Post on 01-Jan-2020
REPORE DEL PROYECTO CGPI 20061938 Simulación matemática de la hidrodinámica de un reactor de goteo de hidrodesulfuración con diferentes cargas reales
Director: Dr. Manuel de Jesús Macías Hdez. ESIQIE-IPN
Resumen
El objetivo de este trabajo es analizar el comportamiento de la hidrodinámica en
un reactor de goteo de tres fases utilizando una carga de Diesel derivado de un
crudo Maya y por separado otra carga de Aceite Cíclico Ligero que proviene de
una mezcla de los crudos de Alaska y California, con un catalizador de geometría
trilobular.
Este trabajo presenta la importancia de efectuar la simulación del proceso de
hidrodesulfuración de Diesel y Aceite Cíclico Ligero a nivel planta piloto. Para tal
fin se aplicaron los parámetros de diseño adecuados a un reactor de goteo; la
utilización del simulador con diferentes cargas reales y catalizador, a condiciones
de operación industriales, para la obtención de la Hidrodinámica, la cual involucró
el analizar las propiedades físicas del reactor de goteo de tres fases.
Al hablar del comportamiento hidrodinámico se hace mención a los posibles
cambios debidos al movimiento e interacción entre las fases líquida, gaseosa y
sólida, para el estudio de la hidrodinámica se consideraron las propiedades físicas
y de transporte de mayor importancia como la caída de presión, la viscosidad de
las cargas reales, la densidad, el No. de Reynolds, así como también la fracción
del líquido retenido por el catalizador.
En este trabajo, se utilizó un simulador previamente desarrollado en lenguaje Fortran para
una carga de Diesel con la finalidad de obtener resultados confiables y poder utilizar los
modelos matemáticos aquí citados para otros hidrocarburos.
En este estudio primeramente se definió el proceso de Hidrodesulfuración (HDS) ,
así como también se presentó el proceso de manera general y las condiciones de
operación dentro de una planta industrial para cargas reales ligeras y pesadas,
así como las ventajas y desventajas inherentes al utilizar los reactores de tres
fases.
Se consideró la metodología con la cual se realizó posteriormente la simulación
del proceso; este apartado contempla la descripción de las propiedades físicas y
químicas de los catalizadores; los cuales son Níquel-Molibdeno (Ni-Mo) y
Cobalto-Molibdeno (Co-Mo), así como también de las cargas reales,
caracterización y dimensionamiento de los lechos catalíticos, condiciones de
operación y cinética de reacción.
Se consideró la determinación de las alturas para los lechos catalíticos de los
reactores de cada una de las cargas a tratar así como la obtención de los
parámetros cinéticos y se describieron las condiciones de operación de cada uno
de los crudos, especificándose el intervalo de temperatura de operación, la
relación de Hidrógeno/Hidrocarburo (H2/HC) y espacio velocidad.
Dentro de la simulación, se obtuvieron los resultados de las variables de interés a
diferentes temperaturas de operación y con diferentes relaciones de espacio
velocidad, tanto para el Diesel como para el ACL; para éste último también se
simuló la hidrodinámica con diferentes relaciones de H2/HC.
Los resultados de la simulación se validaron con datos experimentales de
concentración final de azufre del reactor. Por otro lado, los datos cinéticos se
compararon con algunos resultados publicados en bibliografías referentes al
análisis de hidrodesulfuración.
Finalmente, en el análisis de resultados se considera como puntos de mayor
interés la caída de presión en el reactor, la fracción del líquido retenido por el
catalizador en cada uno de los hidrocarburos, así como también una comparación
de estos mismos valores entre los crudos; la densidad y viscosidad de los fluidos
además de sus gastos volumétricos y másicos; enfocando estos datos y
propiedades a la temperatura con la cual se determinaron para su posterior
conclusión con base a los mejores resultados.
Introducción Un reactor de tres fases, es un sistema reactivo en el que dos fases; una líquida y
otra gaseosa, fluyen en sentido descendente a través de un lecho fijo catalítico, el
cual corresponde a la tercera fase. Estos reactores son utilizados a gran escala en
la industria petrolera, petroquímica y química, para el contacto de reactantes
líquidos y gaseosos con catalizadores sólidos. [1]
La importancia de la hidrodinámica radica en el estudio de las propiedades físicas
y se define como la parte de la mecánica de fluidos que estudia el movimiento de
los líquidos en relación con las fuerzas actuantes sobre ellos. Es muy importante
tomar en cuenta las propiedades físicas de la mezcla que se alimenta, ya que de
estas dependerá el comportamiento que se genere dentro del reactor.
Los efectos hidrodinámicos se generan al alimentar el flujo liquido-gas, el cual
pasa sobre el catalizador sólido en el reactor de tres fases, este flujo reaccionante
se difunde entre los espacios partícula-partícula del catalizador sólido tomando en
cuenta la fracción hueca de la cama catalítica. Este contacto físico causa una
variación en la caída de presión, así como también una distribución no uniforme de
los flujos liquido-gas, influyendo en un contacto adecuado del flujo reaccionante
con los centros activos del catalizador y en la distribución adecuada de la
temperatura en el lecho catalítico en las diversas zonas del reactor. [2]
Basándose en las velocidades másicas superficiales, propiedades del fluido y
características de la cama catalítica se pueden observar dos amplios regimenes
de flujo en un reactor de tres fases. Si se tiene un régimen de interacción bajo
entre las fases gas-liquido se tendrá un flujo de tipo goteo, cuando se tengan
regimenes altos de interacción gas-liquido, los modelos de flujo son de pulso, rocío
y burbuja. [3]
Otro parámetro importante es la compactación del catalizador en el lecho
catalítico. Con una compactación uniforme se incrementa la conversión debido a
que el flujo de alimentación se pone en contacto con una mayor cantidad de
partículas en la cama catalítica del reactor.
La porosidad del lecho catalítico contiene en sus partículas espacios libres
llamados poros físicos; representando la proporción entre los espacios vacíos
respecto al volumen total del medio, dependiendo así de la cantidad, forma,
distribución y tamaño de las partículas empacadas. Un medio poroso es una
región del espacio que consta de una matriz sólida y una región vacía, siendo la
última ocupada por una o varias fases fluidas distribuidas uniformemente a través
del medio.
METODOS Y MATERIALES
En la figura 1.1 se muestra el orden del proceso operacional a manera general del
simulador en la cual aparecen los requisitos de alimentación de datos al programa
correspondientes a las cargas de Diesel y ACL y posteriormente las características
de la cama catalítica utilizada con los hidrocarburos.
Propiedades de las cargas de los hidrocarburos ( Diesel y ACL )
Propiedades físicas y químicas del catalizador
Características y determinación del lecho catalítico
Dimensionamiento del Reactor de Diesel y de ACL
Condiciones de operación de los hidrocarburos
Datos de la Cinética
Adaptación del Simulador para el tratamiento de Diesel y ACL
Simulación
Análisis de Resultados de Diesel y ACL
Figura 1.1 Diagrama de Metodología de Simulación.
Codificación del simulador en Fortran 90 Programa del Simulador de Hidrodesulfuración. REACTOR PILOTO TRICKLE-BED DE HDS PARA CARGAS REALES DE DIESEL SIMULACION DE REACCION Y TRANSFERENCIA DE MASA EN REACTOR FLUJO PISTON CALCULA LAS CONSTANTES APARENTES Y EFICACIA CON DATOS EXPERIMENTALES Y CORRELACIONES Y EC. ESTADO PARA PROPIEDADES FISICAS DEL FLUIDO DIESEL LIQUIDO Y GAS HIDROGENO EN CONDICIONES DE OPERACION DE LA PLANTA PILOTO CONDICIONES INICIALES Y LIMITES DE ITERACION character*12 filman PRINT *,"nombre del archivo" read (5,58)filman format(a12) open (unit=7,file=filman,status='new') PRINT *,"INTERVALO DE IMPRESION DE LONGITUD DEL REACTOR" READ(5,*)AINT AINT=20 PRINT *,"NUMERO DE PASO AH=0.036 PRINT *,"LONGITUD TOTAL DEL REACTOR 23 cm " READ (5,*)Z ZE=Z-0.01 CONDICIONES DE OPERACION DEL REACTOR PRINT *,"TEMPERATURA DEL REACTOR 340-400 C " READ(5,*)T T=340 PRINT *, "ESPACIO VELOCIDAD LHSV(1-3) h^-1" READ (5,*)SLHV SLHV=1 print *, "PRESION 54.2 Kg/cm^2" READ (5,*)P PRINT *, "RELACION HIDROCARBURO HIDROGENO 2000 ft^3/BARRIL" READ (5,*)REHC DIMENSIONES DEL REACTOR PRINT *,"DIAMETRO DEL REACTOR 2.54 cm" READ (5,*)DR AT=(3.1416*(DR)**2)/4 LECHO CATALITICO PRINT *, "VOLUMEN CATALITICO 100 ml" READ(5,*)VCAM PRINT *, "DENSIDAD DEL LECHO CATALITICO 0.78 g/cm^3" READ(5,*)DENCAT DENCAT=DENPART*(1-EB) WRITE(6,*)DENCAT,EB,DP,SP,VS PROPIEDADES DE LA CARGA DEL DIESEL PRINT*, "DENSIDAD API 30.85" READ(5,*)API DENL15 = 141/(API+131.5) DENL15 = 0.8687 PRINT*, "PESO MOLECULAR DE DIESEL 266.3 g/gmol"
READ(5,*)PMD PRINT*, "TEMPERATURA DE EBULLICION 1080 " READ(5,*)TPEB PRINT*, "FRACCION PESO DEL AZUFRE 0.01616" READ(5,*)W1 WSV = VCAM*SLHV*DENL15 PARTICULA TRILOBULAR ALP = 0.13 DPELET = 0.115 RP = DPELET/4 VP = 9.425*ALP*RP**2 SP = (6*3.1416*RP**2)+(4*3.1416*RP*ALP) PRINT *, " VOLUMEN DE LA PARTICULA 0.016204 cm^3" READ (5,*) VP PRINT *,"AREA DE LA GEOMETRIA DE LA PARTICULA 0.438055 cm^2" READ (5,*) SP VS = VP/SP PRINT *,"RELACION VOLUMEN AREA cm" WRITE (7,*)VS DP = 6*VS PRINT *, "DIAMETRO DE LA PARTICULA EQUIVALENTE cm" WRITE (7,*)DP PRINT *, "DENSIDAD DE LA PARTICULA 1.56 g/cm^3" READ (5,*) DENPART DO K = 1,7 PRINT *, "TEMPERATURA DE OPERACION" WRITE(7,*)T PRINT *, "ESPACIO VELOCIDAD " WRITE (7,*) SLHV DO I = 1,5 WRITE(7,*) SLHV CONST CINETICA TK = T+273.15 APPK = 6.212752E15*EXP(-17083.2058/TK) APPK = 63390 EN = 2.4 PROPIEDADES DEL HIDROGENO POR LA ECUACION ESTADO R-W CALL ECESTRW(X3,T,P) DENG15=0.0632 DENG =X3 PROPIEDADES EXTERNAS E INTERNAS DEL CATALIZADOR CALL DENSID(T,P,DENL15,DENL) CALL FLUJOS(REL,REG,VISL,VISG,AT,VCAM,DENL15,DENG15,T,P,SLHV,API,DP,DENL,DENG,VL,VG,REHC,VSMD,VSMG) CALL CAMACATAL(ATV,DR,DP,DENL,VISL,REL,RELAV,DENCAT) CALL DIFUS(DA,DD,De,DENL15,VISL,T,DENL,DENG15,TPEB,PMD,DHS) CONSTANTES APARENTES APARTIR DE LA EFICACIA Y KINTRINCECA TRILOBULAR CALL CONSKSA( DA, ATV, RELAV, VISL, DENL, CKS, DD, CKSD, CKSHS, DHS)
X2 = CAZIN(APPK,DENL,DENCAT,CKSD) CLS = W1 CALLEFIC (VS,X2,DENCAT,EN,APPK,DD,De,VP,SP,EFICAS,DENL,DP,DA,EB,PMD,T,XKINT,APPK2,THIEMAC,eff) CONCENTRACION Cs CON EFECTOS DE FORMA Y TRANSF. MASA CALL EFECTS(DP2,EB2,DD,VISL,DENL,VSMD,VSMG,DENPART,CKSD2,DENCAT2,DR,VP,SP,VL,VG,DENG,VISG,REL2,REG2,DPLG,EL) XA = CAZIN(APPK2,DENL,DENCAT2,CKSD2) CSZ = XA EFEF1 = EFEF(XKINT,CSZ,De,VS,EN,DENL) APPK3 = EFEF1*XKINT ZX = 0 APRIN = 0 CSZX = CSZ*100 CLSX = CLS*100 PRINT *, "LONG. REAC, CONC.SOLIDO, CONC. LIQUIDO" WRITE(7,*)REL2,REG2,DPLG,EL WRITE(7,*) ZX, CSZX, CLSX WRITE(7,*)LHSV,ZX,CSZX,CLSX MODELO DE DIF. ORDINARIAS DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQ-SOL POR ALGORITMO DE RUNGE KUTTA. DO J = 1,1 ZX = ZX+AH RA = RC ( CSZ, DENCAT2, EN, APPK2, DENL ) RK1 = AH*DCLIQ(CLS,CSZ,CKSD2,VL) CN2S = CLS+RK1/2 RK2 = AH*DCLIQ(CN2S,CSZ,CKSD2,VL) CN3S = CLS+RK2/2 RK3 = AH*DCLIQ(CN3S,CSZ,CKSD2,VL) CN4S = CLS+RK3 RK4 = AH*DCLIQ(CN4S,CSZ,CKSD2,VL) CLS = CLS+(RK1+2*RK2+2*RK3+RK4)/6 CSZ = CLS-(RA/CKSD2) APRIN = APRIN+J IF(APRIN.EQ.AINT)GOTO 100 GOTO 200 variables de salida para graficar zx, csz, cls WRITE(7,*)ZX,CSZ,CLS APRIN = 0 ENDDO IF(ZX.LE.ZE)GOTO 30 WRITE(7,*)SLHV,EFICAS CSZY = CSZ*100 CLSY = CLS*100 WRITE(6,*)SLHV,CSZX,CSZY,CLSY SLHV = SLHV+0.5 ENDDO
WRITE(7,*)EFICAS,APPK,APPK2 T = T+10 SLHV = 1 ENDDO WRITE(7,*)DP2,EB2,DENCAT2 STOP END MODELO DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQUILDO-SOLIDO FUNCTION DCLIQ(CLS,CSZ,CKSD,VL) DCLIQ = -CKSD*(CLS-CSZ)/VL RETURN END PROPIEDADES DE FLUJOS VISC, VEL. SUPER. MAS., REYNOLD DE GAS Y LIQ. SUBROUTINE FLUJOS(REL,REG,VISL,VISG,AT,VCAM,DENL15,DENG15,T,P,SLHV,API,DP,DENL,DENG,VL,VG,REHC,VSMD,VSMG) FVD = SLHV*VCAM FVG = FVD/158987.2949*REHC*28.3168*760/580 FMD = FVD*DENL15/3600 FMG = FVG*DENG15/3600 PRINT *," FVD FVG FMD FMG" WRITE (7,*)FVD,FVG,FMD,FMG VELOCIDAD SUPER MASICAS DEL LIQUIDO Y GAS VSMD = FMD/AT VSMG = FMG/AT VISCOSIDADES DEL LIQUIDO Y GAS TR = (32+1.8*(T))+460 A1 = 10.313*(LOG10(TR-460))-36.447 VISL = 3.141E8*((TR-460)**(-3.444))*((LOG10(API))**A1) VISG = 0.000026693*(2*(T+273))**0.5/(2.915**2*0.7746) REYNOLDS DEL LIQUIDO Y GAS REL = DP*VSMD/VISL REG = DP*VSMG/VISG VL = VSMD/DENL VG = VSMG/DENG PRINT *," DENL DENG VISL VISG REL REG VSMD VSMG" WRITE (7,*) DENL, DENG, VISL, VISG, REL, REG, VSMD, VSMG RETURN END PROPIEDADES DEL LECHO CATALITICO SUBROUTINE CAMACATAL(ATV,DR,DP,DENL,VISL,REL,RELAV,DENCAT) FRACCION DE ESPACIO VACIO EN LA CAMA EB=1-(DENCAT/1.56) PRINT *," EB " WRITE (7,*)EB HOLDUP DEL LIQUIDO EL = 9.9*(REL**0.333)*(((DP**3)*980*(DENL**2)/(VISL**2))**-0.333) AREA TOTAL DE LA CAMA AREA ENTRE VOLUMEN DEL REACTOR
ATV = (6*(1-EB))/DP RELAV = REL/(DP*ATV) RETURN END CONSTANTE DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQ-SOLIDO SUBROUTINE CONSKSA(DA,ATV,RELAV,VISL,DENL,CKS,DD,CKSD,CKSHS,DHS) CKSD = 1.8*DD*(ATV**2)*(RELAV**0.5)*((VISL/(DENL*DD))**0.333) RETURN END EFECTOS DEL FLUJO EN LA CAMA CATALITICA SUBROUTINE EFECTS(DP2,EB2,DD,VISL,DENL,VSMD,VSMG,DENPART,CKSD2,DENCAT2,DR,VP,SP,VL,VG,DENG,VISG,REL2,REG2,DPLG,EL) FRACCION HUECA DE CAMA, RELACC A/V VS = VP/SP DP = 6*VS EB = 0.38+0.0713*(1+(DR/DP-2)**2/(DR/DP)**2) DENCAT2 = DENPART*(1-EB) ATV = (6*(1-EB))/DP RELAV = VSMD/(VISL*ATV) CAIDA DE PRESION EN LA FASE LIQUIDA Y GAS DP/L DPL = (( 143*( 1-EB )**2 * VL * VISL ) / ( EB **3 * DP**2 ) ) + ( 3.1*( 1-EB ) *VL**2* DENL ) / ( EB **3*DP ) DPG = ( ( 143*( 1-EB )**2* VG*VISG ) / ( EB**3*DP**2 ) ) + ( 3.1*( 1-EB ) *VG**2*DENG ) / ( EB**3*DP ) RLG = ( DPL/DPG)**0.5 RLOG = 0.4167 / ( 0.666 + LOG( RLG ) ) DPTOTAL = DPL+ DPG CAIDA DE PRESION EN L-G EN (Pa) DPLG=10*(DPL+DPG)*(10**RLOG) HOLDUP TOTAL EL = 0.185*EB*ATV**0.333*RLG**0.22 NUMERO DE REYNOLDS REL = DP*VSMD/VISL REG = DP*VSMG/VISG VL = VSMD / DENL VG =VSMG / DENG COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA L-S (Ka S ) CKSD21 = ATV*(0.8/EL)*(DD/DP)*REL**0.5*(VISL/(DENL*DD))**0.333 CKSD2 = 1.8*DD*(ATV**2)*(RELAV**0.5)*((VISL/(DENL*DD))**0.333) A2 =2*DD / DP**2*( 1- ( EL / EB ) ) EB2 = EB DP2 = DP REL2 = REL REG2 = REG PRINT *," DP EB EL DPL DPG DPLG CKSD21 DPTOTAL " WRITE(7,*) DP, EB, EL, DPL, DPG, DPLG, CKSD21, DPTOTAL RETURN END
DIFUSION DE HIDROGENO, DIESEL AZUFRADO, AC SULF. SUBROUTINE DIFUS(DA,DD,De,DENL15,VISL,T,DENL,DENG15,TPEB,PMD,DHS) D poro = 0.00000000468 V poro = 0.49 VH = 0.285*(65)**1.048 VHS = 0.285*(98.5)**1.048 VCL = 63.43*PMD*0.0075214*(TPEB**0.2896)*DENL15**(-0.7666) VL = 0.285*( VCL**1.048 ) DA =8.93E-8*VL**0.267*( T + 273 ) / ( ( VH**0.433)*VISL*100 ) DD = 8.93E-8*VL**0.267* ( T + 273 ) / ( VL**0.433*VISL*100 ) DHS = 8.93E-8*VL**0.267*( T + 2 73 ) / ( ( VHS**0.433 )*VISL*100) DKD = 10000*97*dporo*( T / PMD )**0.5 DDT = 1 / ( 1 / DD + 1 / DKD ) De = DDT * V poro / 4 RETURN END CORRELACION DE DENSIDAD DEL LIQUIDO SUBROUTINE DENSID(T6,P,DENL15,DENL) P1=14.7*P T1=( T6 * 1.8 ) + 492 DEN0 = DENL15 * 63.43 DDENP = ( 0.167 + 16.181 * ( 10** ( -0.0425 * DEN0 ) ) ) * ( P1 / 1000 ) - ( 0.01 * ( 0.299 + 263 * ( 10** (-0.0603 * DEN0 ) ) ) * ( P1 / 1000 )**2 ) DDENT = ( 0.0133 + 152.4 * ( DEN0 + DDENP )**( -2.45 ) ) * ( T1-520 )-( ( 8.1E–6 ) - 0.0622 * ( 10** ( -0.764 * ( DEN0 + DDENP ) ) ) ) * ( T1-520 )**( 2 ) DENL = ( DEN0 + DDENP – DDENT ) / 63.43 RETURN END VELOCIDAD DE REACION POR LEY DE POTENCIA FUNCTION RC ( CSZ, DENCAT, EN, APPK, DENL ) APP1 = APPK / ( DENL * 3600 ) RC = DENCAT*APP1*CSZ**EN RETURN END CONCENTRACION INICIAL DE AZUFRE EN EL SOLIDO RELACION DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQ-SOL CON REACCION NEWTON RAPSON FUNCTION CAZIN(APPK,DENL,DENCAT,CKSD) DIMENSION X1(10) CONS = APPK*DENCAT / ( DENL*3600*CKSD ) X1(1) = 0.001 DO I = 1,40 J = I + 1 X1(J) = X1 (I) - ( ( LOG ( 0.01616 - X1 ( I ) ) – LOG (CONS)-( 2.4 *LOG(X1( I ) ) ) ) ) / ((-1/(0.01616-X1(I) ) )-2.4 / X1(I) ) ERR=((X1(J)-X1(I))/X1(J)) CAZIN=X1(J) A = 0.001 IF ( ABS ( ERR ) .LT.A )GOTO 200 ENDDO RETURN END
ECUACION DE ESTADO R-W POR MET. NEWTON RAPSON SUBROUTINE ECESTRW(X3,T,P) DIMENSION X1(10) X1( 1 ) = 1025 T1 = T + 273.15 A = 0.42748 * ( 83.14 )**2*( 33.2 )**2.5 / 89.4 B = 0.08664*83.14*33.3/89.4 RTP = 83.14*T1/P CRTb = RTP+b ATP = A / ( T1**0.5*P ) DO I = 1,40 J = I + 1 X1(J) = X1(I)-(-X1(I)+CRTb-( ATP*X1(I)-( ATP*B ) ) / ( X1(I)**2+B*X1(I) ) ) / (-1-( ATP*X1(I)**2 + ( 3*ATP )*X1(I) + ( ATP*B**2 ) ) / ( X1(I)**2 + B*X1(I) )**2) ERR = ((X1(J)-X1(I))/X1(J)) X3 = (1/X1(J))*2.016 A = 0.001 IF ( ABS ( ERR ) .LT.A )GOTO 300 ENDDO 300 RETURN END EFICACIA DE LA PARTICULA SUBROUTINE EFIC(VS,CSZ,DENCAT,EN,APPK,DD,De,VP,SP,EFICAS,DENL,DP,DA,EB,PMD,T,XKINT,APPK2,THIEMAC,EFF) CKPP = APPK / ( DENL*3600 ) THIEMAC = ( 0.03699 )**2*( ( EN + 1 ) / 2 ) *CKPP*CSZ**( EN – 1 ) / De EFICAS = TANH ( THIEMAC ) / THIEMAC XKINT = APPK / EFICAS YKINT = XKINT / ( DENL*3600 ) TH = ( Vp / Sp )*( ( ( EN + 1 ) / 2 )*YKINT*CSZ**( EN – 1 ) / De ) **0.5 EFF = TANH ( TH ) / TH APPK2 = EFF * XKINT RETURN END FUNCTION EFEF ( XKINT, CSZ, De, VS, EN, DENL ) YKINT = XKINT / ( DENL*3600 ) TH = ( VS ) * ( ( ( EN + 1 ) / 2 ) * YKINT * CSZ ** ( EN – 1 ) / DE ) **0.5 EFEF = TANH(TH)/TH RETURN END
Análisis de Resultados
Propiedades físicas de la carga de Diesel Densidad de los fluidos dentro del reactor de goteo.
Antes de comenzar con el análisis de los resultados se debe mencionar que el
intervalo de temperatura de simulación para el proceso de Hidrodesulfuración de
Diesel está comprendido entre 340 a 400 °C con un incremento de 10°C para una
simulación diferente y una presión de operación de 54.2 Kg/cm2 con espacios
velocidad de 1 hasta 3.
En la gráfica 4.1 se puede observar que conforme la temperatura de operación
tiene un incremento, la densidad del Diesel y del gas tiende a disminuir; se debe
recordar que la densidad es una propiedad intensiva y por lo cual, no depende de
la cantidad y/o volumen para la determinación de la misma. De igual manera, el
Hidrógeno requerido para efectuar la operación presenta el mismo
comportamiento de disminución en la propiedad citada al incremento de la
temperatura. ( figura 4.2 )
0.685
0.69
0.695
0.7
0.705
0.71
0.715
0.72
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Den
sida
d ( g
/cm
^3
Figura 4.1 Densidad de Diesel contra Temperatura
0.0019
0.00195
0.002
0.00205
0.0021
0.00215
0.0022
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Den
sida
d de
Hid
róge
no (
g/cm
^3)
Figura 4.2 Densidad de Hidrógeno contra Temperatura.
Viscosidad de los fluidos La viscosidad de cualquier fluido de carácter orgánico es una propiedad de
resistencia que presentan los líquidos al desplazarse, y por lo tanto, cuanto mayor
es la viscosidad, más lento es el flujo del líquido.
La viscosidad de un líquido está directamente relacionada con la temperatura y,
por esta razón se puede notar en la figura 4.3 que la viscosidad del Diesel
disminuye al incrementar su temperatura de operación.
0.0024
0.0026
0.0028
0.0030
0.0032
0.0034
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Visc
. ( g
/cm
seg
)
Figura 4.3 Viscosidad de Diesel contra Temperatura
0.00185
0.0019
0.00195
0.002
0.00205
0.0021
0.00215
0.0022
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Visc
. ( g
/cm
seg
)
Figura 4.4 Viscosidad de Hidrógeno contra Temperatura
Número de Reynolds de los fluidos. Para el análisis del número del Número de Reynolds, es necesario tener en cuenta
las variables de las cuales depende esta propiedad; estas variables son: densidad
del fluido, velocidad, diámetro; cuyo valor corresponde al tamaño del reactor por
el cual incide el Hidrocarburo (este dato se mantendrá constante en toda la
trayectoria del fluido) y la viscosidad del fluido.
La densidad y la viscosidad son inversamente proporcionales a la temperatura y
por lo tanto se debe asumir que mientras la temperatura aumenta, la densidad y la
viscosidad disminuyen, permitiendo con esto que la velocidad del fluido
incremente su valor y esto se manifiesta en el valor del número de Reynolds. Por
lo tanto, se puede determinar si el flujo es laminar o turbulento. Para este estudio
se asume que el tipo de flujo corresponde al tipo laminar. ( ver figuras 4.5 y 4.6 )
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
No.
de
Rey
nold
s
SLHV = 1SLHV = 1.5SLHV = 2SLHV = 2.5SLHV = 3
Figura 4.5 No. de Reynolds de Diesel contra temperatura.
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
No.
de
Rey
nold
s
SLHV = 1SLHV =1.5SLVH=2SLHV=2.5SLVH=3
Figura 4.6 No. de Reynolds del Hidrógeno contra Temperatura Propiedades de Transporte de la carga de Diesel. Flujos de la carga de Diesel e Hidrógeno. Dentro del desarrollo y ejecución del simulador es posible calcular tanto el flujo de
Diesel como la de Hidrógeno con los que opera el reactor de goteo. Se puede
observar que el Flujo Volumétrico de Diesel se encuentra en una relación directa
con respecto al espacio-velocidad, esto se debe a la relación existente entre el
volumen de carga de Diesel a la entrada del reactor con respecto a la capacidad
del reactor. En cuanto al flujo volumétrico de hidrógeno se requiere una cantidad
fija la cual puede ser cuantificada para cada carga de Diesel.
Es importante mencionar que los flujos de Diesel y de Hidrógeno no tienen una
relación con las condiciones de temperatura y que las mediciones de los flujos de
Diesel e Hidrógeno fueron cuantificados previamente a su alimentación al reactor
de goteo a 20°C y a una presión de 585 mmHg. ( ver tabla 4.1 )
LHSV FVD (cm3/seg)
FVG (cm3/seg)
FMD (g/seg)
FMG (cm3seg)
FLUX D (g/segcm2)
FLUX G (g/segcm2)
1 100 46.67 2.41E-02 8.19E-04 4.76E-03 1.62E-04 1.5 150 70.0146 3.62E-02 1.23E-03 7.14E-.3 2.43E-04 2 200 93.3528 4.82E-02 1.64E-03 9.52E-03 3.23E-04
2.5 250 116.691 6.03E-02 2.05E-03 1.19E-02 4.04E-04 3 300 140.0292 7.24E-02 2.46E-03 1.43E-02 4.85E-04
FVD. Flujo volumétrico de diesel.. FMD Flujo másico de diesel FVG. Flujo volumétrico de hidrógeno. FMG Flujo másico de hidrógeno
Tabla 4.1 Datos de Flujo Volumétrico; Flujo Másico y Flux para Diesel e Hidrógeno. Cuando un fluido de baja viscosidad se desplaza con una velocidad uniforme
sobre una superficie, por ejemplo, sobre una placa plana, la velocidad disminuye
casi hasta cero en la superficie de la misma. Esta disminución en la velocidad
ocurre en una pequeña capa del fluido denominada capa límite o de frontera. El
flujo en esta capa puede ser laminar o turbulento, y la transición se calcula
basándose en el valor del número de Reynolds de la longitud.
Se debe observar que para una misma temperatura pero diferente espacio
velocidad el valor del Número de Reynolds aumenta a mayor LHSV, en cuanto al
Diesel se refiere. Mientras que para la fase gaseosa se tiene una ligera tendencia
de disminución conforme incrementa la temperatura. ( ver figuras 4.5 y 4.6 )
Caída de Presión dentro del Reactor. La caída de presión esta en función de la velocidad de los fluidos; por lo tanto, la
caída de presión total corresponde a la suma de la caída de presión del diesel y
del hidrógeno.
Analizando el comportamiento de caída de presión de cada una de las fases se
tiene que para una misma temperatura pero diferente LHSV el valor de la caída
de presión es mayor en el Diesel y tiene una tendencia hacia la disminución a
medida que se incrementa la temperatura manteniendo constante el LHSV. ( figura
4.7 y 4.8 )
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0.4
0.45
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Caí
da d
e Pr
esió
n ( P
a )
SLHV=1SLHV=1.5SLHV=2SLHV=2.5SLHV=3
Figura 4.7 Caída de presión de Diesel contra Temperatura.
Para la fase gaseosa, se observa una ligera tendencia de incremento para cada
uno de los respectivos valores de LHSV mientras que la temperatura de operación
incrementa también.
0.04
0.06
0.08
0.10
0.12
0.14
0.16
0.18
0.20
0.22
0.24
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Caí
da d
e Pr
esió
n ( P
a)
SLHV= 1SLHV=1.5SLHV=2SLHV=2.5SLHV=3
Figura 4.8 Caída de presión del Hidrógeno contra temperatura
Una vez que se obtienen las gráficas de diferencia de presión para cada fase, se
puede analizar el comportamiento de la caída de presión total y en ella se observa
que se mantiene la tendencia de disminución a medida que la temperatura de
operación aumenta, esto se debe a que el gradiente de mayor caída de presión lo
proporciona el diesel; sobre todo cuando se analizan los datos a un espacio
velocidad de 3.0. ( ver figura 4.9 )
0.10
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Caí
da d
e Pr
esió
n ( P
a )
SLHV=1SLHV=1.5SLHV= 2SLHV=2.5SLHV= 3
Figura 4.9 Caída de Presión Total contra Temperatura. Fracción de Líquido retenido por el Catalizador. La efectividad del catalizador es un factor de retención que adquiere una gran
importancia, debido a que con este se puede determinar la eficiencia de la especie
catalítica. Se puede apreciar en la gráfica 4.10 que los valores de retención de
Diesel son muy similares entre sí aún estando a diferente espacio-velocidad, esto
se encuentra ligado con la baja caída de presión que se tiene por parte del líquido,
además de que la tendencia de este valor es a disminuir mientras incrementa la
temperatura; esto puede atribuírsele al comportamiento del fluido de acuerdo a su
viscosidad; es decir, si el fluido tiene caída libre dentro del reactor su velocidad
descendente incrementará teniendo menor tiempo de contacto con el lecho
catalítico
0.2260
0.2280
0.2300
0.2320
0.2340
0.2360
0.2380
0.2400
340 350 360 370 380 390 400
Temperatura ( C )
Die
sel r
eten
ido SLHV = 1.0
SLHV = 1.5SLHV = 2.0SLHV = 2.5SLHV = 3.0
Figura 4.10 Retención de Diesel contra Temperatura.
Espacio-velocidad y Constante de Transferencia de masa ( CKSD ). Al tener una reacción se debe considerar una constante de transferencia de masa,
la cual nos permite cuantificar la transferencia de masa de acuerdo a la interacción
entre las fases presentes; siendo en este caso las de mayor importancia la fase
sólida (lecho catalítico) y la fase líquida (Diesel).
Se puede observar en la figura 4.11 que el valor de la constante de transferencia
de masa aumenta con un espacio-velocidad mayor, esta tendencia se presenta de
igual manera en cualquiera de las temperaturas con las cuales se realizó la
simulación y los valores de las constantes aquí presentadas corresponden a los
valores promedio para cada uno de los espacios-velocidad.
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
1 1.5 2 2.5 3
LHSV
CK
SD
Figura 4.11 Constante de Transferencia de masa de Diesel contra Espacio-velocidad.
Espacio velocidad contra Num. De Reynolds de la carga de Diesel.
En la figura 4.12 se puede observar que el comportamiento que tiene el número de
Reynolds con respecto al LHSV es de incrementar su valor conforme aumenta la
temperatura de operación del reactor; es decir, que el mayor valor de Número de
Reynolds lo presenta la carga de Diesel cuando se somete a una temperatura de
400 °C.
0.00
0.20
0.40
0.60
0.80
1.00
1.20
1.40
1 1.5 2 2.5 3
LHSV
No.
de
Rey
nold
s340
350
360
370
380
390
400
Figura 4.12 No. de Reynolds de Diesel contra LHSV.
Caída de Presión Total y Constante de transferencia de masa. En la figura 4.13 se puede observar la caída de presión se encuentra relacionada con la
constante de transferencia de masa entre la fase sólida; comprendida por el catalizador, y la
fase líquida, que corresponde a la carga de Diesel; también se puede notar que a mayor
temperatura de operación se tienen los mayores datos de caída de presión y mayor
transferencia de masa. Se puede interpretar este fenómeno como aquella fuerza dentro del
reactor bajo la cual se tienen sometidas a las fases existentes, lo cual las obliga a tener una
mayor interacción entre sí.
De la figura 4.33 a 4.35 se presenta una comparación del Diesel y del Aceite
Cíclico Ligero en las cuales se pretende observar que tan similares o diferentes
son los valores de caída de presión total dentro del reactor, líquido retenido por los
catalizadores; y constante de transferencia entre las fases (CKSD) ya que de
acuerdo con la efectividad del proceso de hidrotratamiento estos son los factores
de mayor importancia.
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
2.50
3.00
300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410
Temperatura ( C )
Caí
da d
e pr
esió
n to
t. (P
a)
ACL, 1, 2250
ACL, 1.5. 1350
DIESEL, 1, 2000
DIESEL, 1.5, 2000
Figura 4.33. Caía de Presión total contra Temperatura de ACL y Diesel.
En la figura 4.33 se puede apreciar que, en primer lugar el intervalo de
temperatura de operación de acuerdo con cada uno de los hidrocarburos no es el
mismo, mientras que para el ACL comienza en 326°C y finaliza en 382°C para el
Diesel comienza en 340°C y termina en 400°C. Por tal motivo nuestra sección de
comparación entre la caída de presión que se tiene en para cada fluido esta
comprendida entre 343°C y 382°C ya que únicamente en este segmento de
intervalo de temperatura de operación se puede efectuar el análisis.
También es necesario mencionar que únicamente se tienen los datos de Diesel
con un LHSV de 1 y 1.5, al igual que para el ACL.
Se puede observar que el Diesel es el hidrocarburo que presenta los menores
valores en caída de presión y que mientras más pequeño sea el LHSV menor
variación de presión se tendrá en el hidrocarburo a la salida del reactor con
respecto a la entrada. Este fenómeno se puede atribuir a que la velocidad de
alimentación de los fluidos líquido y gaseoso se mantiene quasi-constante desde
su alimentación, en el momento de interactuar entre sí y al salir por la parte inferior
del reactor.
Otro factor que permite hacer esta suposición en primer lugar a las velocidades de
los fluidos es la relación de H2/HC ya que esta es constante en el manejo del
Diesel al realizar la simulación del proceso de hidrotratamiento a cualquier
temperatura.
En la figura 4.34 se muestra la comparación de los valores de líquido retenido por
la cama catalítica utilizada para cada tipo de hidrocarburo. Es posible verificar que
el ACL presenta los mayores valores de retención de líquido y se debe mencionar
que se incrementa el LHSV mientras que el valor del líquido retenido es mayor;
esto puede ocurrir debido a que la cantidad de ACL es mayor; y a nivel molecular;
se puede decir que hay una mayor área de contacto entre la fase líquida y sólida
además de la fuerza que ejerce el Hidrógeno sobre las partículas del líquido, el
cual las conlleva a tener mayor interacción de la fase líquida con el catalizador.
0.15
0.20
0.25
0.30
0.35
0.40
0.45
300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410
TEMPERATURA ( C )
LIQ
. RET
ENID
OACL, 1, 2250
ACL, 1.5, 1350
Figura 4.34 ACL y Diesel retenido contra Temperatura.
En la figura 4.35 se denota la comparación entre las constantes de transferencia
de masa en los catalizadores utilizados para cada hidrocarburo, en la figura se
puede observar que el mayor valor de la constante es para el Diesel, lo cual se
debe en primer lugar a que se está simulando su operación con un espacio
velocidad de 1.5 y además que la relación de H2/HC es mayor si se compara esta
con la que cuenta el ACL al simular su operación con el mismo valor de LHSV.
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410Temperatura ( C )
CK
SD
ACL, 1, 2250ACL, 1.5, 1350DIESEL, 1, 2000DIESEL, 1.5, 2000
Figura 4.35 CKSD contra Temperatura.
En las Figuras 4.36 y 4.37 se hace una comparación entre el comportamiento de
la concentración de azufre en las cargas de Diesel y ACL con su respectivo
catalizador. Se debe mencionar que el análisis realizado entre estos dos
hidrocarburos está hecho bajo un mismo espacio velocidad.
Se puede observar que la longitud con la que cuenta el reactor de Diesel es mayor
que la longitud que presenta el reactor de ACL y esto se debe a efectos de
eficiencia únicamente.
0.00
0.20
0.40
0.60
0.80
1.00
1.20
1.40
1.60
1.80
0 5 10 15 20 25
Longitud ( cm )
% A
zufr
e en
HC
DIESEL 1.0
DIESEL 1.5
DIESEL 2.5
Figura 4.36 % de Azufre en Diesel contra Longitud del Reactor
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
0 5 10 15 20 25
Longitud ( cm )
% A
zufr
e en
HC
ACL 1.0
ACL 1.5
ACL 2.5
Figura 3.37 % de Azufre en ACL contra Longitud del Reactor.
IMPACTO
En los procesos industriales existen problemas de transporte en las diferentes
fases principalmente en el reactor catalítico. La utilización de simuladores
matemáticos es una herramienta muy practica y económica de analizar el
mejoramiento de los procesos industriales, donde son usualmente para describir el
comportamiento de procesos catalíticos en planta piloto para hidrodesulfuración
de cargas reales como diesel, aceite cíclico ligero y mezclas de estos
hidrocarburos derivados de diferentes tipos de crudos.
Así también se derivan trabajos de divulgación científica como:
• Tesis profesional.
• Difusión científica nacional en congresos de investigación
• Servicio social (Para que los jóvenes de ingeniería apoyen con sus
conocimientos y conozcan la investigación aplicada a procesos
industriales).