la mezcla binaria NH3-H2S no fue posible acceder a los datos

experimentales, por ende solo se realiza un estudio con los datos experimentales

de las dos primeras mezclas binarias ya mencionadas. Los datos del equilibrio para

cada uno de los modelos se determinaron con la ayuda de Aspen Properties V8.6 y

Aspen Hysys.V8.6.

En la gráfica 1 se representa los datos experimentales y los resultados de los

modelos termodinámicos para el equilibrio XY del amoniaco-agua a una

temperatura de 86,6°C. Se puede observar en la gráfica 1 y teniendo en cuenta el

anexo A que los modelos propuestos no transponen los datos experimentales. El

modelo que más se aproxima a los datos experimentales teniendo en cuenta su

porcentaje de error presentado en el anexo A es el modelo de Sour PR

comportándose de la misma manera que Sour SRK. El modelo de Sour PR combina

la ecuación de estado de Peng Robinson y el modelo de API-Sour de Wilson con

el fin de calcular el coeficiente de fugacidad de los siguientes componentes H2O,

NH3, H2S ó CO2 presentes en el manejo de sistemas de aguas agrias y puede ser

aplicado para columnas despojadoras, hidrotratamiento, columnas de crudo o algún

otro proceso que involucre hidrocarburos.

51

Gráfica 1. Equilibrio líquido-vapor para el sistema Amoniaco-Agua

En la gráfica 2 se representan los datos experimentales y los modelos

termodinámicos para el sistema binario ácido sulfhídrico-agua XY a una temperatura

de 71,11°C. Como se puede observar en la gráfica 2 ninguno de los modelos se

acercan a los datos experimentales, pero muestran un comportamiento similar, el

modelo termodinámico seleccionado es API Sour-PR que representan la misma

tendencia del modelo Api Sour-SRK basándose en los porcentajes de error

presentados en el anexo A; cabe aclarar que el modelo termodinámico Sour PR es

análogamente al modelo APISour-PR el cual es aplicable a temperaturas entre 20-

140°C y los rangos de presión dependen de la concentración de ácido y agua

presentes en el sistema.

Cabe aclarar que no se utilizó el simulador Aspen Hysys V8.6 para graficar el

sistema binario H2S-H2O, debido a que los datos experimentales presentan un

pequeño intervalo entre 0 a 0,04 en la fase líquida del ácido sulfhídrico y este calcula

por defecto el comportamiento ELV en un rango de composiciones de 0 a 1. Por ello

se utiliza el simulador Aspen Properties V8.6 para calcular el equilibrio XY de los

modelos termodinámicos Sour PR y Sour SRK mediante la combinación de Api

Sour - Peng Robinson y Api Sour - Soave Redlich Kwong respectivamente.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

YNH

3

XNH3

EQUILIBRIO LÍQUIDO-VAPOR (NH3-H2O)

Datos Exp Datos SRK Datos Peng Rob

Datos Api Sour Datos Sour SRK Datos Sour PR

52

Gráfica 2. Equilibrio líquido-vapor para el sistema Ácido Sulfhídrico-Agua

3.2 SIMULACION DE LAS AGUAS AGRIAS Y LA MEZCLA BTX EN

COLUMNAS DE DESTILACION CONVENCIONAL CASO 1

Este ítem es el punto de partida para el desarrollo del proyecto de grado, se abordan

las simulaciones convencionales con sus respectivos parámetros con el fin de

encontrar una exitosa convergencia; para llevar a término la simulación se realizó

una dispendiosa búsqueda que permitió la comprobación de la mezcla de estudio

(NH3, H2S y H2O) en una configuración convencional con el objetivo de ser

comparada con la configuración Petlyuk. Es pertinente la simulación de una

configuración convencional para la mezcla Benceno-Tolueno-pXileno ya que esta

mezcla es comparada con la configuración Petlyuk para evaluar que tan rentable

es en términos de consumo energético y pureza.

3.2.1 Simulación para el tratamiento de aguas agrias en una columna de destilación

convencional: la simulación de la columna de las aguas agrias se llevó a cabo

mediante el software Aspen Hysys V8.6 el cual tiene como objetivo comparar los

datos proporcionados por la tesis “Diseño de una unidad de tratamiento de aguas

acidas en refinería” publicada por Manuel Macías Pérez.

0,88

0,9

0,92

0,94

0,96

0,98

1

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 0,04 0,045

Y H

2S

X H2S

EQUILIBRIO LÍQUIDO- VAPOR (H2S-H2O)

Datos Exp Datos Peng Robinson API-Sour SRK Datos Api-SRK Datos Api-PR

53

El sistema descrito por la tesis consta de los siguientes equipos:

Un precalentador de alimentación directamente relacionado con el fondo del

stripper de las aguas agrias.

Un aerorefrigerante o un condensador

Un rehervidor

Una columna despojadora de aguas agrias con pump-around en la cima de la

columna y un condensador interno de contacto directo, estas modificaciones

reducen la corrosión en el tope de la columna y mejora el balance energético. 12

Al proceso se alimenta 1225 kmol/h a una presión de 166,7 kPa de aguas agrias

que son primero transferidas al precalentador de carga con el fin de calentar la

corriente de entrada de aguas ácidas a la columna despojadora, aprovechando la

corriente de los fondos proveniente de este equipo, ya que favorece la desorción de

ácido sulfhídrico y amoníaco, a la salida de este precalentador se obtiene una

corriente que es alimentada en la etapa siete de la columna de las 30 etapas que

este posee a una presión 117,7 kPa y a una temperatura de 95°C; en las tablas 2

y 3 se presentan detalladamente las condiciones de operación necesarias para

llevar a cabo la simulación.

Esta columna de destilación convencional suele tener una eficiencia baja

comprendida entre un 40-60%, por lo tanto “se considera para el stripper una

eficiencia del 50%, donde un plato teórico equivale a dos platos reales, es por ello

que se estima 30 platos reales para dicha columna.”13

La simulación se lleva a cabo sin tener en cuenta el precalentador de carga y la

modificación con pump-around como se muestra en la figura 20, ya que se pretende

comparar el consumo energético de esta columna con respecto a la configuración

propuesta sin ninguna integración energética; el pump-around actúa como un

condensador intermedio donde el líquido es extraído de la columna, se enfría en un

intercambiador y se regresa por la cima con el fin de cumplir con los balances

energéticos y prevenir la corrosión.

12 MACIAS PEREZ MANUEL. Diseño de una unidad de aguas agrias en refinería. Universidad de Cadiz. 2007, p . 16 13 Ibid. p. 59

54

Tabla 2. Datos de alimentación a la columna convencional

Datos de la corriente de alimentación

Presión kPa 117,7

Temperatura °C 95

Flujos molares kmol/h Composición

H2O 1217,15 0,9935

H2S 5,354 0,0044

NH3 2,518 0,0021

Total 1226 1

Tabla 3. Condiciones de operación del stripper

Columna de destilación (stripper)

Servicio Unidad de destilación con

condensador y rehervidor

Numero de etapas 30,00

Plato de alimentación 7

P Condensador kPa 107,9

P rehervidor kPa 137,3

Los resultados obtenidos se compararon con los datos suministrados por la tesis

“Diseño de una unidad de tratamiento de aguas acidas en refinería” como se

muestra en la tabla 4; para determinar el porcentaje de error se aplica la ecuación

10.

55

Figura 20. Columna convencional de las aguas agrias en Aspen Hysys

Ecuación 10. Porcentaje de error

%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 = |𝑉𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑟𝑒𝑎𝑙 − 𝑉𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜

𝑉𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑟𝑒𝑎𝑙| ∗ 100

Fuente: BOLTON W. Mediciones y pruebas eléctricas y electrónicas. Marcombo, 1995. p. 3

Tabla 4. Validación de los datos de la mezcla H2S-NH3-H2O

Componentes

en flujo molar

kmol/h

Resultado de

Macías 2007

Resultado de la

simulación % error

Vapor Fondos Vapor Fondos Vapor Fondos

H2O 3,211 1213,93 3,211 1212,918 - 0,08

H2S 5,335 0,0064 5,325 0,0051 0,19 20,31

NH3 3,453 0,0643 3,4474 0,0641 0,16 0,31

Total 12 1214 11,983 1212,987 0,14 0,08

Teniendo en cuenta los porcentajes de error presentados en la tabla 4 se puede

concluir que los datos suministrados por el autor son comprobados y posteriormente

son utilizados para la simulación de la configuración Petlyuk. El error del 20,31% se

debe a que el ácido sulfhídrico fue el componente que presentó más error en la

comparación de los componentes mediante el cálculo de la presión de vapor debido

a que el autor Macías utiliza la versión 7.3 mientras que este proyecto presenta la

simulación en la versión 8.6.

56

En la tabla 5 se observa una diferencia energética entre una columna con pump-

around y sin pump-around ya que en este caso la finalidad de usar un pump-around

es reducir el consumo de energía en un 18% con respecto a una columna de

destilación convencional; es importante tener en cuenta que este tipo de

modificación energética no altera en absoluto el valor de los productos.

Tabla 5. Comparación del calor transferido en las diferentes columnas de aguas

agrias

Calor de la

columna con pump-around

Calor de la columna sin

pump-around

Diferencia de energía

% Diferencia

Aerorefrigerante o condensador

kJ/h 3’630.433 4’463.000 832.567 18,65

Rehervidor kJ/h 4’942.476 5’716.000 773.524 13,53

3.2.2 Simulación para la mezcla ternaria Benceno- Tolueno- p-Xileno en columnas

de destilación convencional (BTpX): se presenta la simulación de la mezcla

Benceno-Tolueno-p-Xileno mediante una secuencia de destilación indirecta como

se observa en la figura 21, se busca separar el componente más pesado de la

mezcla (p-Xileno) ya que este se presenta en mayor composición en la corriente

de alimentación tabla 6.

La corriente de alimentación (tabla 6) entra a la columna de destilación T-100 (tabla

7) en la etapa 20, en donde ocurre la separación del p-Xileno con los requerimientos

de pureza del 92%. Posteriormente los componentes livianos (Benceno-Tolueno)

entran a la columna de destilación T-101 (tabla 8) en la etapa 29 donde ocurre la

separación del benceno y Tolueno con una pureza de 99,5% y 91%

respectivamente.

57

Figura 21. Secuencia de destilación indirecta para la separación de la mezcla

BTX

Tabla 6. Datos de alimentación para la separación convencional BTX

Datos de alimentación (Feed)

Presión (kPa) 1050

Temperatura (°C) 213,4

Flujo molar 100

Fracción Molar Benceno 0,33

Fracción Molar Tolueno 0,33

Fracción Molar p-Xileno 0,34

Tabla 7. Datos de la columna T100 introducidos al Simulador Aspen Hysys V8.6

Columna de destilación T100

Servicio Unidad de destilación con condensador total y

rehervidor

Numero de etapas 31

Plato de

alimentación 20

P Condensador kPa 1013

P rehervidor kPa 1063

Para llevar a cabo esta simulación se tiene en cuenta los datos y los resultados

suministrados por la tesis”Retrofiting indutrial convecional column systems to

Petlyuk/Divided Wall columns” para la separación convencional.

58

Tabla 8. Datos de la columna T101 introducidos al Simulador Aspen Hysys V 8.6

Columna de destilación T101

Servicio Unidad de destilación con condensador

total y rehervidor

Numero de etapas 40

Plato de alimentación 29

P Condensador kPa 1000

P rehervidor kPa 1064

Tabla 9. Comparación de los datos BTX

CORRIENTE DESTILADO

Componentes Simulación a validar Simulación de Ramachandran

Premkumar % Error

Benceno 0,5147 0,5149 0,04

Tolueno 0,4702 0,4702 -

p-Xileno 0,0151 0,0149 1,34

Flujo másico kg/h 5456 5455 0,02

Corriente fondos

Benceno 0,0003 0,0001 2

Tolueno 0,0797 0,0799 0,25

p-Xileno 0,92 0,92 -

Flujo másico kg/h 3772 3773 0,03

Corriente destilado 1

Benceno 0,995 0,995 -

Tolueno 0,005 0,005 -

p-Xileno - - -

Flujo másico kg/h 2435 2435 -

Corriente fondos 1

Benceno 0,0607 0,0611 0,65

Tolueno 0,91 0,91 -

p-Xileno 0,0293 0,0289 1,38

Flujo másico kg/h 3021 3020 0,03

Esta simulación se realiza con el fin de comparar las corrientes de energía de la

configuración convencional y la configuración Petlyuk con el fin de encontrar la que

ofrece mayor ahorro energético.

59

3.3 SIMULACIÓN DE LA MEZCLA BTX EN UNA CONFIGURACION PETLYUK

CASO 2

Para la mezcla propuesta de aguas agrias no hay un estudio de la comparación

para la configuración de columnas térmicamente acopladas. Por ende es pertinente

verificar la convergencia de la configuración propuesta utilizando la mezcla

Benceno-Tolueno–p-Xileno (BTX) ya que esta ha sido ampliamente investigada.

3.3.1 Parametrización y consideraciones de la simulación

Para llevar a cabo esta simulación se debe tener en cuenta lo siguiente:

Realizar un estimado inicial mediante un shortcut (método corto), utilizado para

determinar las condiciones de operación y el número de etapas que son

requeridos en la simulación acoplada termicamente.

Realizar la simulación de la configuración Petlyuk en estado estable.

El diseño de una configuración Petlyuk tiene en cuenta algunos criterios para

mejorar el consumo energético, como se pueden encontrar en los trabajos de

Triantafyllou y Smith, Annakou y Mizsey, Hernandez y Jimenez14

El diseño preliminar de una columna Petlyuk tiene en cuenta las ecuaciones del

método corto Fenske, Underwood y Gilleland (FUG) el cual hace referencia a una

secuencia de tres columnas de destilación convencional que ayudan a proporcionar

una estructura básica para el sistema Petlyuk propuesta por Triantafyllou y Smith15.

Con el fin de obtener parámetros necesarios para llevar a cabo una simulación

rigurosa. Este método es importante para un nuevo diseño ya que proporciona datos

como relación de reflujo mínimo, composiciones en el destilado, side y fondo con

sus correspondientes flujos molares o másicos. El simulador dentro de su base de

datos utiliza la ecuación 11 para calcular el número de etapas mínimas necesarias

para un reflujo total:

Ecuación 11. Calculo de etapas mínimas

𝑁𝑚𝑖𝑛 =

log [𝑋𝐿𝐾

𝑋𝐻𝐾]

𝑑[𝑋𝐻𝐾

𝑋𝐿𝐾]

𝑏

log 𝛼𝐿𝐾

14 VACA MiguelL, JIMENEZ- GUTIERREZ Arturo, k Distillation MONROYy-LOPERENA Rosend .

Design of Petlyuk Distillation Columns Aided with Collocation Techniques. Industrial & Engineering Chemistry Vol 47, 2007; p. 5365-5370. 15 K.A. AMMINUDIN, R. SMITH, D.Y.-C. THONG, G.P. TOWLERN. Design and optimization of fully thermally coupled distillation columns. Part 1: Preliminary Design and Optimization Methodology. Institution of Chemical Engineers. Vol 79. 2001, p. 702

60

Fuente: ASHRAFIAN Roohollah. Using Dividing Wall Columns (DWC) in LNG Production.

Norwegian University of Sciencie and tecnology NTNU-Trondheim. 2014, p.45.

Donde 𝛼𝐿𝐾 representa la volatilidad relativa del componente liviano con respecto al

componente pesado, 𝑋𝐿𝐾 y 𝑋𝐻𝐾 representan las concentraciones de los

componentes livianos y pesados respectivamente. Se utiliza también la ecuación de

Underwood para calcular la relación de reflujo mínima para una destilación

multicomponente representada con la ecuación 12:

Ecuación 12. Calculo de la relación de reflujo mínima

∑𝛼𝑖𝑋𝑖,𝑑

𝛼𝑖 − 𝜃= 𝑅𝑚𝑖𝑛 + 1

Fuente: ASHRAFIAN Roohollah. Using Dividing Wall Columns (DWC) in LNG Production.

Norwegian University of Sciencie and tecnology NTNU-Trondheim. 2014, p.45.

Donde 𝑋𝑖,𝑑 es la concentración del componente 𝑖 en el destilado y 𝜃 es la raíz de la

ecuación 13, donde 𝑋𝑖𝑓 es la concentración del componente i en la corriente de

alimentación y 𝑞 es definida como la condición de alimentación.

Ecuación 13. Cálculo de theta

∑𝛼𝑖𝑋𝑖𝑓

𝛼𝑖 − 𝜃= 1 − 𝑞

Fuente: ASHRAFIAN Roohollah. Using Dividing Wall Columns (DWC) in LNG Production.

Norwegian University of Sciencie and tecnology NTNU-Trondheim. 2014, p.45.

La correlación empírica de Gilliland puede ser usada para encontrar el número

actual de etapas a una relación de reflujo especificada y Kirkibride se usa para

determinar la ubicación del plato de alimentación y la localización del número de

etapas para los enlaces térmicamente acoplados en la columna principal.

El método corto utilizado en aspen Hysys V8.6 emplea tres columnas shortcut

interconectadas entre sí como se muestra en la figura 22 con el fin de obtener todos

los parámetros necesarios para tener el primer estimado de la simulación rigurosa.

La columna T-100 es equivalente a la columna prefraccionadora y las columnas T-

101 y T-102 hacen referencia a la columna principal.

Al ingresar todos los datos necesarios para llevar a cabo la simulación es importante

tener en cuenta que las corrientes laterales 1 y 2 tengan composiciones similares

61

especialmente para el componente medio (tolueno). Es indispensable recordar que

si se obtiene la similitud en las composiciones de las corrientes laterales no es

necesario que exista igualdad en los flujos en dichas corrientes. El modelo

termodinámico más adecuado y utilizado por el autor de referencia (Ramachandran

Premkumar) para la mezcla BTpX es Peng Robinson. Este representa un modelo

adecuado para cálculos de equilibrio líquido-vapor (ELV) en sistema de

hidrocarburos.

Posterior se realiza la configuración Peltyuk como se observa en la figura 23

teniendo en cuenta los resultados arrojados por el método corto: número de platos,

plato de alimentación y presión de operación de cada columna.

Los equipos utilizados para realizar la simulación se presentan en el cuadro 2 con

sus respectivas variables para lograr la convergencia.

Figura 22. Método corto para la mezcla BTpX

.

62

Cuadro 2. Descripción de los equipos para la configuración Petlyuk

Para comprobar la simulación se tiene en cuenta la tabla 6 donde se presentan los

datos de la corriente de alimentación.

En las tablas 10 y 11 se presentan los datos de las corrientes vapor 101- in

(Destilado 1 en el método corto) y liquido 101-in (fondos 1 en el método corto) con

el fin de obtener el primer estimado para desarrollar la configuración Petlyuk.

Equipo Condiciones

Absorbedor

Número de etapas

Plato de alimentación

Presión de operación en el tope

Presión de operación en el rehervidor

Columna de destilación

Plato de alimentación del vapor 101 in

Plato de alimentación del líquido 101 in

Número de platos

Presión de operación en el tope

Presión de operación en el rehervidor

Plato de la corriente side

Plato de la corriente líquido 101 out

Plato de la corriente líquido 101 out

Tipo de condensador

63

Tabla 10: Datos del primer estimado de la corriente vapor 101-in para la mezcla

BTpX

Condiciones de la corriente vapor

101-in Valor

Temperatura °C 193,6

Presión kPa 1000

Flujo molar kmol/h 46,35

Composiciones (fracción molar)

Benceno 0,6924

Tolueno 0,2946

p-Xileno 0,0130

Tabla 11: Datos del primer estimado de la corriente liquido 101-in para la mezcla

BTpX

Condiciones de la corriente

liquido 101-in Valor

Temperatura °C 238,3

Presión kPa 1050

Flujo molar kmol/h 53,65

Composiciones (fracción molar)

Benceno 0,0170

Tolueno 0,3606

p-Xileno 0,6225

.

Figura 23. Método riguroso de la configuración Petlyuk

64

Para comprobar la simulación realizada se compararan los resultados con el autor

de referencia (Ramachandran Premkumar )

Tabla 12. Comparación de los resultados de la configuración

Corriente destilado

Componentes Simulación a

validar

Simulación

de

Ramachandran

Premkumar

Error

absoluto

% Error

Benceno 0,9950 0,9950 - -

Tolueno 0,0050 0,0050 - -

Xileno - - - -

Flujo másico kg/h 2567 2569 2,000 0,077

Corriente side

Benceno 0,0101 0,0089 0,0012 11,881

Tolueno 0,9100 0,9100 - -

Xileno 0,0799 0,0811 0,0012 1,480

Flujo másico kg/h 3084 3084 - -

Corriente fondos

Benceno - - - -

Tolueno 0,0800 0,0800 - -

Xileno 0,9200 0,9200 - -

Flujo másico kg/h 3581 3577 4,000 0,11

Como se observa en la tabla 12 se determina el porcentaje de error utilizando la

ecuación 10. Se ve que cuando se obtienen composiciones iguales difieren los flujos

másicos y viceversa; esto es debido a que existen muchas maneras de lograr la

convergencia en una simulación. En este caso la simulación se basó

exclusivamente en los valores arrojados por el shortcut sin realizar ninguna

optimización. Teniendo en cuenta la tabla 12 y comparando los errores de los flujos

másicos se da por comprobada la configuración Petlyuk

Esta comparación se convierte en punto de partida para iniciar el estudio de la

mezcla propuesta (NH3-H2S-H2O), debido a que no existen investigaciones que

involucren dicha mezcla con columnas de acoplamiento térmico la cual tendrá como

objetivo mejorar el consumo energético con respecto a una columna de destilación

convencional y así dar posibles soluciones en el tratamiento de aguas agrias en una

refinería.

65

Esta comprobación será implementada en la mezcla de estudio, donde se modifica

las condiciones de operación y las corrientes de materia que fueron corroboradas

en la columna de destilación convencional de las aguas agrias presentada en la

tabla 4

3.4 CONCLUSIONES

Este capítulo presentó la comprobación de la mezcla de las aguas agrias en una

columna de destilación convencional con sus respectivos porcentajes de error

presentados en la tabla 4, esta tabla presenta un error en el componente H2S del

20,31% debido a que este componente encontrado en la base de datos del

simulador tiene un error muy por encima de los demás compuestos como se

muestra en la tabla 1, esto se realiza con el fin de simular la mezcla de interés en

una configuración Petlyuk.

Aunque la mezcla BTX no hace parte del estudio, es necesario involucrarla con el

fin de validar la configuración rigurosa debido a que esta presenta más estudios en

la literatura; después de dar por validada dicha configuración se realiza la simulación

de esta misma mezcla en una secuencia de destilación convencional con el objetivo

de conocer los requerimientos energéticos y así poder ser comparados con la

configuración Petlyuk como se muestra en la gráfica 3; donde esta corrobora que

una configuración con acoplamiento térmico reduce de cierto modo el consumo

energético.

Gráfica 3. Consumo energético en la mezcla BTpX

0,000E+001,000E+062,000E+063,000E+064,000E+065,000E+066,000E+067,000E+068,000E+069,000E+06

Convencional Petlyuk

Cal

or

kJ/h

Configuraciones

Consumo energético en cada configuración

Condensador

Rehervidor

66

4. SEPARACIÓN DE H2S EN AGUAS AGRIAS EN LA CONFIGURACIÓN

PETLYUK CASO 3

Este capítulo presenta el diseño de la configuración Petlyuk para el tratamiento de

aguas agrias basándose principalmente en los compuestos H2S-NH3-H2O para su

separación, con el fin de obtener productos con alta pureza y conocer los

requerimientos energéticos necesarios para llevar a cabo la simulación de la

configuración térmicamente acoplada.

El propósito principal es eliminar la mayor cantidad de H2S presentado en este tipo

de efluentes, ya que este representa grandes problemas ambientales y sanitarios.

4.1 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO

Para llevar a cabo esta simulación se debe tener en cuenta lo siguiente:

Realizar un estimado inicial mediante un shortcut para determinar las

condiciones de operación y el número de etapas que son requeridos en la

simulación acoplada térmicamente.

Realizar la simulación de la configuración Petlyuk en estado estable.

Para realizar la simulación se tiene en cuenta los datos de alimentación

presentados en la tabla 2 y el modelo termodinámico seleccionado presentado en

el capítulo tres (Sour PR). Posteriormente se especifican las columnas shortcut

utilizando los datos de la tabla 13 para desarrollar el método corto de la

configuración Petlyuk.

Las presiones de operación de cada una de las columnas se determinan realizando

un análisis de sensibilidad presentado en las gráficas 4,5 y 6 con el fin de obtener

la menor relación de reflujo, ya que en la literatura abierta no presentan las

presiones de operación para desarrollar la mezcla H2S-NH3-H2O con la

configuración propuesta.

En las gráficas 4, 5 y 6 se realizan un análisis de sensibilidad en las corrientes de

destilado, lateral y fondos respectivamente, con el fin de conocer el comportamiento

que tiene la relación de reflujo y la temperatura con respecto a la variación de

presión. Se puede concluir, que la elección de la presión depende de la relación de

reflujo debido a que esta variable es menor en un rango de presiones de 100 a 140

kPa aproximadamente, a su vez favorece mayor pureza en los productos debido a

bajas temperaturas en cada corriente.

67

Gráfica 4. Analisis de la sensibilidad de la temperatura de destilado y el reflujo vs la presion de operacion de la torre

Gráfica 5. Análisis de la sensibilidad de la temperatura en la corriente lateral y el

reflujo vs la presión de operación de la torre

68

Gráfica 6. Análisis de la sensibilidad de la temperatura de los fondos y el reflujo vs la presión de operación de la torre

Tabla 13.Especificaciones para el método corto de la configuración Petlyuk

Columna T-100 T-101 T-102

Componente clave liviano Fracción molar

NH3 0,0015 H2S 0,0001 NH3 0,001

Componente clave pesado en el destilado Fracción molar

H2O 0,01 NH3 0,0001 H2O 0,0814

Presión en el condensado kPa 100 100 122,6

Presión en el rehervidor kPa 130 122,6 140

Relación de reflujo externa 0,127 0,382 2,18

Mínima relación de reflujo interna 0,106 0,318 1,817

Los datos presentados en la tabla 13 para llevar a cabo la simulación garantizan

que las corrientes laterales 1 y 2 tengan una similitud en las composiciones de

salida para el componente medio (NH3) como se observa en la tabla 14. La igualdad

69

en las composiciones de las corrientes laterales no requiere que exista igualdad en

los flujos.

Este método emplea tres columnas shortcut interconectadas entre sí como se

muestra en la figura 24, con el fin de obtener todos los parámetros necesarios

presentados en la Tabla 15 para tener el primer estimado de la simulación Petlyuk.

La relación de reflujo de las columnas de destilación se determina mediante la

heurística:

Ecuación 14. Heurística para determinar la relación de reflujo externa

𝑅 = 1,1 𝑎 1,5𝑅𝑚𝑖𝑛

Fuente: SEADER J. D. HENLEY Ernest J. ROPER D. Keith. Separation Process Principles:

Chemical and Biochemical Operations. 3rd Edition, United States of America, John Wiley & Sons Inc,

2010, p. 259

Para este proyecto de tesis se escoge la relación de reflujo externa 1.2 como se

muestra en la ecuación 15.

Ecuación 15. Relación externa de reflujo

𝑅 = 1.2 ∗ 𝑅𝑚𝑖𝑛

El actual número de platos y el plato óptimo de alimentación son aproximados por

encima de los resultados mostrados en la figura 24.

Posteriormente se procede a realizar la configuración Petlyuk teniendo en cuenta

los resultados mostrados en la Tabla 13 como estimado inicial y los equipos

mencionados en el capítulo 3 cuadro 2.

La simulación de la configuración térmicamente acoplada se realizó mediante los

siguientes pasos:

Teniendo en cuenta los resultados obtenidos en el shortcut se determina las

correspondientes etapas de alimentación y salidas de cada una de las

corrientes, el número de etapas de cada columna y las presiones de operación.

El número de platos de la columna principal es la suma del número de etapas

correspondientes a las columnas T101 y T102 del método cortó más dos etapas

70

que representan las etapas del condensador y del rehervidor como se ilustra en

la figura 25.

Figura 24. Método cortó para el tratamiento de las aguas agrias (H2S-NH3-H2O)

Tabla 14. Composiciones en fracción molar del método cortó

Composiciones

Destilado Fondos Vapor Side1 Side2

Fondos

1

Comp en fracción

molar H2O 0,0101 0,9985 - 0,0814 0,0814 0,9990

Comp en fracción

molar H2S 0,8761 - 0,9999 0,0001 - -

Comp en fracción

molar NH3 0,1138 0,0015 0,0001 0,9185 0,9186 0,0010

71

Tabla 15. Parámetros requeridos para llevar a cabo la configuración Petlyuk.

Columna T-100 T-101 T-102

Mínimo Numero de platos 3,852 9,300 3,174

Actual número de platos 14 26 9

Plato óptimo de alimentación 12 8 7

Calor del Condensador kJ/h 83.514 -36481 239.174

Calor del Rehervidor kJ/h 699.060 1.462 8.100

Figura 25. Condiciones de operación de la columna principal

Se desarrolló la simulación de la columna principal teniendo en cuenta las

condiciones de operación de las corrientes destilado (vapor 101-in) y fondos

(líquido 101-in); obtenidos en el método shortcut, presentados en las tabla 14 y

16 con sus respectivas etapas de alimentación como se observa en la figura 26.

Donde se busca la convergencia de esta columna basándose en la pureza

requerida por el método corto como se observa en la figura 27.

72

Tabla 16. Condiciones de operación de las corrientes de alimentación a la

columna principal (Primer estimado)

Destilado

(Vapor 101-in)

Fondos

(Líquido 101-in)

Temperatura °C 15,85 106,6

Presión kPa 100 130

Flujo molar kmol/h 6,06 1219

Flujo másico kg/h 193,8 21960

Figura 26 Simulación de la columna principal con las corrientes de destilado

(vapor101-in) y fondos (líquido 101-in). Primer estimado.

Se procede a colocar las corrientes de salida Liquido 101- out y vapor101-out en

la columna principal teniendo en cuenta que estas salen en el plato 8 y 33

respectivamente, hasta encontrar el flujo molar requerido para lograr la

convergencia como se presenta en la figura 28.

73

Figura 27. Convergencia de la columna principal con sus respectivos productos

(primer estimado)

Figura 28. Convergencia de la columna principal con las corrientes Vapor 101-out

y Liquido 101-out (primer estimado)

74

Se especifican las variables de operación del prefraccionador teniendo en cuenta

los resultados obtenidos del shortcut de la columna T-100 presentados en la

tabla 15 como se ilustra en la Figura 29. Las corrientes mencionadas

anteriormente entran al absorbedor, con el fin de lograr la recirculacion que se

requiere para la configuracion Petlyuk como se observa en la Figura 31. Para

llevar a cabo este procedimiento se debe manejar unos flujos masicos o molares

requeridos por el aboserbedor para lograr su convergencia

.

Figura 29. Condiciones de operación del prefraccionador

Luego las corrientes de salida del absorbedor liquido 100-out y vapor100-out se

unifican con las corrientes vapor 101-in y liquido 101-in mediante los bloques de

recirculacion con el fin de obtener las mismas caracteristicas en ambas

corrientes.

Para finalizar el desarrollo de la simulacion y llevar a cabo la convergencia de la

configuracion, se requiere modificar las concentraciones de las corrientes

destilados, side y fondos como se muestran en la figura 32

El desarrollo de la simulacion descrito anteriormente se simplifica en el siguiente

diagrama de flujo.

75

Figura 30. Diagrama de flujo para desarrollar una configuración Petlyuk en Aspen

Hysys

76

Figura 31. Configuración Petlyuk sin reciclo

77

4.2 RESULTADOS DE LA CONFIGURACION PETLYUK

Figura 32. Configuración Petlyuk para el tratamiento de aguas agrias

78

Se presenta los resultados obtenidos en la configuración Petlyuk para la mezcla

NH3-H2S-H2O con sus respectivas condiciones de operación en cada una de las

columnas como se muestra en la Figura 32.

Como se observa en la figura 32, la columna de destilación T-100 tiene una relación

de reflujo de 552,4 esto se debe a que el simulador calcula la relación de reflujo

mediante la ecuación 16. Al realizar la simulación y no encontrar una convergencia

es necesario añadir más cantidad de flujo para alcanzarla es por ello, que la

columna de destilación se encuentra sobrecargada.

Ecuación 16. Calculo para determinar la relación de reflujo

𝑅 =𝐿

𝐷

Fuente: SEADER J. D. HENLEY Ernest J. ROPER D. Keith. Separation Process Principles:

Chemical and Biochemical Operations. 3rd Edition, United States of America, John Wiley & Sons

Inc, 2010, p. 26

Dónde:

L: Es la cantidad de flujo de líquido que se devuelve a la columna

D: Es la cantidad de flujo que se obtiene en la corriente de destilado

Ecuación 17. Calculo de la relación de reflujo para la configuración Petlyuk (NH3-

H2S-H2O)

𝑅 =8894 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟

16,10 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟= 552,4

Para disminuir la relación de reflujo y el flujo de calor es necesario aumentar el

número de platos de la columna, disminuir la presión de operación y variar la

geometría del equipo o cambiar la pureza en la corriente de destilado como se

muestran en las gráficas 7 y 8. El resultado obtenido en la relación de reflujo se

debe a que el condensador devuelve gran cantidad de flujo líquido y obtiene poco

flujo en la corriente de destilado.

79

Gráfica 7. Presión en la etapa del condesador vs relación de reflujo

Gráfica 8. Presión en la etapa del rehervidor vs relación de reflujo

Para garantizar la convergencia de la simulación se añade un mezclador

adicionándole una corriente denominada líquido 101out que cuenta con las mismas

características de la corriente Liquido 101-out pero difieren en la cantidad de flujo

80

molar, ya que este es necesario para cumplir el balance de materia y mantener el

equilibrio liquido-vapor en el prefraccionador de la configuración Petlyuk como se

presenta en la Figura 32.

81

5. ANÁLISIS DE LA CONFIGURACIÓN PETLYUK

Este capítulo presenta una comparación entre los resultados obtenidos durante el

desarrollo de este proyecto para el tratamiento de las aguas agrias en refinería,

basándose principalmente en el consumo de energía y en la pureza de los productos

obtenidos en cada unidad.

5.1 ANÁLISIS UNIDAD CONVENCIONAL VS UNIDAD INTENSIFICADA ACIDO

SULFHIDRICO

La unidad convencional en las aguas agrias es conocida comúnmente en la industria

como una columna despojadora que separa los componentes dependiendo de sus

volatilidades con el fin de purificar el agua y obtenerla libre de contaminante siendo

este proceso de alto requerimiento energético. Por otro lado la unidad Petlyuk es

una configuración con acoplamiento térmico que cuenta con un absorbedor y una

columna de destilación interconectadas entre sí. Este proyecto propone la

simulación de una configuración convencional y una configuración intensificado

para la separación de la mezcla H2S – NH3 – H2O; con el fin de comparar los

requerimientos energéticos ya que esta aun no presenta ningún estudio por otros

autores en este tipo de procesos.

Para ello se realiza un análisis involucrando los resultados de las dos

configuraciones presentadas en el capítulo tres y capitulo cuatro. Este análisis se

realiza teniendo en cuenta solo los resultados obtenidos en la mezcla de interés H2S

– NH3 – H2O debido a que se busca proponer una nueva alternativa para la

separación de los compuestos contaminantes presentes en el tratamiento de aguas

agrias en una refinería. La mezcla ternaria Benceno-Tolueno- p-Xileno se realiza

con el fin de comprobar una configuración Petlyuk, y conocer las diferencias

energéticas entre una configuración convencional y una configuración térmicamente

acoplada (Petlyuk), ya que la mezcla de interés no presenta estudios publicados.

5.2.1 Análisis de la energía total consumida

Este ítem presenta el consumo de energía en las unidades destiladoras para cada

configuración basándose específicamente en la consumida por el rehervidor y el

condensador como se presenta en la tabla 17.

82

Tabla 17. Consumo de energía requerida por cada configuración para la mezcla

NH3-H2S-H2O

Convencional Configuración

Petlyuk

Calor del

Condensador

kJ/h

4,463E+06 1,604E+08

Calor del

Rehervidor

kJ/h

5,716E+06 1,635E+08

Como se puede observar en la gráfica 9 la configuración convencional consume

menos energía que una configuración Petlyuk en la mezcla H2S-NH3-H2O, esto se

debe a que la configuración convencional solo opera con una columna de

destilación, mientras que la configuración Petlyuk opera con un prefraccionador y

una columna principal como se muestra en la figura 32. Además la configuración

Peltyuk para la mezcla de estudio comparada con la mezcla BTpX tiene una notable

desigualdad en los flujos másicos de alimentación de cada componente.

Gráfica 9. Requerimiento energético de cada configuración

Esta configuración Petlyuk garantiza la obtención en un 55,50% más puro el H2S

y un 71,20% más puro el NH3 con respecto a la configuración convencional como

se presenta en la tabla 18 y 19, esto se debe a que la configuración Petlyuk maneja

0,000E+00

5,000E+07

1,000E+08

1,500E+08

2,000E+08

Convencional Petlyuk

Cal

or

kJ/h

Configuraciones

Consumo energético en cada configuración

Condensador

Rehervidor

83

un perfil de temperatura más amplio que la convencional, además cabe resaltar que

la configuración convencional cuenta con 30 platos mostrados en la tabla 3 y la

columna de destilación principal en la configuración Petlyuk tiene 37 platos lo que

favorece la obtención de productos más puros, esta pureza tiene un

comportamiento esperado ya que siendo H2S el compuesto más volátil de la mezcla

es el primero en separarse como se observa en la gráfica 10 que se obtiene en

mayor proporción en la etapa del condensador.

Gráfica 10. Comportamiento de la composición en la columna principal de la configuración Petlyuk

Tabla 18. Comparación de la pureza de los componentes en cada configuración

Columna Convencional Columna Petlyuk

Destilado Fondos Destilado Side Fondos

H2O 0,2680 0,9999 - - 0,9900

H2S 0,4444 - 0,9999 0,0010 -

NH3 0,2877 0,0001 0,0001 0,9990 0,0100

Flujo másico 298 2,185E+04 548,6 1698 2,213E+04

84

Tabla 19. Porcentaje de pureza de los componentes contaminantes en las aguas acidas

Componente % Pureza

H2S 55,56

NH3 71,20

Como se observa en la gráfica 11, en la etapa cero hay mayor cantidad de flujo

liquido ya que esta corresponde al condensador, en la etapa 8 se alimenta una

corriente en fase vapor lo que produce el descenso que refleja la gráfica de ambas

corrientes esto se debe a que el sistema siempre debe encontrar el equilibrio; en la

etapa 33 se alimenta a la columna una corriente en fase líquida lo que presenta un

pequeño aumento en dicho flujo y en la etapa 37 se observa un descenso del flujo

líquido debido a que esta representa la etapa del reboiler, donde se evapora parte

del líquido que va ascendiendo a la columna.

Gráfica 11. Comportamiento del flujo en cada etapa de la configuración Petlyuk

.

En la gráfica 12 se observa un incremento de la temperatura en la etapa numero 8

que corresponde a la etapa de alimentacion de la corriente vapor 101-in que

proviene del prefracionador, a lo largo de la columa no existe una drastica variación

de la temperatura debido a que se busca separar el NH3 en la etapa 26 que

85

corresponde a la corriente lateral hasta llegar a la etapa 33 que correponde a la

alimentacion de la corriente liquido 101-in.

Gráfica 12. Comportamiento de la temperatura con respecto al número de platos

en la columna principal de la configuración Petlyuk

En la gráfica 13 se observa que el cambio de la temperatura en una columna

convencional es inmediato debido a que se busca obtener las aguas agrias libres

de componentes contaminantes (H2S y NH3), permitiendo que estos dos

componentes se obtengan en una sola corriente, siendo estos de menor volatilidad.

86

Gráfica 13. Comportamiento de la temperatura con respecto al número de platos en la columna convencional

Estos resultados no significan que la configuración Petlyuk no se sea una

configuración rentable energéticamente para la mezcla propuesta ya que la

comparación se realizó con un sistema convencional que cuenta con una sola

columna de destilación; la reducción energética si se comprobó en la mezcla

ternaria Benceno-Tolueno-p-Xileno que compara el consumo de energía de la

configuración Petlyuk con una secuencia de destilación convencional como se

presenta en la gráfica 3. Se observa que la configuración Petlyuk reduce la energía

aproximadamente en un 45% en la etapa del condensador y 44,13% en la etapa del

rehervidor con respecto a la separación convencional debido a que en la

configuración convencional utilizan dos columnas de destilación mientras que la

configuración Petlyuk usa una columna absorbedora con el fin de transferir energía

a la columna de destilación.

Existen varios tipos de refrigerantes que pueden ser usados en un condensador

teniendo en cuenta que cada refrigerante tiene diferentes propiedades como puntos

de ebullición, calor específico, calor latente, densidad y otros factores que afectan

la habilidad del refrigerante para transferir el calor. Por lo tanto la tabla 20 muestra

diferentes tipos de refrigerantes dependiendo de la temperatura de ebullición, ya

87

que la elección de un buen refrigerante tiene en cuenta una temperatura de

congelación por debajo de la temperatura de evaporización.

Por lo tanto los refrigerantes que pueden ser utilizados teniendo en cuenta la

temperatura que se obtiene en la corriente de destilado es -62,55 °C son: Nitrógeno,

Etano, Freón y Clorotrifluormetano. El refrigerante recomendado es el Etano debido

a que este no presenta compuestos contaminantes que pueden ser liberados al

medio ambiente.

Tabla 20. Tipos de refrigerantes

Refrigerante Nombre T de ebullición °C

- Nitrógeno -195,85

R170 Etano -88,6

R503 Freón -88

R13 Clorotrifluormetano -81,9

R404a Pentafluoretano -46,79

R290 Propano -42,1

R22 Clorodifluoretano -41

R717 Amoniaco -33

R134a Tetrafluoretano -26,3

88

6. CONCLUSIONES

Se seleccionó el modelo termodinámico Sour Peng Robinson para el tratamiento

de las aguas agrias debido a que fue el que menor error obtuvo respecto a los

datos experimentales del equilibrio liquido-vapor XY, observados en el anexo A.

Los resultados de la simulación en la configuración Petlyuk reflejaron una

separación de la mezcla con una pureza superior a un 55% de los componentes

más contaminantes presentes en las aguas agrias de una refinería (H2S y NH3),

con respecto a una configuración convencional de destilación comúnmente

utilizada en el tratamiento de aguas acidas.

La configuración Petlyuk para el tratamiento de las aguas agrias no presenta

menor consumo energético con respecto a una separación convencional ya que

la corriente de alimentación de la mezcla propuesta presenta mayor cantidad de

H2O y pequeñas trazas de H2S y NH3 en fase líquida. Por lo tanto esta

configuración térmicamente acoplada no es viable utilizarla para esta mezcla,

debido a que esta es rentable energéticamente cuando las composiciones de

alimentación son muy cercanas entre sí.

La configuración Petlyuk representa un menor consumo energético para

mezclas ternarias cuando las composiciones de las sustancias son

relativamente iguales y cuando la separación convencional posee más de una

columna de destilación. En la mezcla ternaria Benceno, Tolueno y p-Xileno se

reduce la energía aproximadamente en un 45% en la etapa del condensador y

44,13% en la etapa del rehervidor con respecto a la separación convencional.

89

7. RECOMENDACIONES

Realizar el estudio en estado dinámico de la mezcla, teniendo en cuenta la

hidráulica de los equipos en el simulador Aspen Hysys.

Realizar el estudio utilizando el modelo termodinámico NRTL-Electrolito con el

fin de comparar los requerimientos energéticos de la configuración Petlyuk y la

separación convencional.

Estudiar una secuencia de destilación directa o una secuencia de destilación

indirecta para el tratamiento de las aguas agrias con el fin de compararla con la

configuración Petlyuk.

Realizar la evaluación financiera con el fin de determinar la viabilidad de

implementar esta configuración industrialmente.

90

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93

ANEXOS

94

ANEXO A

PORCENTAJE DE ERROR DE LOS MODELOS TERMODINAMICOS PARA LA

MEZCLA H2S-H2O Y NH3-H2O

Tabla A1: Porcentajes de error de los modelos termodinámicos de la mezcla

binaria H2S-H2O

Datos Experimentales del equilibrio liquido-vapor a

temperatura 71,11°C

Datos Peng Robinson Porcentaje de error

No Y H2S X H2S Y X Y X

1 0,9493 0,005 0,930583 0,002 1,971621 60

2 0,9643 0,0076 0,96279 0,004 0,156642 47,36842

3 0,9726 0,0102 0,97397 0,006 0,14087 41,17647

4 0,9771 0,0128 0,979609 0,008 0,25676 37,5

5 0,9801 0,0154 0,982976 0,01 0,29346 35,06494

6 0,9837 0,0206 0,985186 0,012 0,151032 41,74757

7 0,9856 0,0258 0,986718 0,014 0,113433 45,73643

8 0,9865 0,031 0,98781 0,016 0,132833 48,3871

9 0,9868 0,0364 0,988588 0,018 0,181141 50,54945

10 0,9869 0,0395 0,989109 0,02 0,223782 49,36709

Tabla A1: Continuación

Datos Experimentales del equilibrio liquido-vapor a

temperatura 71,11°C Datos Api Sour Porcentaje de error

No Y H2S X H2S Y X Y X

1 0,9493 0,005 0,951293 0,004 0,209902 20

2 0,9643 0,0076 0,96798 0,006 0,381634 21,05263

3 0,9726 0,0102 0,975185 0,008 0,265762 21,56863

4 0,9771 0,0128 0,980387 0,01 0,336393 21,875

5 0,9801 0,0154 0,983821 0,012 0,379676 22,07792

6 0,9837 0,0206 0,986251 0,014 0,259297 32,03883

7 0,9856 0,0258 0,988057 0,016 0,249239 37,9845

8 0,9865 0,031 0,98945 0,018 0,298996 41,93548

9 0,9868 0,0364 0,990556 0,02 0,380614 45,05495

10 0,9869 0,0395 0,991455 0,022 0,461556 44,3038

95

Tabla A1: Continuación

Datos Experimentales del equilibrio liquido-vapor a

temperatura 71,11°C Datos Api sour-PR Porcentaje de error

No Y H2S X H2S Y X Y X

1 0,9493 0,005 0,949837 0,004 0,05661 20

2 0,9643 0,0076 0,966436 0,006 0,221529 21,05263

3 0,9726 0,0102 0,973564 0,008 0,099105 21,56863

4 0,9771 0,0128 0,978665 0,01 0,160209 21,875

5 0,9801 0,0154 0,981982 0,012 0,192052 22,07792

6 0,9837 0,0206 0,984271 0,014 0,058026 32,03883

7 0,9856 0,0258 0,985902 0,016 0,030621 37,9845

8 0,9865 0,031 0,987069 0,018 0,057638 41,93548

9 0,9868 0,0364 0,987861 0,02 0,10755 45,05495

10 0,9869 0,0395 0,988269 0,022 0,138697 44,3038

Tabla A1: Continuación

Datos Experimentales del equilibrio liquido-vapor a

temperatura 71,11°C SRK Porcentaje de error

No Y H2S X H2S Y X Y X

1 0,9493 0,005 0,947213 0,004 0,219804 20

2 0,9643 0,0076 0,963148 0,006 0,119434 21,05263

3 0,9726 0,0102 0,971288 0,008 0,134948 21,56863

4 0,9771 0,0128 0,976211 0,01 0,091035 21,875

5 0,9801 0,0154 0,979496 0,012 0,061626 22,07792

6 0,9837 0,0206 0,981834 0,014 0,189722 32,03883

7 0,9856 0,0258 0,983573 0,016 0,205712 37,9845

8 0,9865 0,031 0,984908 0,018 0,161389 41,93548

9 0,9868 0,0364 0,985958 0,02 0,085367 45,05495

10 0,9869 0,0395 0,986797 0,022 0,010487 44,3038

96

Tabla A1: Continuación

Datos Experimentales del equilibrio liquido-vapor a

temperatura 71,11 °C Datos Api-SRK Porcentaje de error

No Y H2S X H2S Y X Y X

1 0,9493 0,005 0,949803 0,004 0,053007 20

2 0,9643 0,0076 0,966405 0,006 0,218293 21,05263

3 0,9726 0,0102 0,973536 0,008 0,096247 21,56863

4 0,9771 0,0128 0,978643 0,01 0,157896 21,875

5 0,9801 0,0154 0,981967 0,012 0,19047 22,07792

6 0,9837 0,0206 0,984266 0,014 0,057487 32,03883

7 0,9856 0,0258 0,985912 0,016 0,031605 37,9845

8 0,9865 0,031 0,987102 0,018 0,061004 41,93548

9 0,9868 0,0364 0,987936 0,02 0,11515 45,05495

10 0,9869 0,0395 0,988434 0,022 0,155446 44,3038

97

Tabla A2: Porcentajes de error de los modelos termodinámicos de la mezcla

binaria NH3-H2O

Datos experimentales del equilibrio liquido-Vapor a

Temperatura 86,55°C PR Porcentaje de error

No X NH3 Y NH3 X Y X Y

1 0 0 0 0 0 0

2 0,0368 0,2025 0,025 0,311978 32,06522 54,06301

3 0,0428 0,2352 0,05 0,506607 16,82243 115,3942

4 0,0777 0,4114 0,075 0,635059 3,474903 54,36541

5 0,1064 0,5534 0,1 0,72346 6,015038 30,73001

6 0,1399 0,6826 0,125 0,786307 10,65046 15,193

7 0,2054 0,815 0,2 0,89232 2,629017 9,487092

8 0,2837 0,8948 0,275 0,94032 3,06662 5,087193

9 0,2935 0,9053 0,3 0,950194 2,214651 4,959008

10 0,3261 0,9154 0,325 0,958156 0,33732 4,67069

11 0,4173 0,9517 0,4 0,974315 4,145699 2,376232

12 0,4724 0,9635 0,475 0,983551 0,550381 2,081007

13 0,4805 0,9655 0,5 0,985712 4,058273 2,093413

14 0,5442 0,975 0,55 0,989118 1,065785 1,447949

15 0,6162 0,9831 0,6 0,991625 2,629017 0,867196

16 0,7257 0,989 0,725 0,995549 0,096459 0,662204

17 0,7337 0,9898 0,75 0,996082 2,221616 0,634694

18 0,7997 0,9918 0,8 0,996995 0,037514 0,523765

19 0,8934 0,9957 0,9 0,998445 0,738751 0,275685

20 0,9711 0,998 0,975 0,999525 0,401606 0,152806

21 1 1 1 1 0 0

98

Tabla A2: Continuación

Datos experimentales del equilibrio liquido-Vapor a

Temperatura 86,55°C SRK Porcentaje de error

No X NH3 Y NH3 X Y X Y

1 0 0 0 0 0 0

2 0,0368 0,2025 0,025 0,920136 32,06522 354,3883

3 0,0428 0,2352 0,05 0,953567 16,82243 305,4279

4 0,0777 0,4114 0,075 0,965028 3,474903 134,5716

5 0,1064 0,5534 0,1 0,970696 6,015038 75,40578

6 0,1399 0,6826 0,125 0,974001 10,65046 42,68979

7 0,2054 0,815 0,2 0,97856 2,629017 20,06871

8 0,2837 0,8948 0,275 0,980233 3,06662 9,547743

9 0,2935 0,9053 0,3 0,980534 2,214651 8,310372

10 0,3261 0,9154 0,325 0,98076 0,33732 7,140092

11 0,4173 0,9517 0,4 0,98117 4,145699 3,096575

12 0,4724 0,9635 0,475 0,981411 0,550381 1,858952

13 0,4805 0,9655 0,5 0,981495 4,058273 1,656675

14 0,5442 0,975 0,55 0,981711 1,065785 0,688349

15 0,6162 0,9831 0,6 0,982039 2,629017 0,107954

16 0,7257 0,989 0,725 0,983765 0,096459 0,529323

17 0,7337 0,9898 0,75 0,984344 2,221616 0,551182

18 0,7997 0,9918 0,8 0,98584 0,037514 0,600887

19 0,8934 0,9957 0,9 0,990734 0,738751 0,498755

20 0,9711 0,998 0,975 0,997077 0,401606 0,092475

21 1 1 1 1 0 0

99

Tabla A2: Continuación

Datos experimentales del equilibrio liquido-Vapor a

Temperatura 86,55°C SOUR SRK Porcentaje de error

No X NH3 Y NH3 X Y X Y

1 0 0 0 0 0 0

2 0,0368 0,2025 0,02 0,243834 45,65217 20,41162

3 0,0428 0,2352 0,04 0,40712 6,542056 73,09509

4 0,0777 0,4114 0,08 0,608842 2,960103 47,9927

5 0,1064 0,5534 0,1 0,674567 6,015038 21,89494

6 0,1399 0,6826 0,14 0,767436 0,07148 12,42843

7 0,2054 0,815 0,2 0,851811 2,629017 4,516745

8 0,2837 0,8948 0,28 0,913873 1,304195 2,131485

9 0,2935 0,9053 0,3 0,924314 2,214651 2,100243

10 0,3261 0,9154 0,32 0,933372 1,870592 1,963348

11 0,4173 0,9517 0,42 0,965695 0,647017 1,47049

12 0,4724 0,9635 0,46 0,975258 2,624894 1,22036

13 0,4805 0,9655 0,48 0,978918 0,104058 1,389792

14 0,5442 0,975 0,54 0,986631 0,771775 1,192892

15 0,6162 0,9831 0,62 0,991949 0,616683 0,900086

16 0,7257 0,989 0,72 0,995148 0,785449 0,621618

17 0,7337 0,9898 0,74 0,995618 0,858662 0,587831

18 0,7997 0,9918 0,8 0,996761 0,037514 0,500174

19 0,8934 0,9957 0,9 0,998353 0,738751 0,266473

20 0,9711 0,998 0,98 0,999589 0,916486 0,159237

21 1 1 1 1 0 0

100

Tabla A2: Continuación

Datos experimentales del equilibrio liquido-Vapor a

Temperatura 86,55°C SOUR PR Porcentaje de error

No X NH3 Y NH3 X Y X Y

1 0 0 0 0 0 0

2 0,0368 0,2025 0,02 0,243882 45,65217 20,4358

3 0,0428 0,2352 0,04 0,407205 6,542056 73,13117

4 0,0777 0,4114 0,08 0,60897 2,960103 48,0238

5 0,1064 0,5534 0,1 0,674707 6,015038 21,92035

6 0,1399 0,6826 0,14 0,767591 0,07148 12,45112

7 0,2054 0,815 0,2 0,851973 2,629017 4,536614

8 0,2837 0,8948 0,28 0,914031 1,304195 2,149158

9 0,2935 0,9053 0,3 0,924469 2,214651 2,117469

10 0,3261 0,9154 0,32 0,933526 1,870592 1,980109

11 0,4173 0,9517 0,42 0,96576 0,647017 1,47735

12 0,4724 0,9635 0,46 0,975193 2,624894 1,213569

13 0,4805 0,9655 0,48 0,978794 0,104058 1,376953

14 0,5442 0,975 0,54 0,986399 0,771775 1,169085

15 0,6162 0,9831 0,62 0,991686 0,616683 0,873328

16 0,7257 0,989 0,72 0,994964 0,785449 0,602985

17 0,7337 0,9898 0,74 0,995449 0,858662 0,570683

18 0,7997 0,9918 0,8 0,996616 0,037514 0,485615

19 0,8934 0,9957 0,9 0,998289 0,738751 0,259985

20 0,9711 0,998 0,98 0,999576 0,916486 0,157963

21 1 1 1 1 0 0