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UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA
PROPUESTAS DE PROCESAMIENTO DE LOS LODOS PRODUCIDOS EN LA
SECCIÓN DE NEUTRALIZACIÓN DE EFLUENTES ÁCIDOS DE ALQUILACIÓN
Por:
Olga Karina Cabrera Cruz
INFORME DE PASANTÍA Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar
como requisito parcial para optar al título de Ingeniero Químico
Sartenejas, Enero de 2011
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA
PROPUESTAS DE PROCESAMIENTO DE LOS LODOS PRODUCIDOS EN LA
SECCIÓN DE NEUTRALIZACIÓN DE EFLUENTES ÁCIDOS DE ALQUILACIÓN
Por:
Olga Karina Cabrera Cruz
Realizado con la asesoría de: Tutor
Académico: Fernando Morales Tutor Industrial: Ing. John González/Ing. Leonardo Betancourt
INFORME DE PASANTÍA Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar
como requisito parcial para optar al título de Ingeniero Químico
Sartenejas, Enero de 2011
Resumen
El presente trabajo consistió en la evaluación preliminar de la Sección de Neutralización de
Efluentes Ácidos (SNEA) perteneciente a la unidad de Alquilación de la Refinería el Palito.
El proyecto de ampliación de SNEA se realizó como consecuencia de la parada programada
de planta para el mantenimiento de sus unidades de proceso y la ejecución del Proyecto de
Incremento de Carga a Conversión (PICC), con la finalidad de aumentar el volumen de
refinación de productos derivados del petróleo. Se realizó el diagnóstico preliminar de SNEA,
en el cual se estimó la producción anual de lodos y se pudo establecer una comparación entre
la generación de efluentes estimados por el diseño de la unidad y la generación actual.
Además se investigaron las características de los lodos de fluoruro de calcio (CaF2)
producidos durante la neutralización de efluentes ácidos, los cuales presentaron un contenido
de humedad cercano al 90%, por lo que su deshidratación es obligatoria para cualquier opción
de disposición final o reuso. El trabajo estuvo centrado en establecer las modificaciones
necesarias en SNEA para realizar un proceso de remoción de líquido a los efluentes generados
y con la finalidad de aprovechar al máximo las instalaciones de la refinería, se propuso
realizar la conexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento de aguas del Reservorio de
Fuel Oil (FOR), considerando el uso del filtro banda existente en la planta para la
deshidratación de los lodos. Para dicha propuesta se realizó el diseño preliminar del sistema
de bombeo desde las tanquillas de precipitación D-6837 A/B de SNEA hasta el tanque
receptor de lodos (F-7703) en la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR, el cual está
conformado por el tramo de tubería conector y las bombas de transferencia necesarias en el
proceso, las cuales deben ser compradas. Adicionalmente, se evaluó usar las bombas G-7704
A/B existentes en la refinería para efectuar el bombeo de los efluentes. Los resultados
obtenidos arrojan la factibilidad de usar las bombas G-7704 A/B posterior a una reubicación,
y en cuanto a costos, ambas opciones resultaron factibles; con una Tasa Interna de Retorno
(TIR) de aproximadamente 129% y un Valor Actual Neto (VAN) positivo, debido al alto
costo que resulta emplear los camiones de vacío para el desalojo de las piscinas de
precipitación de SNEA (D-6837A/B). Finalmente, la opción más viable es la adquisición de
nuevas bombas para mantener la posibilidad de operar la planta de pre-tratamiento de aguas
del FOR en su totalidad. Por último se realizaron ensayos de jarras para determinar el
polímero floculante deshidratador más idóneo debido a que es un insumo necesario en el
proceso de filtrado. Se concluyó que el polímero Novus CE2680 es el más recomendable
como químico floculante del proceso de filtrado.
Página de dedicatoria A Dios, que me regala la vida a diario para poder alcanzar mis sueños y me coloca siempre
alrededor de gente maravillosa. A la memoria de mi abuela, mi gran madre Olga, por haberme enseñado tanto sin pedir nada a
cambio. A mis padres, que sin ellos definitivamente nada de esto hubiese sido posible.
Y a mis hermanas que se que siempre han estado acompañándome en mi recorrido.
Agradecimientos y reconocimientos
Quisiera de todo corazón agradecer a todas las personas que de una u otra forma me
apoyaron en la ejecución de mi pasantía y disculparme por si dejo de mencionar a alguien
porque para mí todos fueron súper importantes.
A mis tutores John González y Fernando Morales, por el apoyo, paciencia y conocimientos
brindados a lo largo de mi pasantía.
A la coordinadora de la carrera, Úrsula Ehrmann, por su asesoría brindada en cada
momento.
A Julia Villegas, una pieza fundamental; pero más allá de eso, una mujer maravillosa, que
no sólo me ayudó durante mi instancia en la refinería, sino que me dejó entrar a su vida y me
dejó aprender mucho de todo lo que ella es, significa y representa. Gracias amiga!.
A Berthy Sue, por ofrecerme su ayuda desde el primer día que la conocí.
A Leonardo Betancourt, por ser digno de admiración, un hombre íntegro y tener una
constancia y dedicación impresionante en todo lo que hace y que a pesar de ser el más
ocupado del mundo puede escucharnos a todos.
A Rafael Hernádez, por nunca dejarme en paz, sacarme siempre una sonrisa y brindarme su
apoyo logístico y académico en todo momento.
A Evelyn Puentes, por tener siempre algo que decirme y aconsejarme en mi instancia en la
refinería.
A Henry Guerra, por estar dispuesto siempre a ayudarme a pesar de tener miles de
compromisos adicionales.
A los demás compañeros del departamento de Ingeniería de Procesos como: María
Mendoza, Richard Correa, Luis Daniel González, Ingris Perozo, Nicolás Sisso, Joander
Padrón, Fabián Torena, Nora, Juan Carlos, Manuel Sanabria y Yessenia Chacón; por
ayudarme cada quien a su manera en mi día a día.
A los pasantes del grupo, Rómulo Rothe, Adrián Meira, Vilma, Patricia Torena y Oscar por
estar dispuestos a apoyarme siempre.
A Ronald y demás personal de planoteca, por asesorarme en la búsqueda de información.
A Luis Díaz y demás compañeros del personal de Operaciones de la Unidad de Alquilación,
por estar ahí en los momentos que los necesité.
A las personas del Departamento de Finanzas y Contratación por haberme dejado formar
parte de su grupo.
A mis amigos que a pesar de estar lejos siempre estuvieron pendientes de mí
De verdad gracias a todos por ayudarme a culminar una de las etapas de mi vida y uno de
los tantos sueños que quiero finiquitar, espero que Dios los mantenga a cada uno con las
maravillosas cualidades que tienen y tengan mucho éxito a lo largo de sus vidas tanto en lo
personal como en lo laboral. Mil Gracias a todos
Atentamente
Olga Cabrera
Índice General Portada i
Página de Título ii
Acta final Pasantía Larga iii
Resumen iv
Dedicatoria v
Agradecimientos vi
Índice General viii
Índice de Tablas xi
Índice de Figuras xii
Lista de Símbolos xiv
Lista de Abreviaturas xvii
Introducción 1
Descripción de la Empresa 3 Nombre de la Empresa 3
Ubicación de la Empresa 3
Antecedentes de la Empresa 3
Marco teórico 8
Descripción General de los procesos de Refinación del Petróleo. 8
Proceso de Alquilación; Tecnología Phillips 11
Aspectos fundamentales en la Unidad de Alquilación de HF 13
Tratamiento de Efluente Ácidos 14
Métodos de Neutralización 14
Efluente formado por la neutralización de HF 16
Normativas Nacionales Ambientales para la descarga de residuos 16
Definiciones y Consideraciones Básicas para el Flujo Bifásico Líquido-Sólido 18
Ensayos de Jarras 24
Marco Experimental
27
Resultados
36
Descripción del proceso de Alquilación de la Refinería el Palito.
36
Descripción de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos de la Refinería El
Palito (SNEA), Tecnología UOP (Universal Oil Products, neutralización con NaOH)
38
Situación Actual de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos (SNEA)
42
Diagnóstico de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos 45
Características de los lodos producidos en SNEA
49
Descripción de la planta de Pre-tratamiento de Aguas del FOR
50
Propuestas para procesar los lodos producidos en SNEA
53
Evaluación Económica de las Alternativas
60
Esquematización Preliminar de la nueva conexión de la SNEA con la
tratamiento de Aguas del FOR
planta de Pre-
66
Polímero floculante obtenido
69
Conclusiones
76
Recomendaciones
77
Bibliografía
79
Anexos
81
Apéndice A
96
Procedimiento de Diseño para el diámetro de la tubería
96
Apéndice B
104
Procedimiento para el Diseño de la Bomba
104
Índice de Tablas 2.4.1. Fracción en Volumen y tamaño de las Partículas 20
2.6.1. Índice de floculación de Wilcomb. 25
4.4.1. Comparación del Caso de Diseño y Actual de operación de SNEA 46
4.5.1. Análisis de los Lodos de SNEA producidos en la Unidad de Alquilación de la 50
Refinería el Palito 4.7.1. Datos Iniciales para el Procedimiento de Diseño 54
4.7.2. Diámetro y Velocidades en la Tubería 55
4.7.3. Resultados del dimensionamiento preliminar de la bomba 57
4.7.4. Características de la Bomba G-7704 A/B 57
4.8.1. Costos de los accesorios en las propuestas para la conexión de SNEA con la 60
planta de pre-tratamiento de aguas del FOR 4.8.2. Estudio Económico Realizado 63
4.10.1 Características de los polímeros suministrados 69
4.10.2. Precio de los polímeros, volumen y costo total para la preparación de cada 69
jarra 4.10.3. Resultados de los ensayos realizados para la selección del polímero a una dosis 70
correspondiente a 100 ppm. 4.10.4 Matriz de Selección en base a los Resultados obtenidos en los ensayos 70
realizados 1. Régimen de Flujo de Lechadas en Tubería Horizontal 82
A.1. Resultados del Tanteo para Lechada Compacta en Flujo Homogéneo 101 A.2. Resultados del Tanteo para Lechada Diluida en Flujo Homogéneo 103
A.3. Resultados para la lechada en flujo heterogéneo 103
Índice de Figuras
2.2.1. DFP de la Unidad de Alquilación Fluorhídrica 12
2.6.1. Diagrama del equipo de los ensayos de jarras
25
2.6.1. Comparador para estimar el tamaño del flóculo producido en la coagulación-
floculación
26
3.1. Procedimiento de diseño de la tubería.
30
3.2. Procedimiento de diseño de la bomba
32
3.3. Procedimiento de preparación de polímeros
34
3.4. Procedimiento para realizar los ensayos de jarras
35
4.1.1. DFP de la Unidad de Alquilación de la refinería el Palito
37
4.2.1. DFP de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos de la unidad de
Alquilación de la Refinería el Palito
39
4.3.1. Comparación de los procesos de Neutralización antes y después de la
ampliación de SNEA
42
4.3.2. Sección de recirculación de cáustico en SNEA
44
4.4.1. Generación de adicional de venteos en SNEA
47
4.6.1. Reservorio de Fuel Oil (FOR)
51
4.6.2. Sección del DFP de la Planta de Pre-tratamiento de Aguas del FOR 51
correspondiente al Sistema de Manejo Y Tratamiento de Lodos
4.7.1. Diagrama de Flujo de las Propuestas para realizar la interconexión de las plantas 53
4.7.2 Isométrico para la interconexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento de
aguas del FOR
56
4.7.3. NPSHd vs. NPSHr de la bomba G-7704 A/B
58
4.7.4. Cabezal requerido vs. Cabezal disponible de la bomba G-7704 A/B
58
4.7.5. NPSHd vs. NPSHr de la bomba G-7704 A/B desde las tanquillas de 59
precipitación de SNEA
4.7.6. Cabezal requerido vs. Cabezal disponible de la bomba G-7704 A/B desde las 59
tanquillas de precipitación de SNEA
4.9.1. Diagrama preliminar para la conexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento
de aguas del FOR
66
4.9.2. DTI preliminar para la conexión de SNEA con la planta de Pre-tratamiento de
aguas del FOR
68
4.10.1. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1563
72
4.10.2. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero N-2680
72
4.10.3. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Polyfloc CE1154
73
4.10.4. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Novus CE2666
73
4.10.5. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1543
74
4.10.6. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1538
74
4.10.7. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1544
75
1. Coeficiente de Arrastre para Esferas Rígidas
81
2. Factor de corrección para la velocidad de sedimentación obstaculizada
83
3. Factor de viscosidad Relativo a la Lechada
84
4. Factores de Fricción para tuberías de Acero Comercial
85
5. Coeficiente de resistencia K para válvulas. (Para la relación L/D usar la Figura 6)
86
6. Longitud Equivalente (L/D) en diámetro de tubería
87
7. Coeficiente de Resistencia K para codos y conectores tipo “L” y “T”
88
8. Modelo de bomba sumergible propuesto por Vaughan
89
9. Oferta realizada por la compañía Vaughan
90
10. Costos de las partes disponibles por la compañía Vaughan para el mantenimiento
de las bombas G-7704 A/B
91
11-A/B. Partes de las bombas incluidas dentro del mantenimiento suministrado por la
compañía Vaughan
93
12. Esquematización de las bombas incluidas dentro del mantenimiento suministrado
por la compañía Vaughan
94
13. Hoja de datos de la bomba propuesta para la conexión de SNEA con el FOR
95
A.1. Coeficiente de Arrastre para esferas rígidas con los cálculos obtenidos.
98
A.2. Factor de corrección para la velocidad de sedimentación obstaculizada para el 99
valor de λ del caso de estudio A.3. Factor de viscosidad Relativo a la Lechada para el valor de λ del caso d 100
A.4. Factores de Fricción para tuberías de Acero Comercial para los valores dados del
tanteo realizado
102
Lista de símbolos ΔPa Pérdidas por fricción debido a los accesorios [kPa]
ΔPe Caída de presión debido al cambio de elevación [kPa]
ΔPf Pérdidas por fricción [kPa]
ΔPtotal Caída de presión total en la tubería [kPa]
ΔS Diferencia en las gravedades específicas del sólido y líquido [adim.]
λ Fracción volumétrica de sólidos en la lechada [adim.]
μl Viscosidad del líquido [Pa.s]
μL Viscosidad de la lechada [Pa.s]
ρl Densidad del líquido [kg/m3]
ρL Densidad de la lechada [kg/m3]
ρs Densidad del sólido [kg/m3]
ω Fracción másica de sólidos en la lechada [adim.]
Cd Coeficiente de arrastre de la partícula [adim.]
dp Diámetro de la partícula [mm]
D Diámetro interno de la tubería [m]
Ef Eficiencia de la Bomba [adim.] f Factor de fricción de Fanning del líquido a la velocidad de la
lechada.
[adim.]
F6 Factor adimensional [10-3] F10 Factor adimensional [9,81.10-3]
F11 Factor adimensional [5.10-4]
F35 Factor adimensional [5,44.10–4]
F36 Factor adimensional [5,58.10–3]
F37 Factor adimensional [0,1722]
F38 Factor adimensional [1]
F39 Factor Adimensional [1]
F40 Factor adimensional [5,32]
F41 Factor adimensional [4000]
F43 Factor Adimensional [0,6]
Fµ Factor de viscosidad relativa a la lechada. [adim.] FCt Flujo de Caja o Inversión del Año n [Bs.]
Fh Relación de velocidad de sedimentación obstaculizada a
velocidad de sedimentación libre.
[adim.]
g Aceleración de la gravedad [m/s2] gc Constante Dimensional [103 kg.m/s2kPa]
H Cabezal desarrollado por la bomba [m]
i Tasa de Descuento [adim.]
K Coeficiente de resistencia [adim.]
L Longitud de la tubería [m]
n Año de estudio [adim.]
P Potencia [kW]
Pdescarga Presión de descarga de la bomba [kW]
Precipiente Presión del recipiente [kW]
Psucción Presión de succión de la bomba [kW]
Pv Presión de vapor [kPa] Q Caudal de flujo [m3/s]
Re Número de Reynolds del líquido a la velocidad de la lechada [adim.]
Sl Gravedad específica del líquido con respecto al agua [adim.]
Sp Gravedad específica de la partícula con respecto al agua [adim.]
V Velocidad lineal de la lechada [m/s]
Vc Velocidad crítica de sedimentación en tubería horizontal [m/s]
Vf Velocidad libre de sedimentación [m/s]
Vh Velocidad de sedimentación obstaculizada [m/s]
Vmt Mínima velocidad de transporte [m/
z1
z2
Altura inicial
Altura final
[m]
[m]
s]
Lista de abreviaturas ASO Polímero (Acid Soluble Oil)
BCV Banco Central de Venezuela
Bs Bolívares
BTX Benceno, Tolueno y Xileno
BPSD Barriles Estándar por Día
CaCl2 Cloruro de Calcio
CaF2 Fluoruro de Calcio CH3OH Metanol
CMB Mezcla de Punto de Ebullición Constante (Constant Boiling Mixer)
DFP Diagrama de Flujo de Proceso
DME di-metiléter ELPAEX
El Palito Expansión
FOR Reservorio de Fuel Oil
H2S Ácido Sulfúrico
HF Ácido Fluorhídrico FCC Unidad de Craqueo Catalítico (Fluidized Catalic Cracking)
LEEPIC Lineamientos para la Evaluación Económica de Proyectos de Inversión de
Capital LPG Gas Licuado de Petróleo (Liquid Petroleum Gas)
MBD Mil Barriles por Día
MMBs Mil Millones de Bolívares MTBE Metil-terbutiléter
MTA Miles de Toneladas por Año
NaCl Cloruro de Sodio
Na2CO3 Carbonato de Sodio
NaF Fluoruro de Sodio
NaOH Hidróxido de Sodio
NPSHd Cabezal Neto de Succión Positiva disponible (Net Positive Suction Head)
NPSHr Cabezal Neto de Succión Positiva requerido (Net Positive Suction Head)
NTU Unidades Nefelométricas de Turbidez (Nefelometric Turbidity Unit)
PICC Proyecto de Incremento de Carga a Conversión
ppm Partes por millón
PTE Planta de Tratamiento de Efluentes REP Refinería El Palito
RON Índice de Octano (Reserch Octane Number)
RVP Presión de Vapor Reid (Reid Vapor Pressure)
SAP Sistema de Aplicaciones y Productos (System Applications and Products)
SNEA Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos
TAME ter-amil-metileter TIR Tasa Interna de Retorno
VPN Valor Presente Neto
1
Introducción
La generación de lodos de fluoruro de calcio (CaF2) producidos por la neutralización de
efluentes en la unidad de Alquilación de la Refinería el Palito, es común a la todas las
refinerías de conversión media en el mundo que cuentan con el tratamiento de efluentes
ácidos basados en la tecnología Phillips; ello se debe a la necesidad de tratar los efluentes
ácidos que allí se producen para cumplir con requerimientos ambientales.
Este proyecto tuvo como objetivo principal establecer alternativas para el manejo y
procesamiento de los lodos producidos en la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos
(SNEA), con la finalidad de satisfacer los requerimientos ambientales contemplados en la
Gaceta Oficial Extraordinaria Nº 5245, mediante el decreto 2635 (Normas para el control de
la recuperación de materiales peligrosos y el manejo de los desechos peligrosos).
La Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos de la unidad de Alquilación de la
Refinería el Palito, fue colocada en servicio en el mes de Octubre del año 2009, posterior a la
parada programada de planta para el mantenimiento de las unidades de proceso de la refinería
y la ejecución del Proyecto de Incremento de Carga a Conversión (PICC), con el propósito de
aumentar el volumen de refinación de productos derivados del petróleo. Su función principal
es reducir el contenido de fluoruros en las aguas de desecho de la Unidad de Alquilación a
una concentración inferior a los 50 ppm, con la finalidad de garantizar un máximo de 5 ppm
en la descarga final de la refinería al mar. También se encarga de neutralizar la mezcla
azeotrópica formada entre el agua y el ácido fluorhídrico (HF) (CBM) y el Polímero (ASO)
provenientes del fondo del regenerador de ácido, de manera que; la misma pueda ser enviada
libre de HF y fluoruros al sistema de fuel oil de la refinería, además de neutralizar los gases
ácidos provenientes de la unidad de Alquilación antes de ser quemados en el mechurrio de la
refinería.
2 Para la resolución del problema se propuso como objetivo general evaluar el sistema de
neutralización de efluentes ácidos de la unidad de Alquilación de la refinería El Palito, a fin de
determinar propuestas que permitan procesar los lodos de fluoruro de calcio obtenidos por
precipitación en este sistema. Además del desarrollo de los siguientes objetivos específicos: la
realización un diagnóstico de la sección de neutralización de efluentes ácidos de la unidad de
Alquilación (SNEA), el establecimiento de las alternativas para el procesamiento de los lodos
producidos en SNEA, así como las modificaciones y mejoras necesarias en el sistema para las
alternativas propuestas, la realización de la evaluación económica de las alternativas propuestas y
finalmente la selección de la alternativa que produzca el mayor beneficio económico.
3
CAPÍTULO 1
DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA 1.1. Nombre de la Empresa
Petróleos de Venezuela Sociedad Anónima (PDVSA), Refinería El Palito. 1.2. Ubicación de la Empresa
La Refinería El Palito (REP) se encuentra ubicada en la costa norte de Venezuela. Sus
instalaciones fueron construidas en Punta Chávez, en las cercanías de El Palito, municipio
Juan José Flores de Puerto Cabello, estado Carabobo. Ocupa una amplia extensión costera
entre los ríos Sanchón y Aguas Calientes.
Por su ubicación estratégica en la zona norte costera, posee la conexión con los mercados
internacionales a través de su terminal marino y con el mercado interno a través de las plantas
de llenado El Palito, Yagua y Barquisimeto, constituyéndose en el principal productor y
suplidor de combustibles del parque industrial y de la población de los estados centrales, así
como una porción del occidente del país. La Refinería El Palito, junto al Centro Refinador
Paraguaná y la Refinería de Pto. La Cruz integra el sistema nacional de refinación de PDVSA. 1.3. Antecedentes de la Empresa
Su construcción se inicia en 1958, como parte del convenio entre la Mobil Oil C.O. y el
gobierno de Venezuela, el cual obligaba a dicha compañía a refinar parte del crudo obtenido
en las concesiones en Venezuela. Su construcción inicial concluye en 1960 a un costo
superior a los 100 mil millones de bolívares. Inicia sus operaciones con una capacidad de
4
procesamiento de crudo de 55 Mil Barriles/Día (MBD). Para 1960, la Refinería estaba
compuesta básicamente por: una Unidad de Destilación Primaria de Crudo y una Unidad de
Reformación Catalítica.
A lo largo de cuatro décadas de trabajo constante, se desarrollaron distintos proyectos que le
permitieron ampliar su capacidad, así como introducir nuevas tecnologías que la colocan
dentro de los complejos refinadores más modernos del país. Entre los principales trabajos de
expansión y mejoras se encuentran: - En 1964 Se efectuó el primer incremento de la capacidad de procesamiento de la Unidad de
Destilación Atmosférica que consistió en producir desde 55 a 86 MBD (miles de barriles
diarios). - En 1966 Se realizó la construcción de la Unidad de Gas Licuado de Petróleo (LPG) con una
capacidad inicial de 10 MBD. - En 1969 Se instaló la Unidad Pre-tratadora de Nafta, con estas ampliaciones se incrementó
la capacidad de refinación a 110 MBD. - En 1972 Se realizó el segundo incremento de la capacidad de procesamiento de la Unidad de
Destilación Atmosférica de 86 a 96 MBD. - En 1979 Se realizó el tercer incremento de la capacidad de procesamiento de la Unidad de
Destilación Atmosférica de 96 a 105 MBD. - En 1982 Surgió un proyecto denominado expansión ELPAEX el cual originó un cambio del
patrón de refinación y se incorporaron diversas unidades entre ellas: la Unidad de Vacío (66
MBD), la Unidad de Craqueo Catalítico (FCC) (42 MBD), Unidad de Alquilación (22 MBD),
Tratamiento de Azufre, Tratamiento de Merox y se amplió Servicios Industriales colocándose
en funcionamiento.
5 - En 1986 Se puso en servicio la Unidad de Solventes Industriales.
- En 1988 Se inició actividades en la planta de Tratamiento Jet.
- En 1990 Entró en servicio la Unidad de Reformación Catalítica expandida hasta 9,5 MBD,
la cual alimenta el Complejo BTX (Tolueno, Benceno y Xilenos), con una capacidad total de
125 MTA de aromáticos de alta pureza, produciendo Benceno, Tolueno y Xileno. Las
unidades que conforman este complejo son cuatro: la Unidad de Sulfolane, Unidad de
Fraccionamiento de Xilenos, Unidad de Isomar y Unidad de Hidrodesalquilación Térmica,
aumentando así la complejidad de la refinería en operaciones. - En 1991 Se produjo un incremento de la capacidad de procesamiento de la Unidad de
Craqueo Catalítico (FCC) de 42 a 54 MBD. - En 1993 Se efectuó el cuarto incremento de la Unidad de Destilación Atmosférica de 105 a
120 MBD; para ese mismo año entró en servicio la planta de Oxigenados (éteres mezclados)
con capacidad de 2.7 MBD, lo cual permitió a la compañía convertirse en la primera refinería
venezolana en exportar un cargamento de gasolina oxigenada hacia los Estados Unidos. - En 1994 Comenzó la producción de gasolinas oxigenadas y reformuladas bajo el modelo
simple. Se incrementó la capacidad de la Unidad Recuperadora de Azufre, la optimización de
la Unidad de Aguas Agrias y la ampliación de Servicios Industriales. - En 1996 Se puso en servicio la torre de Destilación Catalítica (3,3 MBD) y la nueva planta
sanitaria de la refinería. - En 1997 Entra en funcionamiento el nuevo muelle, con capacidad de manejo de 85 mil
toneladas de peso muerto (550 MBD). Mejoras en la planta de Tratamiento de Efluentes.
6
Quinto incremento de la capacidad de procesamiento de la Unidad de Destilación Atmosférica
de 120 a 130 MBD. - En 1998 Se realizó la entrega del primer cargamento de gasolina reformulada bajo el modelo
complejo. - En 2002 Se llevó a cabo el último proyecto de incremento de carga para las Unidades de
Destilación Atmosférica al vacío y Reformación Catalítica.
Actualmente la refinería tiene la capacidad de exportar productos de Gas Licuado de
Petróleo (LPG), nafta y gasolina, destilados, crudos livianos y medianos, residuales y crudos
pesados hacia Norte América, América Latina, El Caribe y Europa.
La misión de la empresa consiste en satisfacer las necesidades de energía de la sociedad
apoyándose en la excelencia de su gente y tecnologías de vanguardia, creando el máximo
valor para la nación venezolana.
La visión de la empresa es ser la corporación energética de referencia mundial por
excelencia.
El objetivo general se fundamenta en realizar actividades de producción, explotación,
transporte y comercialización nacional e internacional del petróleo crudo, combustibles,
reformada y residuales, aromáticos, gas, entre otros, hacia el mercado de Norte América,
Europa, Centroamérica y Suramérica; además de ser una fuente segura para la nación.
Dentro de los objetivos específicos de la refinería se encuentran: - Garantizar las metas de producción trazadas para la empresa.
7
- Realizar proyectos de ampliación y mejoramiento de la calidad que permitan mantener una
vanguardia tecnológica. - Satisfacer la demanda de derivados de hidrocarburos tanto al mercado nacional como
internacional. - Incrementar progresivamente el mejoramiento continuo de su efectividad para enfrentar con
éxito un mercado cada vez más competitivo. - Maximizar la obtención de sus productos mediante la optimización de las actividades de
refinación.
8
CAPÍTULO 2
MARCO TEÓRICO 2.1. Descripción General de los procesos de Refinación del Petróleo. (Arellano y Torres,
2002)
Una refinería convierte el petróleo crudo y produce una variedad de derivados a través de
una serie compleja de reacciones químicas y de cambios físicos que se pueden englobar
básicamente en las siguientes operaciones principales: - Fraccionamiento: Es la operación en la cual es separada una mezcla de hidrocarburos
líquidos en diversos grupos específicos que incluyen a la gasolina, el diesel, los combustibles
y otras sustancias más ligeras. - Desintegración: Guarda relación con la ruptura de los hidrocarburos pesados,
convirtiéndolos en compuestos más pequeños y de mayor utilidad. La desintegración puede
llevarse a cabo térmica o catalíticamente. - Reorganización: Consiste en el reacomodo de la estructura química de los hidrocarburos del
petróleo, valiéndose del uso de altas temperaturas. Algunos hidrocarburos de cadena lineal
son transformados en hidrocarburos cíclicos o de cadena circular. - Combinación: Es la operación que ocurre cuando se hacen reaccionar dos o más compuestos
para obtener productos de mayor valor agregado o para realizar una modificación de sus
propiedades. - Tratamiento: Es la parte encargada de convertir materiales contaminantes para que puedan
ser desechados al medio ambiente sin causar problemas ecológicos o causando el menor
impacto ambiental posible.
9
Por lo tanto una refinería recibe petróleo y le realiza una serie de procesos para formar
productos con mayor valor agregado que el que se alimentó a la unidad; tales como:
gasolinas, gas licuado de petróleo o gas LP, combustóleos, asfaltos, etc.
Una refinería típica puede ser subdividida en procesos o unidades, los principales se
mencionan a continuación: - Destilación primaria de crudo: Es la etapa en la cual se inicia el proceso refinación del
petróleo. Su función es separar los diferentes componentes del crudo en una torre de
destilación, basada en los puntos de ebullición de la alimentación introducida. Los productos
del proceso son gas combustible, gasolina de destilación directa, naftas ligera y pesada,
combustóleos y crudo reducido. - Destilación al vacío: Es el proceso siguiente a la destilación primaria, en la cual se alimenta
el crudo reducido en la etapa previa. Su función es fraccionar este último corte realizando una
destilación al vacío. Los productos obtenidos son los siguientes: gasóleos ligero y pesado,
aceites lubricantes, asfalto o combustóleo pesado y la alimentación del coquizador. - Hidrodesulfuración: Es la unidad de purificación, en la cual se eliminan básicamente los
compuestos de azufre; además de nitrógeno, oxígeno y metales pesados. Este proceso es
realizado con objeto de proteger los catalizadores empleados en los procesos aguas abajo de la
refinería. Los flujos de entrada que se manejan en este proceso son hidrocarburos
seleccionados de la destilación primaria con hidrógeno convirtiendo los compuestos de azufre
en sulfuro de hidrógeno el cual se elimina en forma gaseosa. - Reformación: la nafta desulfurizada (obtenida en el proceso anterior) se bombea a este
proceso, el cual cumple la función de rearreglar los hidrocarburos por medio de
desintegración en catalizadores de platino-aluminio y bimetálico para producir gasolina de
alto octanaje. Los productos de la unidad son: gasolina reformada de alto octananaje,
hidrógeno, gas combustible y residuos ligeros como los propanos C3′s y butanos C4′s. - Isomerización: La alimentación a este proceso es la gasolina proveniente de la destilación
primaria posterior a la desulfurización. En este proceso son reacomodados los hidrocarburos
10 de la gasolina, en presencia de un catalizador de platino o de cloruro de aluminio. El producto
es la gasolina de alto octano y gas combustible. - Desintegración catalítica: La carga a este proceso es el gasóleo ligero producido en la
destilación al vacío, el cual cumple la función de romper los hidrocarburos del gasóleo con
ayuda de un catalizador que normalmente es de compuestos de sílice-aluminio. Durante el
proceso se forma coque, que se deposita en el catalizador reduciendo con esto su actividad
catalítica, es por ello que el catalizador se tiene que regenerar quemando el coque con aire.
Los productos en este proceso son gasolina catalítica, destilados ligeros y gasolina que se
emplean como combustóleos destilados. - Alquilación: La alimentación a esta unidad son los compuestos de cuatro átomos de carbono,
butilenos, butanos y propilenos, que provienen de otros procesos en la refinería, éstos se
hacen reaccionar en esta unidad para formar el alquilato ligero. En esta unidad se utiliza como
catalizador el ácido fluorhídrico o ácido sulfúrico. En el apartado 2.2. se describe el proceso
de Alquilación fluorhídrica, desarrollado a lo largo del trabajo. - Polimerización: En este proceso se aprovechan los polipropilenos que se producen en la
desintegración catalítica haciéndolos reaccionar entre sí y en presencia de un catalizador con
base en el ácido fosfórico o de sílice. Los productos obtenidos son: la gasolina de
polimerización de alto octano y gas licuado del petróleo. - Coquización: Es el proceso en el cual los residuos de la destilación al vacío son
desintegrados térmicamente para convertirlos en combustibles ligeros y en coque. Los
productos en este proceso son: gas combustible, nafta, gasóleos ligeros y pesados y coque. - Recuperación de azufre: Se basa en la transformación del ácido sulfhídrico (H2S) que se
produce en la refinería; para convertirlo en materiales más comerciales como lo son el azufre
y el ácido sulfúrico. - Mezclado de gasolina: En esta unidad se reciben todos los componentes para el mezclado de
gasolinas, que provienen de diferentes unidades. Una vez formada una mezcla se le agregan
11 aditivos que son compuestos oxigenados que suministran los grados de octanaje necesarios en
las gasolinas. - Unidad de servicios auxiliares: en esta unidad se da soporte técnico a los procesos
anteriormente mencionados; suministrándoles vapor de agua de alta, media y baja presión,
electricidad, aire comprimido y agua de enfriamiento. En algunas refinerías se utiliza parte del
vapor para producir electricidad y en otras la electricidad se compra y se utiliza totalmente el
vapor generado en una caldera para los procesos. El calor necesario para la producción del
vapor proviene del quemado de combustibles y derivados del petróleo de bajo valor comercial
provenientes de los diferentes procesos. 2.2. Proceso de Alquilación; Tecnología Phillips (Kester y Simpson, 2007)
El objeto de la unidad de Alquilación, es producir un componente de mezcla de gasolina de
alta calidad llamado alquilato. La alquilación se basa en la reacción de las oleofinas C3 y C4
con el isobutano como alimentación a la unidad para formar isoparafinas de mayor peso
molecular y con octanaje más alto (preferiblemente iso-octanos). El proceso conlleva
condiciones de reacción a baja temperatura llevadas a cabo en presencia de HF (Tecnología
Phillip)
A continuación se muestra el DFP de la Unidad de Alquilación Fluorhídrica, donde se
señalan los equipos básicos del proceso de alquilación del HF (como se suele llamar a la
tecnología Phillips), los objetivos operativos de la misma y los productos principales de la
unidad: alquilato, propano y n-butano:
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Figura 2.2.1. DFP de la Unidad de Alquilación Fluorhídrica. (Kester y Simpson, 2007)
Este proceso cuenta con dos zonas principales; la zona de reacción y la zona de separación.
La primera es llevada a cabo en el reactor, es allí donde reaccionan las olefinas; las cuales
entran en contacto íntimo con el catalizador (ácido fluorhídrico) en presencia de isobutano y
se forman los productos y subproductos a separar como lo son el propano, el n-butano y el
alquilato. Como se observa en la figura anterior, la corriente de salida del reactor pasa por un
recipiente de asentamiento o se parador gravimétrico y la parte ácida (HF) es bombeada
nuevamente al reactor, mientras que los productos principales salen por la parte superior del
recipiente de asentamiento y posteriormente pasan a la zona de separación.
La zona de separación consta de tres torres principales de separación: la despojadora de
isobutano, que como su nombre lo indica deja libre a la corriente de i-C4 y componentes más
livianos. Lo que sale por el fondo es el producto principal; el alquilato, usado como
componente principal para la mezcla de gasolinas de motor. Luego se encuentra la torre
depropanizadora, la cual se encarga de la eliminación de cualquier traza de isobutano que
13 pudo haber quedado en la corriente principal, para finalmente acceder a la última torre, la
despojadora de HF, que deja libre al propano de ácido para poder ser llevado hacia
almacenaje. Se recircula el ácido obtenido en el proceso y cuando el ácido se encuentra fuera
de especificación, se emplea la regeneración de ácido, la cual devuelve el HF libre de
impurezas y mediante procesos de neutralización se tratan los contaminantes presentes en la
corriente. En el apartado 2.3. y 2.4. se describen los procesos de tratamiento de efluentes
ácidos y los métodos de neutralización.
A continuación se describen algunos de los aspectos fundamentales correspondientes al
manejo operacional de la Unidad de Alquilación Fluorhídrica. 2.2.1. Aspectos fundamentales en la Unidad de Alquilación de HF. (Kester y Simpson,
2007)
Las unidades de alquilación deben ser capaces de tratar materias primas cuyos niveles de
contaminación, composición de hidrocarburos y volumen varían constantemente debido a
aspectos complejos del funcionamiento en etapas previas del proceso. Es por ello que siempre
se trata de realizar mejoras en el proceso; unas de las más importantes son: - La optimización de la calidad del alquilato: el RON (por sus siglas en inglés Research
Octane Number, Índice de Octano), la RVP (por sus siglas en inglés Reid Vapor Pressure,
Presión de Vapor Reid) y las propiedades de destilación del producto de alquilato son
fundamentales para su utilización en la subsiguiente mezcla de gasolinas. Estos parámetros
están influenciados por la pureza catalítica del HF, y en concreto por el contenido de agua,
que se debe optimizar dentro de un intervalo adecuado. El contenido de agua de la corriente
de reciclado del HF puede provocar contaminación, por lo que se debe identificar y actuar
inmediatamente sobre dicha corriente. - Mitigación de la corrosión: Impone unos límites inferiores muy estrictos en la pureza del
ácido (HF) y unos límites superiores también muy severos en el contenido de agua.
Manteniendo estos límites bajo control se amplía el tiempo de respuesta de la unidad y se
14
reducen de forma significativa los costes de mantenimiento, además, se limita el riesgo de
liberación de HF al medio ambiente. - Consumo de ácido (HF): La correcta operación de la unidad depende de haber separado con
éxito los productos de hidrocarburos del ácido catalítico en el tanque de ácido. Si existe un
incremento de subproducto de petróleo soluble en ácido (ASO) y se consume ácido HF
(reduciendo así la fuerza del ácido), el proceso puede fallar, con el consiguiente consumo
rápido del ácido restante, lo que se conoce como fuga de ácido. 2.3. Tratamiento de Efluentes Ácidos. (Dasgupta, y Nemerow, 1998).
Un residuo industrial con alto contenido de base o ácido, no debe ser descargado a la
corriente de agua sin un tratamiento previo. Es por ello que se utilizan industrialmente los
procesos de neutralización, y entre éstos se hallan un gran número de métodos para eliminar
el alto contenido acidez en los efluentes industriales; como por ejemplo:
- Mezcla de desechos de modo que el efecto determine finalmente un pH neutro.
- Tratamientos mediante lechos de piedra caliza.
- Mezcla de desechos con piedra caliza o piedra dolomítica.
- El agregado de las correctas proporciones de soluciones concentradas de soda cáustica
(NaOH), potasa cáustica (KOH) o ceniza sodada (Na2CO3) a los desechos ácidos. 2.3.1. Métodos de neutralización. (Dasgupta, y Nemerow, 1998).
- Mezcla de desechos básicos y ácidos: La mezcla de efluentes puede ser llevada a cabo en
una planta simple de operación o entre fábricas vecinas. Desechos ácidos y básicos pueden ser
producidos individualmente dentro de una planta y producirse la mezcla de los líquidos en un
tiempo apropiado lo que permitiría llevar a cabo la neutralización, sin embargo esto requiere
usualmente un depósito de cada efluente para abolir corrientes excesivas de uno u otro.
C C
15 - Tratamiento con piedra caliza: El pasar un efluente ácido a través de lechos de piedra caliza,
fue uno de los métodos tradicionales para la neutralización. Los líquidos pueden ser tanto de
flujo ascendente como descendente, dependiendo del origen del equipo y del costo inherente.
Se logra filtrar alrededor de 1 gpm/ft2. La neutralización procede químicamente según la
siguiente reacción:
CaCO3 H 2 SO4 aSO4 O2 H 2O 2.3.1.1
La reacción continuará mientras dure la disponibilidad de la piedra caliza además de
encontrarse en estado activo. La primera condición puede encontrarse simplemente mediante
la provisión de cantidad suficiente de caliza; la segunda condición es más difícil de mantener.
Si se trabaja con una solución de ácido sulfúrico, debe ser diluida a un límite máximo de un 5
% y admisible hasta un rango de 5 gpm/ft2 antes de hacerla pasar por el lecho. No es posible
neutralizar el ácido sulfúrico arriba de un 0,3 % de concentración o a un rango menor a
1gpm/ft2 debido a la baja solubilidad del sulfato de calcio. Un exceso de ácido precipitará el
sulfato de calcio, causando subsecuentemente una capa que desactivará paulatinamente la
piedra caliza.
El uso del lecho de piedra caliza puede ser una desventaja para este método de
neutralización, ya que la piedra caliza gastada debe ser reemplazada por nueva a intervalos
periódicos, la frecuencia del reemplazo dependerá de la cantidad y calidad de los desechos
ácidos que son pasados a través del lecho. Cuando se produce la existencia extrema de cargas
de alta acidez, se puede producir espuma, especialmente cuando se encuentra presente
material orgánico en el líquido. - Tratamiento “Lime-Slurry” (Lechada de Cal o Cal hidratada): Consiste en mezclar los
desechos ácidos con una mezcla acuosa de cal. La reacción es similar a la del método de
lechos calizos. En este caso, sin embargo, la cal es utilizada constantemente porque es
convertida en sulfato de calcio y eliminada con el efluente. Si bien actúa lentamente, la cal
posee un alto poder neutralizante y su acción puede ser acelerada por calentamiento,
16
oxigenación de la mezcla y agitación Es un proceso relativamente barato, pero a gran escala
el valor puede pasar a ser un aspecto importante a considerar.
- Tratamiento con soda cáustica: El agregado de soluciones concentradas de hidróxido de
sodio a los desechos ácidos como así también el agregado de carbonato de calcio en
concentraciones apropiadas resultan rápidos aunque costosos procesos de neutralización.
Pequeños volúmenes del agente son requeridos, ya que estos neutralizantes son mucho más
poderosos que la caliza y la cal. Otra ventaja es que los productos de la reacción son solubles
y no aumentan las durezas a las aguas que se reciben. La soda cáustica es mezclada
normalmente en la parte de succión de la bomba de descarga de los efluentes. Este método es
apropiado para pequeños volúmenes, pero para neutralizar grandes volúmenes de desecho
acuoso, se necesitan especiales equipos, de grandes dimensiones, como un depósito para el
almacenamiento del neutralizante con una bomba de diversas velocidades para la directa
adición del álcali a la corriente del desecho. 2.3.2. Efluente formado por la neutralización de HF. (IFC, 2007)
Después de un proceso de tratamiento de los efluentes ácidos de la Unidad de Alquilación
con ácido fluorhídrico, realizado generalmente con álcali (soda o potasa cáustica), se
producen lodos de neutralización, los cuales pueden contener fluoruro cálcico, hidróxido
cálcico, carbonato cálcico, fluoruro de magnesio, hidróxido de magnesio y carbonato
magnésico, producto de la neutralización y la eliminación de fluoruros realizada en la sección
de tratamiento. A este producto obtenido es necesario realizarle un proceso de secado y
compresión, para que una vez deshidratados, puedan ser utilizados en acererías o se puedan
depositar en vertederos. 2.4. Normativas Nacionales Ambientales para la descarga de residuos.
El Ministerio del Ambiente y de los Recursos Naturales Renovables (MARNR), el ente
oficial encargado de dictar las normas sobre este tema, fue creado en 1977 y el primero en
Latino América. Actualmente se conoce como Ministerio del Poder Popular para el Ambiente,
cuyo objetivo es controlar las actividades que afecten los recursos naturales renovables y
proveer lineamientos para definir los límites de contaminación aceptable.
17
Para establecer regulaciones que estuviesen en armonía con el medio ambiente, surge el
organismo antes mencionado, y con éste una se unifican y crean leyes y decretos por las
cuales se deben regir todos los entes que se instauren dentro del país. Así, se tienen algunos de
ellos: - Ley Orgánica del Ambiente: Esta fue la primera ley creada en Venezuela, en junio de 1976,
con el propósito de proteger al ambiente. En el caso de actividades de energía, minería y
producción de hidrocarburos, este control es ejercido también, por el Ministerio de Energía y
Minas. La ley establece los principios generales para la conservación, defensa y mejoramiento
del medio ambiente para el beneficio de la calidad de vida. - Ley Penal del Ambiente: Esta ley, creada en enero de 1992, complementa a la Ley Orgánica
del Ambiente y su objetivo principal es determinar que se debe considerar como delitos
ambientales, generalmente definidos como acciones que violan las reglas establecidas para la
conservación, defensa y mejoramiento del ambiente, y establece penalidades criminales para
esos delitos. - Decreto 2635: NORMAS PARA EL CONTROL DE LA RECUPERACION DE
MATERIALES PELIGROSOS Y EL MANEJO DE LOS DESECHOS PELIGROSOS: El
objetivo de este decreto es regular la recuperación de materiales peligrosos y el manejo de
desechos, cuando ambos presenten características, composición o condiciones que puedan
poner en peligro y representen un riesgo para la salud y el ambiente. El Decreto está
modificado para dar orientación en cómo manejar la generación, el transporte y la disposición
o tratamiento de desechos peligrosos. Estos estándares tienen la finalidad de reducir la
generación de desechos, desarrollar el reciclaje, reutilización y mejor uso de los materiales
peligrosos en la forma de materiales peligrosos recuperables, y de gobernar el tratamiento y
disposición final, cumpliendo con los estándares de seguridad para evitar el poner en peligro a
la salud humana o al ambiente. - Decreto 883: NORMAS PARA LA CLASIFICACION Y EL CONTROL DE LA
CALIDAD DE LOS CUERPOS DE AGUA Y VERTIDOS O EFLUENTES LIQUIDOS
18 (11/octubre/1995): El objetivo principal de estas reglas es controlar la calidad de los cuerpos
de agua, tomando en consideración sus usos actuales y potenciales. Para lograr este objetivo,
el Decreto establece límites de efluentes y obliga a la creación de planes de calidad para cada
uno de los cuerpos de agua, estableciendo prioridades dependiendo de los problemas de cada
uno. - Decreto 638: NORMAS SOBRE LA CALIDAD DEL AIRE Y CONTROL DE LA
CONTAMINACION ATMOSFERICA (26/abril/1995): Estas reglas establecen como su
principal objetivo el control de la calidad del aire; para lograrlo establece estándares de
calidad de aire, límites de emisiones y clasifica el aire por zonas. - Decreto 1257: NORMAS SOBRE EVALUACION AMBIENTAL DE ACTIVIDADES
SUSCEPTIBLES DE DEGRADAR EL AMBIENTE (13/marzo/1996): Este Decreto
establece los procedimientos para los casos cuando una evaluación ambiental previa es
necesaria, de las actividades industriales o comerciales susceptibles de degradar el ambiente.
Determina los métodos técnicos de evaluación, para verificar el daño ambiental permisible de
los programas y proyectos de desarrollo.
Para realizar la transferencia de los lodos para su procesamiento, es necesario conocer el
comportamiento del flujo bifásico a través de una tubería, los tipos de lechadas que se pueden
presentar, las velocidades asociadas al transporte, los posibles regímenes de flujo así como los
posibles problemas de erosión y ensuciamiento que se pueden presentar, los cuales se
describen a continuación. 2.5. Definiciones y Consideraciones Básicas para el Flujo Bifásico Líquido-Sólido (Norma
PDVSA N° MDP-02-FF-03, 1996) - Lechada (“Slurry”): Lechada es una mezcla de partículas sólidas y líquido. Las lechadas
pueden ser transportadas por tuberías o canales y pueden ser bombeadas. Las dos fases no
reaccionan químicamente y pueden ser separadas por medios mecánicos.
19 - Lechadas Compactadas: Las lechadas compactadas son lechadas con concentraciones de
sólidos lo suficientemente altas para que las partículas (o grupos en caso de floculación) estén
en contacto. Las lechadas altamente floculadas pueden formar lechadas compactadas a
fracciones volumétricas (ec. 3.6.) tan bajas como 0,05; en contraste se requieren valores
mayores que 0,60 para que empaques al azar de esferas no interactivas formen lechadas
compactas. - Lechadas Diluidas: Se consideran diluidas las lechadas en las cuales las partículas no están
en contacto significativo. Las lechadas diluidas ocurrirán normalmente en sistemas altamente
floculados a fracciones volumétricas menores que 0,05 y en empaques al azar de esferas no
interactivas a fracciones volumétricas aproximadamente menores que 0,60. - Velocidad Crítica de Sedimentación: La velocidad crítica de sedimentación es la velocidad
lineal más baja en la tubería a la cual no se acumularán sólidos en el fondo. A velocidades por
debajo de la crítica, estos se acumularán hasta que la velocidad lineal de flujo en la porción
abierta de la tubería sea equivalente a su velocidad crítica de sedimentación correspondiente.
La velocidad requerida para arrastrar partículas sedimentadas en una tubería será siempre
mayor que la velocidad crítica de sedimentación. En tuberías horizontales, la velocidad de
arrastre puede ser dos o tres veces más alta que la velocidad crítica de sedimentación. - Velocidad Mínima de Transporte: La velocidad mínima de transporte es la velocidad de
diseño incorporando un factor de seguridad para asegurar que no ocurrirá sedimentación.
- Viscosidad Relativa de la Lechada: La viscosidad relativa de la lechada es la relación de la
viscosidad de la lechada y la viscosidad del líquido solo, a una determinada presión y
temperatura.
Las consideraciones reportadas a continuación afectan las bases para los procedimientos de
diseño: Tipos de Regímenes de Flujo en las Lechadas.
Se pueden encontrar cuatro regímenes de flujo (homogéneo, heterogéneo, intermedio y
sedimentante) cuando se transporta una lechada a través de una tubería horizontal. El régimen
20
específico que se desarrolla depende de la densidad del sólido, tamaño de la partícula,
distribución del tamaño de la partícula, velocidad media de flujo, densidad del líquido,
viscosidad del líquido, concentración volumétrica de sólidos en la lechada y diámetro de la
tubería. - Flujo Homogéneo: Se presenta flujo homogéneo cuando las partículas están distribuidas
uniformemente en la lechada. En este tipo de régimen, las partículas suspendidas alteran la
viscosidad del líquido transportado. La distribución de estas en el líquido se homogeniza por
movimiento Browniano para partículas de tamaño coloidal, y por la turbulencia en el caso de
partículas más grandes que de otro modo sedimentarían con el tiempo. El flujo homogéneo
ocurre típicamente cuando la velocidad de sedimentación de la lechada es baja,
aproximadamente 0.0006 m/s (0.002 pie/s). A esta condición existen lechadas homogéneas
acuosas si las partículas arenosas son menores de 30 μm con bajas concentraciones de sólido.
Así también, pueden existir lechadas homogéneas acuosas si las partículas arenosas son de
mayor tamaño con altas concentraciones de sólido (donde la interacción entre las partículas es
importante) como se muestra en la siguiente tabla:
Tabla 2.4.1. Fracción en Volumen y tamaño de las Partículas. (Norma PDVSA N° MDP-02-
FF-03, 1996)
Fracción en
Volumen de Sólido
Tamaño de
Partículas (µm)
0,2 40
0,3 60
0,4 100
El flujo homogéneo también puede ocurrir a velocidades de sedimentación por encima de
0,0006 m/s (0,002 pie/s) en sistemas altamente turbulentos. Las lechadas homogéneas
(acuosas y no acuosas) pueden exhibir un comportamiento de flujo Newtoniano o no–
Newtoniano. Las lechadas homogéneas no acuosas típicamente tienen un comportamiento
Newtoniano a temperatura ambiente cuando: la fracción volumétrica de sólido es menor que
0,3; los diámetros de las partículas son mayores que 50 μm, las partículas son no porosas y la
fase continua exhibe comportamiento Newtoniano. A temperaturas elevadas, estas lechadas
21 no acuosas pueden tener un comportamiento no–Newtoniano si las partículas se disuelven en
la fase continua, se aglomeran o se tornan pegajosas.
Las lechadas homogéneas acuosas de partículas con un diámetro menor que 10 a 20 μm
pueden exhibir un comportamiento no–Newtoniano aún a bajas fracciones volumétricas de
sólidos. Además, estas lechadas típicamente presentan un comportamiento no–Newtoniano a
fracciones volumétricas de sólidos por encima de 0,3 a 0,4. - Flujo Heterogéneo: Existe flujo heterogéneo cuando las partículas no están uniformemente
distribuidas en la lechada. En el flujo heterogéneo, las partículas son grandes y/o de alta
densidad, o la velocidad media del flujo es suficientemente baja para permitir que exista un
gradiente de densidad en la lechada. Las partículas grandes usualmente no alteran las
propiedades reológicas del líquido y las fases de líquido y sólido se comportan
independientemente. Las partículas se mueven como una suspensión con un gradiente de
densidad establecido. Ejemplos de flujo heterogéneo pueden ser: transporte de partículas
grandes de carbón en agua, arena en dragado y llenado, descarga de minerales, etc.
Típicamente las lechadas acuosas de partículas de diámetros superiores a los 600 μm son
transportadas en flujo heterogéneo. - Flujo Intermedio: Existe flujo intermedio cuando las partículas finas (diámetro menor a 50
μm en lechadas acuosas) son uniformemente distribuidas en la lechada mientras las partículas
grandes (diámetros mayores de 600 μm en lechadas acuosas) establecen un gradiente de
densidad. Por lo tanto, existe flujo intermedio cuando existen simultáneamente las
condiciones de flujo homogéneo y heterogéneo. Para propósitos industriales, el flujo
intermedio puede ser usado para facilitar el transporte de materiales grandes. - Flujo sedimentante: Existe flujo sedimentante cuando las condiciones de tamaño y densidad
de partícula, viscosidad del fluido y velocidad son tales que algunos sólidos caen al fondo de
la tubería para formar una película o lecho. La parte más baja del lecho, protegida del arrastre
del líquido, se torna estacionaria y solamente la parte superior del lecho se mueve. Debido a
que parte del área de flujo de la sección transversal está bloqueada por la parte estacionaria
del lecho, la velocidad de la lechada y la caída de presión se incrementan para manejar el
mismo flujo a través de la tubería. Esto incrementa la erosión y los costos de bombeo y puede
22
causar problemas de control y bombeo. Por estas razones, el flujo sedimentante se debe evitar
siempre que sea posible. Control de Régimen de Flujo.
El régimen de flujo de la lechada depende de la velocidad de sedimentación obstaculizada
de las partículas más grandes de la lechada, de la velocidad de sedimentación libre de las
partículas más pequeñas y de la velocidad lineal de la lechada.
Cuando sea económicamente factible, es recomendable que las lechadas sean transportadas
en el régimen de flujo homogéneo a altas concentraciones de sólidos, mientras se mantengan
características de flujo Newtoniano. Esto minimizará la velocidad crítica de sedimentación de
la lechada en tuberías horizontales y resultará en una erosión relativamente baja a la velocidad
mínima de transporte. Se puede conseguir transportar una gran cantidad de sólidos con una
caída de presión mínima, ya que las lechadas Newtonianas típicamente tienen una caída de
presión más baja que las no–Newtonianas.
El régimen de flujo óptimo al cual una lechada se puede transportar es determinado
balanceando los costos de inversión de tuberías contra los costos de bombeo y preparación de
la lechada. Pulverizando las partículas de la lechada, se reduce la velocidad crítica de
sedimentación y por lo tanto la velocidad de erosión, pero incrementa los costos de
preparación de la lechada. Además, si las partículas pulverizadas son demasiados pequeñas
(menores que 50 μm), la caída de presión de la lechada pulverizada puede ser
significativamente mayor que la de la lechada original. La densidad y la viscosidad del líquido
se pueden cambiar con el uso de aditivos. La concentración de sólidos se puede cambiar
variando la proporción de sólidos y líquidos en la lechada. Típicamente, la modificación del
régimen de flujo de la lechada no es económico para transporte en líneas cortas. Velocidad Mínima de Transporte
Las tuberías para transporte de lechadas deben ser diseñadas para una velocidad de
operación mayor que la velocidad crítica de sedimentación a fin de prevenir la sedimentación
de partículas en la tubería. Esta velocidad recibe el nombre de Velocidad Mínima de
23
Transporte (Vmt) y su valor depende del régimen de flujo y de la orientación de la tubería
(horizontal, inclinada o vertical). Erosión, Ensuciamiento, Sedimentación y Taponamiento.
En las tuberías que transportan lechadas, la velocidad de erosión es proporcional al cubo de
la velocidad de los sólidos; por lo tanto, se recomienda que la lechada sea transportada a
velocidades cercanas a la velocidad mínima de transporte. Además, la velocidad de erosión
aumentará con el aumento de la concentración de sólidos y con el aumento de la densidad de
las partículas y su dureza. La erosión puede ser causada por fricción o choque. El desgaste
abrasivo en las secciones de la tubería recta se debe frecuentemente a la fricción, siendo bajo
con materiales finos, y más alto con materiales gruesos en flujo sedimentante. En este último
caso, el desgaste está limitado al fondo de la superficie, de manera que la vida de la tubería se
puede extender rotando la tubería después de pocos meses de operación.
El desgaste por choque se encuentra en los codos de las tuberías. Cuando fluyen alrededor
de un codo, los sólidos no siguen la misma trayectoria que el líquido; las partículas
transportadas chocan contra la pared de la tubería con una fuerza que se incrementa con el
aumento del tamaño de las partículas y con la disminución del radio de curvatura de los
codos. La erosión puede producir una corrosión acelerada debido a que los sólidos remueven
la película normalmente protectora. Así mismo, durante la operación de plantas a menor flujo
que el de diseño, se pueden depositar sólidos y taponar líneas que manejan lechada si no se
toman medidas para mantener la velocidad lineal en tales líneas por encima de la velocidad
mínima de transporte. Tales medidas podrían incluir el uso de dos o más líneas pequeñas en
paralelo para determinado servicio o la provisión de líneas de reciclo para mantener el caudal
en la línea de lechada a la velocidad de diseño durante la operación de la planta a flujo
reducido.
Consideraciones similares se aplican para arrancar la planta después de una parada. A
menos que las líneas de lechada se hayan drenado como parte del procedimiento de parada,
cualquier lechada bloqueada durante el período de parada puede haber sedimentado antes de
que la planta se ponga en servicio de nuevo. Las medidas para superar tal contingencia deben
incluir el uso de líneas de reciclo, provisiones de conexiones para permitir pasar líquido
24
sobrenadante solamente a través de la línea de lechada a velocidad mayor que la de diseño
(para arrastrar las partículas depositadas) y sobre dimensionamiento de bombas (o uso de
bombas de repuesto en paralelo con la bomba principal). Para equipos en servicio de lechada
(Ej.: bombas, válvulas y tuberías) se deben tomar en cuenta consideraciones de diseño
especiales con respecto a erosión, ensuciamiento, sedimentación, taponamiento, etc.
En los procesos de deshidratación, es común el uso de polímeros que ayuden a mejorar el
resultado final de remoción de líquido de una corriente. Para la selección del químico se
realizan unos ensayos, denominados ensayos de jarras, los cuales se describen a continuación. 2.6. Ensayos de Jarras
Los ensayos de jarras son pruebas a escala de laboratorio, que sirven para la selección de
polímeros o coagulantes necesarios en distintos procesos de clarificación, deshidratación o
floculación. El procedimiento general de los ensayos de jarra se describe a continuación.
(Terán, 2003): - Llenar los beakers del agitador mecánico (ver figura 2.6.1.) con el efluente a analizar, uno de
los beakers debe ser el control, mientras los demás se pueden ajustar a las condiciones
deseadas. - Adicionar el coagulante a cada contenedor y mezclar aproximadamente a 100 rpm durante
un minuto. - Reducir la velocidad de mezclado a 25 o 35 rpm y continuar el proceso de mezclado por 15
o 20 min. - Apagar el equipo de mezclado y esperar que sedimente entre 20 y 45 minutos.
- Filtrar el contenido de los beakers y hacer las pruebas correspondientes con el precipitado y
el sobrenadante.
25
Figura 2.6.1. Diagrama del equipo de los ensayos de jarras
Con la realización de los ensayos de jarra se determina, mediante apreciaciones cualitativas
y cuantitativas, la cantidad de sólidos sedimentables (altura de sólidos) y altura de líquido,
además de la turbidez del agua, tamaño del flóculo y velocidad de sedimentación, factores que
permiten estimar las condiciones del proceso. Algunas de estas determinaciones se describen
a continuación: - Tamaño del Flóculo: Consiste en una apreciación cualitativa, mediante la cual se determina
y evalúa el flóculo formado según sus características. Al ser una determinación cualitativa
depende de la apreciación del operador, sin embargo existen índices que se ajustan según el
perfil observado para uniformar criterios así como el índice de floculación de Wilcomb, que
es por el que se va a regir esta determinación y se muestra en la siguiente tabla:
Tabla 2.6.1. Índice de floculación de Wilcomb.(Arboleda, 2000)
N° de
Índice Descripción
0 Flóculo coloidal. Ningún signo de aglutinación
2 Visible. Flóculo muy pequeño, casi imperceptible para un observador no entrenado
Disperso. Flóculo bien formado pero uniformemente distribuido. (sedimenta muy lentamente o
4 no sedimenta)
6 Claro. Flóculo de tamaño relativamente grande pero que precipita con lentitud.
8 Bueno. Flóculo que se deposita fácil y completamente
10 Excelente. Flóculo que se deposita completamente dejando el agua cristalina
26
Figura 2.6.1. Comparador para estimar el tamaño del flóculo producido en la coagulación-
floculación. (Arboleda, 2000)
- Turbidez: Para realizar las determinaciones físico- químicas se deben extraer muestras del
sobrenadante después de un período no inferior a 10 minutos. Con ayuda de un turbidímetro
se mide la turbidez del agua y así se realiza una evaluación exacta de la remoción de
partículas que se obtienen durante la sedimentación, la cual, puede considerarse función
directa de la eficiencia de la aglutinación. - Velocidad de sedimentación: El objetivo es comparar los resultados obtenidos en dos o más
jarras, durante la prueba de floculación, evaluando la diferencia de velocidad que tienen las
partículas producidas en la sedimentación.
27
CAPÍTULO 3
MARCO EXPERIMENTAL
Para la realización del trabajo se realizó el siguiente procedimiento experimental, en orden
cronológico: - Se realizó la búsqueda bibliográfica en relación a los procedimientos existentes en la
refinería el Palito relacionados con el proyecto. Se revisaron: los manuales del proceso y de
diseño de la Unidad de Alquilación, de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos
(SNEA) y de la planta de pre-tratamiento de Aguas del FOR, manuales de operación.
Asimismo, se revisaron los Diagramas de Flujo de Procesos (DFP´s), Diagramas de Tuberías
e Instrumentación (DTI´s) y los isométricos de cada unidad - Se revisaron los antecedentes en cuanto a los análisis realizados a los lodos de Fluoruro de
Calcio que se producen en SNEA y se conoció la condición y características en la cuales se
encontraban los mismos. - Se revisó la Legislación Ambiental Venezolana en cuanto al manejo, procesamiento y
disposición de efluentes. - Posteriormente se realizaron las primeras visitas a las plantas antes mencionadas para la
verificación de los procesos que se llevan a cabo en cada unidad. - Posterior a la revisión de los manuales de operación y descripción del proceso y verificación
en campo de las unidades de Alquilación y de SNEA, se procedió a realizar un diagnóstico de
la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos de la unidad de Alquilación de la Refinería
el Palito. Para ello se usaron dos programas presentes en la red de PDVSA; StarLIMS e
InfoPlus-X:
28
- StarLIMS: Es un programa que registra diariamente los resultados de los análisis
rutinarios que realiza el laboratorio de control de calidad a las corrientes de proceso
más importantes de la refinería, manteniendo informado al personal involucrado en las
operaciones de las unidades de las calidades de las corrientes analizadas, para de esta
manera llevar un mejor control de los procesos. Este sistema permite adicionalmente
registrar los resultados de las muestras por un periodo prolongado de tiempo.
- InfoPlus-X: Es una aplicación funcional de programación y contabilidad operacional,
la cual permite el acceso a través de la red interna de la refinería a diferentes
instrumentos de control y medición ubicados en las áreas de procesos y servicios. El
sistema de adquisición de datos permite obtener ya sea en forma diaria, horaria o por
minuto, los valores que muestran algunos indicadores y controladores de las diferentes
unidades de procesos (historial del instrumento), introduciendo los TAGS o códigos
de identificación correspondientes, en una hoja de cálculo en Excel. - Se fijó un período de estudio para definir el caso actual, que representa la carga de olefinas y
contaminantes aunado a la producción de efluentes que estos generan, el cual está
comprendido desde la fecha que se colocó en servicio esta nueva sección de neutralización
(17 de Octubre de 2009) hasta el 31 de Julio de 2010. - Con la ayuda del programa Infoplus-X se recolectó la información de los flujos de olefinas e
isobutano de carga a la unidad de Alquilación junto con la producción de propano (C3),
normal butano (n-C4) y alquilato. Por otro lado, con el programa StarLims se recolectó la
información correspondiente al contenido de contaminantes presentes en la corriente de
olefinas de alimentación de la unidad de Alquilación, tales como: diolefinas, azufre, agua y
compuestos oxigenados (di-metiléter (DME), Metanol (CH3OH) y Metil-terbutiléter (MTBE)
y ter-amil-metileter (TAME)). - Se evaluó el estado actual del sistema, haciendo uso de la hoja cálculo del licenciante para la
evaluación del mismo, la cual determina la cantidad de polímero producido por cada uno de
los contaminantes presentes en la carga inicial, el tiempo de llenado de los equipos
involucrados en la unidad, la cantidad de producto presente en el fondo del regenerador (D-
29
6809), la cantidad de sobrenadante y lodos producidos en las piscinas de reacción (D-6836
A/B) y procesados en las tanquillas de precipitación (D-6837 A/B). Estos resultados fueron
comparados con los obtenidos con los criterios establecidos por diseño para este proceso. - Se realizó la propuesta para conectar SNEA con la planta de pre-tratamiento de aguas del
FOR para aprovechar el filtro banda y así eliminar el exceso de humedad que tienen
actualmente los lodos de CaF2. - Se estudiaron todos los equipos presentes en la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR
(planta fuera de servicio actualmente) y se propuso la instauración de una línea de tubería que
conectara ambas plantas conjuntamente con unas bombas sumergibles que se encargaran de
transmitir el efluente para su tratamiento. Para ello se realizó el siguiente procedimiento:
l) S
l S 0
l
l s
L
l s l L
F
,5
30
Se calcula la velocidad de Sedimentación Libre
Para la partícula de mayor diámetro Para la partícula de menor diámetro
Según las siguientes ecuaciones
Ley de Stokes (ec. 3.1.): Ley Intermedia (ec. 3.2.): Ley de Newton (ec. 3.3.):
dp 2
(dp)1,143 (
)0,714 dp S
Vf F35 Vf F36 (
0, 429 (Sl) 0, 286 Vf F37
Sl
Con los 6 valores de Vf (mayor y menor diámetro) se calculan los 6
Reynolds correspondientes (ec. 3.4.):
Re F38
dp.Vf .Sl
Usando la figura 4 de los anexos para hallar el factor de fricción
Se comparan estos valores Reynolds con
los valores pertenecientes a su
correspondiente ley en la Figura 1 de los
anexos.
Se encuentra la vel. de
sedimentación libre
correspondiente a cada tamaño
de partícula.
1 Densidad de la Lechada (ec.3.5)
1
Se calcula la velocidad de
sedimentación obstaculizada
(Vh)
Fracción volumétrica de Sólidos (ec. 3.6.)
Vh h.Vf Vel. sedimentación obstaculizada (ec. 3.7)
A partir de éstas y la Tabla 1.
presentada en los anexos se
obtiene el Régimen de Flujo
l L
. 4
0
l l
l. l
0 1 6
.
0
V
31
Se calcula la viscosidad de
la lechada con la Figura 2
y 3 de la parte de los
anexos y la ec. 3.8.:
F .
Se realiza el cálculo para la
Velocidad de Sedimentación
crítica (Vc), de acuerdo al tipo
de lechada
Lechada Compacta
Newtoniana en
Flujo Homogéneo
Lechadas Diluidas
Newtonianas en
Flujo Homogéneo
Lechadas Acuosas en
Flujo Heterogéneo
INICIO
Se supone un
diámetro de tubería
INICIO Verificar con el diámetro de
la partícula más pequeña (dp)
Vc
; 0,05
,33
,5 D.g. Sp
Cd
,5 (ec. 3.13)
Se calcula la
velocidad (ec. 3.9.):
dp
7D
No Se calcula la velocidad
mínima de transporte, Vmt Q ¿
V D
2 f
? 0,5 Re (ec. 3.14.):
Vmt
c F43
Se calcula el número
de Reynolds
(ec. 3.10.):
Vc F40 (Vf )
f 0,5 dp
Si 0, 277
,723
DV Re F39
No
(ec. 3.11.)
lechadas se
selecciona aquella
que cumpla que:
Vmt ≤ Vf
¿1,2 m/s ≤ V
≤ 2,1 m/s?
¿Re ≥ 4000?
Vc F41 D
(ec. 3.12.)
Si
V=Vc
FIN
FIN
Figura 3.1. Procedimiento de diseño de la tubería. ( Norma PDVSA N° MDP-06-FF-06,
1997).
b P
.
.V P
z P .
. P
P P P P Pt
.g P
2
32
- Para el dimensionamiento de la bomba se siguió el siguiente procedimiento:
Se calculó la presión de succión (ec. 3.15)
Psucción Precipiente recipiente
omba
Se obtuvo el NPSHd (ec. 3.16.)
NPSH d
F3 Psucción
g
Pv gc
Se calcularon las pérdidas
a lo largo de la tubería
Por fricción (ec. 3.17.): Por elevación (ec. 3.18.): Por accesorios (codos, tee´s, válvulas, bridas,
F6 .4.L. f 2.D
e F10
. z 2 1
etc.), con su correspondiente K según las
figuras5, 6 y 7 de los anexos (ec. 3.19.): 2
a F11 .K. V
Se obtiene la caída de presión
total (ec. 3.20.):
Se calcula la presión de descarga
(ec. 3.21.):
Se obtiene el cabezal total
desarrollado por la bomba
(ec. 3.22.): total f e a P
desc arg a Precipiente
otal
F3 Pdesc arg
a
H
succión
.gc
Se obtiene la potencia requerida Se calcula la presión máxima de descarga (ec. 3.23.):
por la bomba (ec. 3.24.):
Pdesc arg amáx
Psucciónmáx
1,2. Pdesc arg a
Psucción
Q. Pdesc arg a P
F6 .Ef
Psucción
Figura 3.2. Procedimiento de diseño de la bomba. (Norma PDVSA N° MDP-02-P-06, 1997). - Se propuso además la evaluación de las bombas G-7704 A/B, existentes en la refinería, para
verificar la posibilidad del uso de éstas para la conexión antes mencionada.
33
- Se revisaron los procedimientos y normas de diseño de PDVSA, para la realización de los
cálculos preliminares relacionados con la tubería y las bombas necesarias en el nuevo
proceso. - Se realizó el levantamiento de campo y, con esta información, se contactó a los ingenieros
mecánicos de planta de la Unidad de Alquilación y se realizó el levantamiento del isométrico
preliminar con el cual se obtuvieron los cálculos de bombeo del sistema propuesto. - Se contactó al representante de las bombas Vaughan en Venezuela (proveedor de bombas);
el cual fue a la refinería a un recorrido en campo, y se le realizó la solicitud de modelos
pertinentes y cotizaciones actuales, con el conocimiento previo del problema y los resultados
obtenidos en el diseño preliminar del sistema de bombeo. - Se obtuvieron los precios actuales que involucran la conexión de la planta de SNEA con la
planta de pre-tratamiento de aguas del FOR, que contempla el nuevo diseño del tramo de
tubería, la adquisición de las bombas sumergibles y la posible utilización de las bombas
existentes en la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR. Se contabilizaron los accesorios
involucrados en cada una de las alternativas y se compararon los costos totales con el
procedimiento actual del uso de los camiones de vacío para el desalojo de efluentes de las
tanquillas de precipitación D-6837 A/B. Para el análisis económico se fijó un horizonte
económico de diez años; tomando el año de inversión y construcción como el año cero. - Se revisaron las regulaciones actuales LEEPIC (Lineamientos para la Evaluación Económica
de Proyectos de Inversión de Capital) de PDVSA. - Se realizó el análisis económico, estableciendo una comparación con el proceso actual de
uso de camiones de vacío y se determinó la factibilidad de las propuestas realizadas.
Finalmente, de acuerdo al análisis económico y a diversos factores operacionales se
seleccionó la mejor opción para el sistema estudiado. - Se procedió a la realización del diagrama preliminar del proceso y el diagrama de tubería e
instrumentación de las plantas conectadas.
34
- Se contactó a cada uno de los proveedores por parte de PDVSA para que éstos realizaran el
suministro de una serie de muestras de polímeros con las características necesarias para el
proceso y así seleccionar el polímero floculante más eficiente para el proceso de remoción de
sólidos de los lodos de fluoruro de calcio producidos en la Sección de Neutralización de
Efluentes Ácidos (SNEA). - Se solicitaron los precios de cada polímero para realizar un estudio completo de desempeño
vs. costo e incluirlos dentro de una matriz de selección, para así tener una aproximación más
certera del polímero que mejor se adapta al proceso. - Se prepararon los polímeros solicitados según el siguiente procedimiento:
Se preparó cada polímero según las hojas de
especificación de c/u
Polímeros Sólidos
Lipesa (sol. entre 0,05
y 0,5%)
Polímeros Líquidos
Lipesa (sol. entre 0,05 y
0,6%)
Polímeros Líquido GE
BETZ (sol. entre 1 y 2%)
Se dejó reposar por 60 minutos
Figura 3.3. Procedimiento de preparación de polímeros. (Lipesa, 2007 y GE, 2005) - Se realizaron ensayos de jarras para la determinación del polímero más idóneo en el proceso
de deshidratación de los lodos producidos en SNEA. Se ejecutó el siguiente procedimiento:
35
Se buscó la muestra
de lodos de Fluoruro
de Calcio en las
tanquillas D-6837
A/B
Se colocaron 300 ml
en cada jarra (beakers
de 600 ml) en el
equipo destinado para
ello
Se añadió la cantidad
necesaria de cada solución
polimérica hasta lograr en
cada jarra una
concentración de 100 ppm
Se realizaron las
pruebas
correspondientes
Se bajo la velocidad a
35 rpm hasta
presenciar la aparición
del flóculo; llegando a
un máximo de 60 min.
Se mantuvo en 100
rpm durante 1 min.
Tamaño del flóculo
Sólido formado
Sobrenadante
Altura de Sólidos
Velocidad de Sedimentación Turbidez
Se repitió por
triplicado cada
prueba para la
garantizar la
reproductibilidad de
los resultados
Altura de Líquido
Figura 3.4. Procedimiento para realizar los ensayos de jarras.(Terán, 2003) - Se seleccionó el polímero que resultó ser más eficiente en el proceso.
CAPÍTULO 4
RESULTADOS 4.1. Descripción del proceso de Alquilación de la Refinería el Palito.
(DESPRO_Alquilación. PDVSA, 2001)
El Proceso de Alquilación se basa en las reacciones de alquilación de isoparafinas con
alquenos, las cuales son del tipo exotérmicas y se llevan a cabo en intercambiadores de calor
de tubo y carcaza, utilizando agua de enfriamiento para controlar la temperatura de la
reacción.
La Unidad de Alquilación tiene por función producir una mezcla de hidrocarburos
denominada Alquilato que posee alto octanaje y valor comercial para la mezcla de gasolinas.
El Alquilato es producido a través de un proceso de alquilación de olefinas C3, C4 y C5, en
contacto con isobutano en un medio ácido provisto con Ácido Fluorhídrico (HF). Las olefinas
alimentadas a la unidad provienen de las unidades de FCC (Propano/Propileno) y Oxigenados
(Refinado C4 y Gasolina C5).
En la Unidad de Alquilación se produce Propano a través de las reacciones de transferencia
de Hidrógeno y fluoruros orgánicos de la reacción del ión flúor con las olefinas. Estas
reacciones son secundarias pero se llevan a cabo también en los reactores de la unidad.
Debido al uso de un ácido como catalizador, los productos Alquilato, Propano y Normal
Butano son neutralizados con Potasa Cáustica antes de enviar éstos hacia almacenaje,
evitando la presencia de trazas de HF en los mismos. El efluente acuoso es enviado hacia la
sección de neutralización de efluentes de la Unidad de Alquilación.
37
En la siguiente figura se muestra un Diagrama de Flujo del Proceso (DFP) de la unidad de Alquilación de la Refinería el Palito:
Figura 4.1.1. DFP de la Unidad de Alquilación de la refinería el Palito. (PDVSA, Ing. De Procesos.)
38
La carga a la unidad, almacenada en el tanque D-6832, presenta contaminantes (trazas) que
se arrastran de procesos previos como son: el azufre (en forma de mercaptanos, sulfuros y
disulfuros; provenientes del craqueo en FCC), las diolefinas y el agua. Estos contaminantes
son los responsables de la formación del polímero no deseado (ASO), y al no ser fijos, ya que
dependen del proceso que se realiza aguas arriba, cada lote a tratar en el sistema de
neutralización es diferente.
La Unidad de Alquilación consta de tres secciones: - La sección de Reacción; en la cual las Olefinas entran en contacto con el Isobutano y el HF
para formar el Alquilato. Estas reacciones se llevan a cabo en cuatro reactores (D-
6803/04/05/06) cada uno con ocho boquillas laterales y dos separadores gravimétricos
denominados asentadores de ácido (D-6807/08), donde se separan los hidrocarburos del HF,
el cual se recircula a los reactores (ver figura 4.1.1.). - La Sección de Fraccionamiento, en la cual los hidrocarburos provenientes de los asentadores
son separados en las diferentes corrientes: Propano, Isobutano de reciclo, normal Butano y
Alquilato. Esta sección comprende tres torres principales: Despojador de Isobutano,
Despropanizadora y Despojador de HF, identificadas en la figura 4.1.1. como D-6810, D-
6815 y D-6817 respectivamente. - La Sección de Neutralización, en donde el polímero formado con el azufre y las diolefinas y
el azeótropo HF-Agua, son eliminados de la fase ácido (HF circulante) y neutralizados para su
posterior disposición. 4.2. Descripción de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos de la Refinería El
Palito (SNEA), Tecnología UOP (Universal Oil Products, neutralización con NaOH).
El proceso de neutralización de efluentes ácidos (basado en la tecnología UOP, Licenciante
del proceso de neutralización de efluentes con Hidróxido de Sodio), se lleva a cabo con una
solución de hidróxido de sodio (NaOH) al 5%, la cual se almacena en el tanque F-6807, como
se muestra en la siguiente figura:
39
Figura 4.2.1. DFP de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos de la unidad de
Alquilación de la Refinería el Palito. (PDVSA, 2009)
La figura anterior describe el proceso de SNEA de la refinería El Palito, allí se aprecia que
la sección comienza con la regeneración de ácido en el tambor D-6809, en el cual la mezcla
del polímero de Aceite soluble en Ácido, ASO (por sus siglas en inglés, Acid Soluble Oil) y
la Mezcla de Punto de Ebullición Constante; CBM (por sus siglas en inglés, Constant Boiling
Mixer), se envía al tanque neutralizador de polímeros (D-6822) donde esta es puesta en
contacto con NaOH, mediante una bomba de recirculación (G-6827A/B), y ambas corrientes
son mezcladas en un mezclador estático (M-6809). En el tanque neutralizador de polímeros
(D-6822) se separan las fases, la fase orgánica (polímero, ASO) por el tope, y la fase acuosa
(agua + NaF + NaOH) por el fondo. El polímero pasa a un tanque acumulador de polímeros
(D-6821), donde es enviado hacia el sistema de fuel oil de la refinería. Asimismo la solución
de NaOH es usada para neutralizar los venteos y alivios ácidos en la torre lavadora (D-6824).
La operación de SNEA es discontinua y depende del tipo de regeneración de ácido que se
esté utilizando en la unidad de Alquilación, además de los venteos que se producen en la
misma. Si el ácido presenta una concentración menor al 88% y a su vez tiene un contenido de
40
agua menor al 1%, se utiliza la regeneración interna, la cual consiste en enviar una corriente
de HF de los asentadores D-6807 y D-6808 hacia la torre despojadora de isobutano (D-6810)
con la finalidad de separar el polímero (ASO) del HF y enviar este contaminante por el fondo
de la columna junto con la corriente de alquilato que es enviado hacia almacenaje. Por otro
lado, el HF puro, es recolectado en la bota del tambor (parte inferior de los tambores
acumuladores de tope) de la despojadora de isobutano D-6810 y posteriormente es recirculado
nuevamente hacia la sección de reacción. Por el contrario si el contenido de humedad es
mayor al 1%, se usa regeneración externa, la cual consiste en enviar una corriente de HF
proveniente de los asentadores D-6807 y D-6808 hacia la torre regeneradora de HF (D-6809),
con la finalidad de reducir el contenido de agua en el HF del sistema. A su vez, este proceso
permite la eliminación del polímero formado en el reactor. En la torre regeneradora de HF D-
6809 los vapores de tope retornan al Despojador de isobutano (D-6810), con HF purificado e
isobutano, mientras que por el fondo del regenerador se drenan el polímero y el CBM, los
cuales son tratados en la sección de neutralización de efluentes ácidos. Es importante resaltar
que con la regeneración externa existen pérdidas de ácido por arrastre en el fondo de la torre
D-6809.
Como se ve en la figura 4.2.1., la torre regeneradora de ácido D-6809, es la encargada de
acumular los contaminantes (ASO y CBM) que posteriormente alimentan al tambor
Neutralizador de Polímero D-6822. Cuando en dicha torre se alcanza el nivel máximo de
contaminantes, se drena y se pone en contacto con una solución cáustica al 5 % en peso y
posteriormente se envía al tambor neutralizador D-6822. Por otro lado existe un segundo
sistema el cual es el encargado de neutralizar todos los venteos ácidos que se realizan en la
unidad de Alquilación antes de enviar los mismos al mechurrio principal de refinería (B-7351)
conformado principalmente por la Torre Lavadora de Gases Ácidos (D-6824). En dicha torre
los venteos ácidos entran en contacto con una solución de soda cáustica al 5 % en peso, que
circula en contracorriente, a fin de neutralizar el HF presente en los gases. Es por ello que el
régimen de funcionamiento de SNEA es netamente por carga y depende del proceso de
Alquilación aguas arriba, es decir, de la baja concentración del ácido y del contenido de
humedad presente en el mismo.
Cuando la solución de NaOH que recircula tanto en el tambor neutralizador de polímeros
(D-6822) y la torre lavadora de alivios ácidos, ha disminuido su pH y concentración (0,5 %
peso NaOH) es enviada a los tanques de reacción (D-6836A/B), donde se mezcla con una
41
corriente de cloruro de Calcio (CaCl2) al 35 % en peso, la cual se almacena en el tanque F-
6808. En los tanques de reacción son formados los lodos de fluoruro de calcio, los cuales se
drenan a las piscinas de precipitación D-6837 A/B, para separar el sobrenadante (agua con el
contenido permitido de fluoruros) de los lodos de CaF2. - Química del Proceso de SNEA
El proceso de Alquilación basado en la tecnología UOP, contempla la reacción vía ión
carbonio entre el isobutano y las olefinas para obtener iso-octano, utilizando ácido
fluorhídrico (HF) como catalizador. El ácido fluorhídrico es altamente corrosivo para la salud
y el medio ambiente, razón por la cual es imperiosa la necesidad de tratar los efluentes ácidos
originados en la unidad de Alquilación antes de ser enviados a la planta de tratamiento de
efluentes de la refinería. - Neutralización de HF
La reacción de neutralización que ocurre durante el tratamiento del CBM -polímero y de los
alivios ácidos es la siguiente:
HF NaOH H 2O NaF - Precipitación de Fluoruros
La reacción de precipitación de fluoruros es llevada a cabo en las tanquillas de
precipitación D-6837 A/B es la siguiente:
2NaF CaCl2 2NaCl CaF2
42
4.3. Situación Actual de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos (SNEA)
En los inicios todos los efluentes ácidos producidos por la unidad de alquilación eran
enviados al reservorio del FOR, previa una neutralización en con potasa cáustica (ver figura
4.3.1); allí se almacenaban los lodos formados además del sobrenadante obtenido y el agua de
lluvias.
A continuación se muestra la sección de neutralización anterior previo a la ampliación de
SNEA de la Unidad de Alquilación y se superpone el esquema actual:
Figura 4.3.1. Comparación de los procesos de Neutralización antes y después de la ampliación
de SNEA.
La sección de neutralización antes de la ampliación de SNEA, contaba con el tambor
regenerador de ácido (D-6809), cuyo objetivo igualmente era el de separar el HF del agua, el
polímero y el azeótropo, que luego eran separados y tratados en los dos tambores principales,
D-6821 y D-6822 respectivamente. Además la torre D-6824 para el lavado de los gases ácidos
producidos en la unidad. Como se observa en la figura anterior (sección en negro), La
diferencia principal radica en que la neutralización era realizada con KOH y posteriormente el
cáustico gastado (proveniente del tambor D-6822 y la torre D-6824) era tratado en un tambor
neutralizador, en el cual se añadía cloruro de calcio y se precipitaban los fluoruros, que eran
enviados hacia el FOR y una vez allí se separaban los sólidos de las aguas y entraban a la
43
planta de pre-tratamiento de agua del FOR, donde se obtenían los lodos con un contenido de
sólidos mayor al 65%.
Debido al Proyecto de Incremento de Carga a Conversión (PICC) se instaló la Sección de
Neutralización de Efluentes Ácidos que es la responsable de tratar los efluentes que allí se
producen. SNEA amplió la capacidad de procesamiento para lo cual fueron construidos los
tanques de reacción D-6836 A/B y las piscinas de precipitación D-6837 A/B junto con el
sistema de bombeo del agente neutralizante, que pasó a ser NaOH al 5% y los tanques de
almacenamiento del cloruro de calcio y la soda cáustica.
Sin embargo este proyecto no definió el tratamiento y manejo de los lodos formados en la
parte final de SNEA (lodos de fluoruro de calcio formados en las tanquillas D-6837 A/B), es
por ello que una vez que se puso en operación dicha sección se empezó a ver una sobre
producción de efluentes y se hizo necesario la acción de una contratista para el tratamiento de
los mismos. Como se ve en el diagrama anterior (correspondiente a la sección en rojo), el
sobrenadante es enviado a la Planta de Tratamiento de Efluentes (PTE) de la refinería, una
vez que alcanza el contenido permitido en fluoruros, de lo contrario se reprocesa esa corriente
en los tanques de reacción D-6836 A/B y los lodos son desocupados de las tanquillas por
medio de camiones de vacío por parte de la empresa VENELIN.
Durante los meses siguientes a la puesta en servicio de SNEA, la cual viene después de la
parada de planta que se realizó en el 2009 debido al PICC, se ha observado una gran
producción de efluentes hacia las piscinas D-6836 A/B y D-6837 A/B.
Esta situación ha traído como consecuencia que los efluentes tengan que ser enviados de
emergencia al reservorio FOR en varias oportunidades. De esta forma se garantiza la
disponibilidad necesaria en las piscinas de precipitación D-6837 para continuar recibiendo el
cáustico gastado proveniente de la torre lavadora de gases de alivio D-6824 y del tambor
neutralizador de polímeros D-6822.
En la siguiente imagen se muestra el proceso de recirculación de cáustico en el tambor de
neutralización de ASO y CBM y de los venteos ácidos:
44
Figura 4.3.2. Sección de recirculación de cáustico en SNEA
Como se ve en la imagen anterior, tanto el ASO y el CBM provenientes del fondo de
regenerador de ácido y los venteos ácidos son tratados con una solución de cáustico al 5%. Al
no contar con disponibilidad en las piscinas D-6836 A/B para la descarga del cáustico
gastado, las soluciones cáusticas contenidas en la torre lavadora de gases de alivio D-6824 y
del tambor neutralizador de polímeros D-6822, permanecían circulando en dichos sistemas
con soluciones gastadas con concentraciones de NaOH por debajo al mínimo exigido (< 0,25
%peso). Incluso en algunas oportunidades con pH ácido (3 - 5 vs. normal de 8 – 12) mientras
se espera tener disponibilidad de espacio en las piscina D-6836 A/B para poder retirar el
cáustico gastado y reponer una nueva solución de cáustico fresco al 5 % en peso en dichos
sistemas.
Cabe destacar que el proyecto de SNEA consideró para este sistema la medición pH de
solución cáustica gastada, sin embargo el mismo no fue instalado durante la parada de planta
de ejecución del PICC. Adicionalmente, tampoco se lleva como rutina de laboratorio de
calidad, el control de la concentración de cáustico gastado ni del pH del tambor neutralizador
de polímeros D-6822.
45
El operar estos sistemas con pH ácido ha originado un incremento de la tasa de corrosión
del sistema de circulación de cáustico, lo cual se ha traducido en fugas en el tambor
neutralizador de polímeros D-6822 en el calentador de la solución ASO/Cáustico E-6832, y
fallas en los internos de la bombas de circulación de cáustico al 5 %peso G-6827 A/B
(impeler y voluta).
Otro problema operacional detectado, corresponde al tiempo de reacción del CaCl2 en en las
piscinas de reacción D-6836 A/B, el cual es superior al establecido por diseño (4 horas). Es
importante mencionar, que en las piscinas de reacción D-6836 A/B, se realiza actualmente la
dosificación de CaCl2 por ensayo y error, es decir se dosifica el CaCl2 al efluente gastado y
posteriormente se envía una muestra al laboratorio de control de calidad. En caso de que el
resultado del análisis reporte un contenido superior a 50 ppm. de fluoruros en el sobrenadante,
se adiciona mayor cantidad de CaCl2, posteriormente, cuando la solución sobrenandante se
encuentra dentro de especificación en cuanto al contenido de fluoruros (<50 ppm.) se procede
a abrir el drenaje de la tanquilla D-6836 A o B y se envía la solución a la correspondiente
tanquilla de precipitación D-6837 A o B. Esta modalidad ha incrementado el tiempo de
residencia de las piscinas D-6836 A/B (hasta 12 horas) limitando la disponibilidad de espacio
para continuar recibiendo los efluentes de la torre D-6824 y del tambor D-6822.
Adicionalmente, esta situación ha traído como consecuencia un consumo alto y descontrolado
de CaCl2 en las piscinas D-6836 A/B. 4.4. Diagnóstico de la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos
En la tabla 3.2.1. se muestra la comparación del caso de operación actual de la sección de
neutralización de efluentes ácidos (SNEA) versus el caso diseño; en la misma se especifican
los flujos de alimentación y producciones de la unidad de Alquilación (diseño vs. actual),
contenido de contaminantes en la corriente de alimentación y por último los efluentes
producidos para cada uno de los casos estudiados.
46
Tabla 4.4.1. Comparación del Caso de Diseño y Actual de operación de SNEA
Casos de de estudio
Flujos Diseño Actual Carga (BPSD) 25714 15200
Propano (BPSD) 3158 2500 n-Butano (BPSD) 2335 820 Alquilato (BPSD) 31930 18600
i-Butano de Reposición (BPSD) 17522 10900 Agua en i-Butano de Reposición (ppmp) 5 5
Porcentaje de Olefinas en la Alimentación
Olefinas C3 (%peso) 16,16 38,85 Olefinas C4 (%peso) 13,35 19,06 Olefinas C5 (%peso) 16,18 1,19
Contaminantes Diolefinas (%peso) 0,15 0,28
Azufre (%peso) 20 10 Agua (%peso) 10 10 DME (ppmp) 5 0
METANOL (ppmp) 0 0 MTBE (ppmp) 5 0
Venteos Ácidos (lb/h) 17 35 Regeneración Externa (BPSD) 1300 800
Efluentes Producidos Producto de Fondo en el Regenerador (lb/h) 873,76 695,53
Consumo de Ácido (lb/h) 250,54 172,82 Tiempo de llenado del Regenerador D-6809 (h) 7,9 9,9
Número de Bacht/día del D-6822 0,55 0,35 Frecuencia de reemplazo de Cáustico del D-6822 (días) 2 3
Número de Bacht/día del D-6824 0,06 0,12 Frecuencia de reemplazo de Cáustico del D-6824 (días) 17 8
Tiempo de llenado del D-6821 con polímero (días) 5 6 Lodos Producidos por el D-6822 (lb/h) 1869,12 1210,04
Sobrenadante Producido por el D-6822 (lb/h) 1424,84 887,44 Lodos Producidos por el D-6824 (lb/h) 599,71 1235,03
Sobrenadante Producido por el D-6824 (lb/h) 408,07 839,81 Total de sobrenadante producido (lb/h) 1832,91 1727,25
Total de lodos producidos (lb/h) 2468,83 2445,07 Tiempo de llenado con lodos D-6837 A o B (días) 12 12
Efluente Neutralizado (lb/h) 3311,82 3203,17
47
Como se puede apreciar en la tabla 3.2.1., los efluentes producto de la neutralización de
ácido realizada en el tambor D-6822, no sobrepasan los valores que el diseño estipuló, lo cual
indica que por la parte del regenerador de ácido, la sección estaría en capacidad de soportar
los efluentes producidos. Sin embargo, la cantidad de lodos producidos por la torre lavadora
de gases de alivio (D-6824), supera los valores establecidos por diseño. La frecuencia de
reemplazo de cáustico es menor para el caso actual (8 días en comparación a 17 días
establecido por diseño), lo cual implica que los venteos ácidos que se están produciendo
actualmente en SNEA son mayores que los que se fijaron en principio (35 lb/h vs. 17 lb/h por
diseño). El siguiente diagrama explica la situación actual presentada en la unidad:
Figura 4.4.1. Generación de adicional de venteos en SNEA
La cantidad de lodos de CaF2 producidos por la torre D-6824, es mayor que en el caso de
Diseño (599,71 lb/h vs.1235,03 lb/h actual), un aumento significativo, que como se puede
apreciar en la imagen anterior, al producirse mayor cantidad de venteos ácidos, será mayor el
requerimiento de cáustico fresco para neutralizar dichos gases y asimismo mayor la cantidad
de NaF a tratar en los tanques de reacción que es donde se forman los lodos de CaF2.
La principal causa de venteos en la unidad de Alquilación es la sobrepresión de los
tambores acumuladores de tope; la cual puede ser originada por diversas causas, entre las que
destacan: presencia de incondensables (C2-) en el tope de la torre despojadora de isobutano
48
(D-6810), alto contenido de propano en la corriente de i-C4 de reciclo (> a 8 % vol.),
deficiencia en el control de alimentación de i-C4 fresco a la unidad de Alquilación al no contar
con la indicación de nivel en el tambor recibidor de isobutano D-6813 (68LR12), deficiencia
de enfriamiento en los condensadores y enfriadores de la unidad, alta temperatura del agua de
enfriamiento debido a fallas mecánicas en la torre M-7156 (ventiladores dañados), arrastre de
HF libre con la corriente de alimentación de la torre D-6810, deficiencia en el flujo de agua de
enfriamiento (al operar con solo una bomba de agua de enfriamiento), arrastre de HF libre al
operar con alto nivel de HF en las botas de los tambores acumuladores de tope de las torres, al
operar con altos flujos de i-C4 de reciclo. ("Guía Operacional de la Sección de Neutralización
de Efluentes Ácidos" PDVSA, Manufactura y Mercadeo. Refinería El Palito. Gerencia de
Operaciones.)
Es importante resaltar, que actualmente se está operando con baja carga en la unidad de
Alquilación, 15200 BPSD vs. el caso de diseño (Post PICC) que es de 25714 BPD, y no
obstante la cantidad de lodos producidos es casi la misma que si se estuviese operando a carga
completa. Esto representa un gran inconveniente debido a que deja a la planta sin flexibilidad
para manejar cualquier desajuste operacional, y evidentemente si se quisiera aumentar la
carga actual, la planta no estaría en capacidad de manejar los desechos producidos. Como ya
se mencionó esto es consecuencia directa del descontrol existente producido por los venteos
ácidos que se introducen a SNEA, los cuales hacen que se generen más del doble de los lodos
que por diseño se estipularon en la torre D-6824 además de los problemas operacionales en la
remoción y precipitación de fluoruros en las piscinas de reacción y en las tanquillas de
precipitación; algunos que vienen incluso desde el arranque de la planta, como se mencionó
anteriormente.
En vista del problema planteado se propuso un plan de acción para disminuir la generación
de efluentes enviados a la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos consiste en: - Favorecer la regeneración interna en la unidad de Alquilación: En las premisas establecidas
por diseño en la nueva sección de efluentes ácidos (SNEA), se consideró que el mínimo
contenido de agua en el HF antes de poner en servicio la regeneración externa es de 1 % en
peso y adicionalmente se consideró que el contenido de agua en el ácido requerido para
finalizar la regeneración externa era de 0,6 % en peso. Cabe destacar que durante los últimos
meses se ha utilizado la regeneración externa de HF, incluso con un contenido de agua en el
49
HF por debajo de 1 % en peso, lo cual ha incrementado los efluentes producidos en el fondo
de la torre regeneradora de HF D-6809 que es enviado posteriormente al sistema de
neutralización conformado por el tambor neutralizador de polímeros D-6822, mezclador
estático M-6809 y bombas G-6827 A/B, en donde circula una solución cáustica al 5 % en
peso. Por tal razón se recomienda utilizar solo la regeneración externa cuando el contenido de
agua en el HF sea superior a 1 % en peso. - Controlar los venteos producidos en la unidad de Alquilación: Como se puede ver en la tabla
3.2.1., los venteos producidos actualmente en la unidad de Alquilación, sobrepasan la
cantidad establecida por diseño (35 lb/h actual vs. 17 lb/h diseño) y esto genera una
producción de efluentes de más del doble en comparación con los que se producen en el caso
de diseño por la torre D-6824. Por lo tanto, disminuyendo la cantidad de venteos que vienen
desde el cabezal de gases ácidos de la unidad se disminuirá igualmente la cantidad de
efluentes producidos por la torre lavadora de gases ácidos D-6824 y la frecuencia de
reemplazo de cáustico será mayor, lo cual implica un consumo menor de NaOH fresco. - Automatizar el proceso de inyección de CaCl2, para así acercarse al tiempo de reacción
establecido por diseño y evitar el descontrol operacional que actualmente se evidencia en las
piscinas D-6836 A/B, con tiempos de reacción mayores a los fijados en sus inicios. 4.5. Características de los lodos producidos en SNEA
INTEVEP realizó una caracterización de los lodos producidos en SNEA en el mes de Mayo
del 2010, la cual arrojó resultados del contenido de sólidos, las compuestos presentes en el
mismo, pH, diámetro de los sólidos, densidad, contenido de sólidos; los cuales se pueden
apreciar en la siguiente tabla:
50
Tabla 4.5.1. Análisis de los Lodos de SNEA producidos en la Unidad de Alquilación de la
Refinería el Palito
Prueba Valor Densidad (g/cc) 0,9681
Sólidos totales (%p/p) 11,8514 Sólidos disueltos (%p/p) 8,845
Sólidos suspendidos (%p/p) 3,0064 Gravedad especifica 0,9684
Diámetro Promedio Aproximado (µm) 4,34 pH 6,74
Compuestos Presentes
Halita NaCl
Fluorita CaF2
Con esta información se evidencia que el principal problema que presentan los lodos
producidos en SNEA es el alto contenido de humedad, el cual es aproximadamente del
88,15%, por lo tanto excede el porcentaje establecido para realizarles una disposición segura.
Por esta razón los lodos de fluoruro de calcio que se producen requieren un proceso de
deshidratación para cualquier uso posterior o disposición final. Posterior a la realización de
los procesos pertinentes, es necesaria la caracterización completa del residuo obtenido que
pueda garantizar una disposición final segura y de esta forma se cumpla con las normativas
ambientales nacionales para el manejo de residuos, específicamente con el Decreto 2635
(Normas para el Control de la Recuperación de Materiales Peligrosos y el Manejo de los
Desechos Peligrosos, (Gaceta Oficial Extraordinaria N° 5245 del 3 de agosto de 1998). 4.6. Descripción de la planta de Pre-tratamiento de Aguas del FOR
La planta de pre-tratamiento de aguas del FOR se encuentra fuera de servicio desde febrero
de 2010. Esta planta estaba encargada de tratar las aguas provenientes del reservorio del
FOR, el cual consta principalmente de 3 capas: Fuel Oil, Agua Residual y Lodos, como se
muestra a continuación:
51
Figura 4.6.1. Reservorio de Fuel Oil (FOR) (Ing. de Procesos, PDVSA)
Dicha planta tenía como objetivo disminuir el contenido de fluoruros de las aguas
provenientes del FOR antes de enviarlas a la Planta de Tratamiento de Efluentes (PTE). El
FOR es un reservorio que contiene una mezcla de aguas provenientes de la unidad de
Alquilación con las aguas de lluvia. Esta mezcla, por su alto contenido de fluoruros no puede
ser descargada directamente a la PTE, por lo que es necesario su tratamiento. Actualmente el
tratamiento del FOR está siendo realizado por una contratista llamada “Ever Green”; dejando
fuera de operación esta planta. El proceso de pre-tratamiento de las aguas residuales de Fuel
Oil (FOR), consta de varios sistemas que son indicados a continuación: Sistema de carga y
tratamiento, Manejo de lodos y Manejo de Ca(Cl)2.
En la siguiente figura se describe el proceso de manejo de lodos de la planta de pre-
tratamiento de aguas del FOR:
Figura 4.6.2. Sección del DFP de la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR
correspondiente al Sistema de Manejo Y Tratamiento de Lodos (Ing. Procesos, PDVSA)
52
Como se observa en el diagrama anterior, una vez formados los lodos en el sistema de
carga y tratamiento, éstos eran bombeados mediante las bombas de lodos G-7704 A/B al
tanque de Lodos (F-7703); con una capacidad de 48 m3. Los lodos formados eran bombeados
mediante la bomba de transferencia de Lodos (G-7705), la cual transportaba los lodos hasta
el paquete espesador de los mismos. Esta bomba tiene facilidades para recircular el lodo al
tanque F-7703 en caso de ser necesario, y cuenta con una capacidad de 30 gpm. Luego los
lodos llegan al Paquete Espesador (M-7709), el cual comprende el tanque espesador para
químico (M-7709A), mezclador estático del tanque M-7709A (M-7709 B), bomba de
químico espesador (M-7709C), un motor de acondicionamiento de bandas, un sistema
hidráulico de bandas, bombas de agua de lavado de filtro (M-7709F1/F2) y el filtro
deshidratador de lodos (M-7709G), los cuales en conjunto son los encargados de remover el
agua presente en los lodos (Ver figura anterior).
El filtro cuenta con dos secciones; una de deshidratación por gravedad, en donde cae el
lodo alimentado sobre la banda superior y pierde agua por acción de las fuerzas
gravitacionales, y una posterior de deshidratación por presión, en la que el lodo empacado
entre la banda superior y la inferior es sometido a la acción de una serie de esfuerzos
cortantes administrados por rodillos colocados en serie, obteniendo una torta con el
contenido en sólidos mayor al 65%. Al mismo tiempo y antes de la alimentación al filtro se
inyecta en línea un polímero aglomerante previamente diluido con agua de servicio, a través
de una brida de inyección (mezclador en línea M-7709B) que constituye parte integrante del
filtro. Este tiene la función de hacer que las partículas sólidas se aglomeren favoreciendo su
posterior deshidratación y aprovechando al máximo el filtrado posterior. Es importante
añadir este polímero para lograr la obtención de una torta con contenido de sólidos mayor al
65%, un filtrado con menos de 550 mg/l de sólidos suspendidos y que adicionalmente la torta
de CaF2 se desprenda de las bandas por efecto de la gravedad, y así evitar el desgaste de las
cuchillas corta lodos, dejando el tejido de las bandas lo más despejado posible de modo que
el equipo no pierda eficiencia. Adicionalmente se cuenta con el Tanque de Agua de
Reposición para el Lavado del Filtro M-7709G (F-7706) y el Tanque de Agua Tratada (F-
7704), los cuales almacenan parte de las aguas que provienen del proceso de remoción de
líquido en el filtro para usarlas posteriormente como agua de lavado en el mismo, además de
almacenar una parte de las aguas para ser enviadas posteriormente a la PTE de la refinería
para su tratamiento.
No
53
4.7. Propuestas para procesar los lodos producidos en SNEA
En vista de las condiciones actuales de los lodos presentes en SNEA, sabiendo que es
necesario un proceso de secado y deshidratación por presión y con la finalidad de aprovechar
al máximo las instalaciones de la refinería, se realizó la propuesta principal que se basa en la
conexión de SNEA con la planta de Pre-tratamiento de Aguas del FOR, que como se
mencionó anteriormente, cuenta con un sistema de manejo de lodos y puede ser aprovechada
para la remoción del excedente de agua presente en los lodos.
INICIO
Interconexión de SNEA con la Planta de
Pre-tratamiento de Aguas del FOR
Diseñar el sistema de bombeo
preliminar
Evaluar las bombas G-7704 A/B desde
su ubicación actual
Realizar el levantamiento
del Isométrico necesario
para la conexión
¿Es
viable? Si
Dimensionar la tubería y
accesorios necesarios en
el sistema de bombeo
Dimensionar las bombas
encargadas de la
transferencia
Realizar los cálculos
planteando una
reubicación del
sistema actual
Realizar el reporte
junto con las
Realizar el análisis Económico
¿Es
rentable?
Si
¿Es posible
usar las
bombas?
conclusiones al No Si respecto. No
Seleccionar la
alternativa que
produzca mayor
beneficio económico
FIN
Figura 4.7.1. Diagrama de Flujo de las Propuestas para realizar la interconexión de las plantas
54
Para el diseño de la tubería propuesta; se usó la Norma PDVSA N° MDP-02-FF-06,
correspondiente al Manual de Diseño de Proceso de Flujo de Fluidos, “Flujo Bifásico
Líquido-Sólido” aprobado para Septiembre de 1997. En esta norma se plasman los cálculos
necesarios para el diseño básico del diámetro de la línea que se tiene previsto que conecte la
parte final de SNEA con la planta de pre-tratamiento de Aguas del FOR. Como se menciona
anteriormente el flujo circulante por la tubería sería una lechada (sólido-líquido), para la cual,
hay que tener consideraciones especiales para prever obstrucciones futuras en la operación de
la planta.
La siguiente tabla muestra los datos iniciales requeridos para el diseño, tomando como
aproximación que el líquido circulante es agua pura y el sólido presente en la lechada es el
CaF2 puro:
Tabla 4.7.1. Datos Iniciales para el Procedimiento de Diseño
Datos Iniciales
Densidad del Líquido (ρl) 1000 kg/m3
Densidad del Sólido (ρs) 3180 kg/m3
Viscosidad del Líquido (µl) 0,001 Pa.s
Diámetro de la partícula más pequeña 6.10-7 m
Diámetro de la partícula más grande 1,1.10-4 m
% peso de Sólidos en la lechada 11,85
% peso de Líquido en la lechada 88,14
Para el cálculo del diámetro de la tubería se fijó un caudal de 0,01 m3/s (150 gpm), esto en
base al tiempo de llenado del tanque F-7703 del FOR y el proceso de deshidratación de los
lodos en la planta. Debido a que el tanque F-7703 tiene una capacidad máxima de 48,06 m3
(12697 gal), el tiempo de llenado del mismo sería aproximadamente de 1 hora y 20 minutos,
luego el tiempo de transferencia al paquete espesador de lodos M-7709, debido a que el flujo
que maneja la bomba G-7705 es de 30 gpm, sería aproximadamente de 6 horas y 40 minutos;
lo cual completa un turno de trabajo que era lo que en los inicios se pretendía con la planta
FOR, es decir, la planta FOR trabajaría un turno para procesar los lodos de SNEA y dos
turnos su operación regular. Para que esto fuese posible el caudal requerido por la bomba tendría que ser tal que permitiera que el proceso se completara en un turno del día. Es por
ello que se fija el caudal de 0,01 m3/s; que aunque se conoce que está sobredimensionado
55
para la filosofía actual para la conexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento de aguas
del FOR, éste arroja gran flexibilidad operacional si en un futuro se quisiera volver al
funcionamiento inicial de dicha planta.
Considerando el caudal antes mencionado y las condiciones del flujo circulante (sólido-
líquido), se determinó el diámetro de la tubería. En el apéndice A se presenta el modelo de
cálculo utilizado para el procedimiento de diseño. Los resultados obtenidos se muestran a
continuación:
Tabla 4.7.2. Diámetro y Velocidades en la Tubería
D (m) Vc (m/s) Vmt (m/s) 0,072 1,87 2,47
Como se puede apreciar la velocidad es moderada; tal que se evita la deposición de sólidos
en la tubería (velocidad baja) y la erosión de las mismas (velocidad alta). La hoja de
especificación de la bomba según los estándares de PDVSA es mostrada en la figura 14 de
los anexos.
Para el dimensionamiento preliminar de la bomba se procedió a usar la Norma PDVSA N°
MDP-02-FF-03, correspondiente al manual de Diseño de Proceso para Flujo de Fluidos:
“Flujo en Fase Líquida” y la Norma PDVSA N° MDP-02-P-06 correspondiente al Manual de
Diseño de Proceso para Bombas: “Cálculos en Servicio de Bombeo”. Esta norma establece
los cálculos básicos para dimensionar la bomba que será la encargada de transferir los lodos
desde SNEA hasta el FOR.
Para esto se estimaron las pérdidas a lo largo del nuevo tramo de tubería (aproximadamente
84 m.) tanto por fricción como las pérdidas debidas a los accesorios involucrados en la
misma, la presión de succión y descarga, el NPSH disponible (Cabezal Neto de Succión
Positiva), el Cabezal Neto desarrollado por la bomba y la potencia de la misma. Es
importante destacar que todos los cálculos respectivos para el diseño preliminar de las nuevas
bombas sumergibles están referenciados a la ruta que sigue el isométrico solicitado a
Ingeniería de Planta como se puede ver a continuación:
56
Figura 4.7.2 Isométrico para la interconexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR
57
En el Apéndice B se muestra el modelo de cálculo realizado y los resultados más relevantes
del diseño se muestran en la siguiente Tabla:
Tabla 4.7.3. Resultados del dimensionamiento preliminar de la bomba
Características de la Bomba
Psucción (kPa) 94,82 NPSHd (m) 8,55
Cabezal Total (m) 16,67 Pdescarga (kPa) 272,74 Potencia (kW) 2,24
Las bombas G-7704 A/B, como se muestra en la figura 4.6.2. pertenecen a la planta de pre-
tratamiento de aguas del FOR; estas eran las encargadas de la transferencia de los lodos desde
los reactores hacia el tanque receptor de los mismos (F-7703). Se realizó la evaluación de de
usar las bombas G-7704 A/B (bombas de Lodo) para transferir los lodos desde las tanquillas
de precipitación D-6837 A/B hasta el tanque de receptor de lodos F-7703. Las características
de la bomba se muestran a continuación:
Tabla 4.7.4. Características de la Bomba G-7704 A/B
Características de Diseño
Nombre Bomba de Lodo Servicio 10% lodo y 90% agua
Cabezal Diferencial (m) 30,5714 Tipo Desplazamiento Positivo Horizontal
Potencia (kW) 3,01
Para la evaluación de las bombas se consideraron dos escenarios; el primero en el cual las
mismas se evalúen desde su ubicación actual, y el segundo trasladándolas hasta las tanquillas
de precipitación D-6837 A/B.
Para la primera opción se requiere una nueva succión, que sería el recorrido establecido
desde las tanquillas de precipitación de SNEA hasta la ubicación actual de las bombas G-
77040 A/B; y la descarga, sería el trayecto actual, ya que, como se ha mencionado
H (
m)
NP
SH
(m
)
58
anteriormente ésta es hacia el tanque F-7703. Evaluando este escenario y usando las curvas
suministradas por el fabricante de las bombas se obtuvieron las siguientes gráficas:
NPSHd vs . NPSHr de la bomba G-7704 A/B
NPSHd NPSHr
10
-5 0 50 100 150 200 250
-20
Q (GPM)
Figura 4.7.3. NPSHd vs. NPSHr de la bomba G-7704 A/B
Cabezal requerido vs Cabezal dis ponible de la bomba G-7704 A/B
Cabezal requerido Cabezal Dis ponible
25
20
15
10
5
0
0 50 100 150 200 250 300 350 -5
Q (GPM)
400
Figura 4.7.4. Cabezal requerido vs. Cabezal disponible de la bomba G-7704 A/B
En la Figura 4.7.4. se puede apreciar que el punto de operación de la bomba sería un cabezal
de 8,74 m. a un caudal de 240 gpm; pero en la Figura 4.7.3. se observa que para ese caudal ya
la bomba estaría cavitando, esto se debe a que la tubería de succión original era un tramo
bastante corto en comparación con el que se propone en esta alternativa para conectar las dos
plantas, el cual es considerablemente mayor. Queda demostrado que no es posible utilizar la
bomba G-7704 A/B desde su ubicación actual.
Ca
bez
al (m
) N
PS
H (
m)
59
Para la segunda opción, se realizó la evaluación de la misma bomba G-7704 A/B, pero
desplazándola de su ubicación actual, quedando establecidas en frente de las tanquillas de
precipitación D-6837 A/B. Considerando este nuevo escenario se obtuvieron los siguientes
gráficos:
NPSHd vs . NPSHr
NPSHd (nueva s ucción) NPSHr
14
12
10
8 6
4
2
0 0 50 100 150 200 250
Q (GMP)
Figura 4.7.5. NPSHd vs. NPSHr de la bomba G-7704 A/B desde las tanquillas de
precipitación de SNEA
Cabezal Requerido vs . Cabezal Dis ponible
Cabezal Requerido Cabezal Dis ponible
20
15
10
5
0
-20 30 80 130 180 230 -5
Q (GPM)
Figura 4.7.6. Cabezal requerido vs. Cabezal disponible de la bomba G-7704 A/B desde las
tanquillas de precipitación de SNEA
60
Como se puede apreciar en la Figura 4.7.6. el punto de operación de la bomba G-7704 A/B
desde su nueva ubicación se encuentra manejando un cabezal de 13,70 m. a un caudal de 150
gpm; tal cual como se refleja en la Figura 4.7.5. está dentro del intervalo permisible de la
bomba antes que ésta cavite (175 gpm). El flujo de diseño de esta bomba es de 150 gpm; por
lo tanto, se podría usar la bomba G-7704 A/B, luego que ésta haya sido reubicada, ya que se
disminuyen considerablemente las pérdidas en la succión y la bomba es capaz de soportar el
recorrido de la descarga. Es importante resaltar que esta nueva disposición requeriría la
construcción de plataformas para la ubicación de las bombas una vez se trasladen, establecer
en las piscinas los orificios que serán destinados a la succión; además habría que realizar una
revisión exhaustiva del sistema en cuestión, ya que, existe corrosión no sólo en el equipo en
sí, sino en el sistema tubería-bomba; por lo que sería importante realizar un chequeo completo
del equipo y las líneas involucradas para que pudiesen servir a la hora de realizar la conexión
entre SNEA y la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR. 4.8. Evaluación Económica de las Alternativas
Los costos más recientes de los accesorios y el tramo de tubería necesarios para ambas
propuestas se describen a continuación (SAP (System Applications and Products, Sistema de
Aplicaciones y Productos), 2010):
Tabla 4.8.1. Costos de los accesorios en las propuestas para la conexión de SNEA con la
planta de pre-tratamiento de aguas del FOR
Accesorios Costos (BsF/unidad) Tubería (Bs/m) 114
Codos 90° 54 Bridas 137
Válvula Check 1011 Válvula de Compuerta 1680
Tee 95 Bombas 35438,4
Camión de vacío (BsF/160gal) 2000
El costo de mantenimiento es de 16717,7 BsF. y fue suministrado por el representante de las
bombas Vaughan en Venezuela. Las partes del mantenimiento y los costos asociados se
muestran en las figuras 10, 11 y 12 de la parte de los anexos. El modelo de bombas
t
61
suministrado por el proveedor, junto con su respectiva cotización se muestra en las figuras 8 y
9 de los anexos.
El análisis se realizó para un período de 10 años a partir del año 2011, el cual representaría
el inicio del horizonte económico, debido a que durante ese año se realizará la construcción de
la línea del proyecto para la conexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento de aguas del
FOR, así como el proceso licitatorio, si es el caso, para la adquisición de las bombas
necesarias para completar el proceso.
Es importante mencionar que para cálculos de Valor Presente Neto (VPN) se consideró una
tasa de descuento del 12% según las regulaciones actuales LEEPIC (Lineamientos para la
Evaluación Económica de Proyectos de Inversión de Capital) de PDVSA. Además se tomó
en cuenta que la paridad cambiaria Bs/$ estará situado en 4,28 Bs/$ para operaciones
petroleras para el año 2011, considerando una inflación anual de 26% (según el Banco
Central de Venezuela, BCV, Noviembre de 2010) y se desprecia la inflación en dólares.
Para la determinación del VPN se usó la siguiente fórmula:
VPN n FC
t
4.8.1.
t 0 1 i
Donde:
VPN: Valor Presente Neto.
FCt: Flujo de Caja o Inversión del Año n.
i: Tasa de descuento.
n: año de estudio con n = 0, 1, 2, 3, …, n.
0 t
62
Como por definición la Tasa Interna de Retorno (TIR), es la que hace el valor presente
igual a cero se usa la misma ecuación, pero calculando la tasa de interés como la TIR,
escogiendo la raíz que devuelva el valor cero para esa expresión así como sigue:
n FC t
4.8.2
t 0 1 TIR
Cabe detacar que los indicadores económicos, señanlados en los LEEPIC, para que un
proyecto sea aprobado debe ser; como mínimo una TIR del 15% y presentar un VPN mayor a
cero.
El cuadro correspondiente al análisis económico se muestra a continuación:
63
Tabla 4.8.2. Estudio Económico Realizado
PERÍODO 2.011 2.012 2.013 2.014 2.015 2.016 2.017 2.018 2.019 2.020 2.021 COSTOS [ Bs.] 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Valor Bs./$ TASA DE INTERES [%]
4,28 12,00
5,39 6,79 8,56 10,79 13,59 17,13 21,58 27,19 34,26 43,17
NUEVAS BOMBAS $ MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. MMBs. Costo Bombas + Motores
-18.120,00
-0,08
Costo Líneas -2.237,38 -0,01 Costos Accesorios -3.857,17 -0,02 Costos Ingeniería -3.000,00 -0,01 Costos Construcción -3.500,00 -0,01 Costos Mantenimiento 0,00 0,00 -0,04 -0,08 -0,17 Depreciación bombas Costos de Dragado [Bs./año]
0,00
-7.536.426,87
0,00
-32,26
-0,07 -0,06 -0,05 -0,05 -0,04 -0,03 -0,02 -0,02 -0,01 0,00
Ahorro Camión de Vacío
0,00
0,00
37,09
42,66
49,06
56,42
64,88
74,61
85,80
98,67
113,47
130,49
Flujo Neto/VAN
Flujo de caja -7.567.141,43 -32,39 37,02 42,60 49,00 56,33 64,84 74,58 85,69 98,66 113,46 130,32 720,11 VP -7.567.141,43 -32,39 33,05 33,96 34,88 35,80 36,79 37,78 38,76 39,85 40,92 41,96 341,36 VNA 341,36 TIR (%) 129,23
64
BOMBAS G-7704 A/B Costo Bombas + Motores 0,00 0,00 Costo Líneas -3.302,80 -0,01 Costo Accesorios -5.727,29 -0,02 Costo Ingeniería -3.000,00 -0,01 Costo Construcción -3.000,00 -0,01 Costo Mantenimiento -3.906,00 -0,02 -0,04 -0,08 -0,17 Depreciación bombas 0,00 0,00 -0,07 -0,06 -0,05 -0,05 -0,04 -0,03 -0,02 -0,02 -0,01 0,00 Costo de Dragado
[Bs./año] -7.536.426,87 -32,26 Ahorro Camión de Vacío
0,00
0,00
37,09
42,66
49,06
56,42
64,88
74,61
85,80
98,67
113,47
130,49
Flujo Neto/VAN
Flujo de Caja -7.555.362,96 -32,34 37,02 42,60 49,00 56,33 64,84 74,58 85,69 98,66 113,46 130,32 720,17 VP -7.555.362,96 -32,34 33,06 33,96 34,88 35,80 36,79 37,78 38,76 39,85 40,92 41,96 341,42 VNA 341,42 TIR (%) 129,42
65
En ambas alternativas se considera el uso de los camiones cisterna; debido a que durante el
año de construcción de líneas y adquisición de equipos será necesario aún el empleo éstos
hasta que se culmine la conexión de las plantas en estudio.
Como se puede ver en la Tabla 4.8.2. el proyecto es factible debido a que arroja un VAN
positivo y la TIR es mayor a la fijada para el cálculo del valor presente de cada período; de
hecho es mayor al 100%, esto se debe a que el ahorro que se evidencia con la eliminación de
los camiones de vacío es considerable, tanto así que en el primer año se recupera la inversión
realizada en el año cero del horizonte económico estudiado. Ambas alternativas resultan
entonces factibles desde el punto de vista económico, incluso superando los estándares
establecidos por los LEEPIC de PDVSA para la aprobación de un proyecto económico.
Como se mencionó anteriormente, con la construcción de la línea que conectaría estas dos
plantas en la refinería, se estaría ahorrando los costos por el uso de los camiones de vacío,
(cada viaje de un camión cisterna con capacidad para 160 galones cuesta 2000 Bs.), los cuales
se usan actualmente para desocupar las tanquillas de precipitación D-6837 A/B; sin embargo,
mientras el proceso de ingeniería de detalle y construcción son llevados a cabo, se puede usar
los camiones de vacío destinados a dichos fines para que desocupen las tanquillas, pero la
descarga sea realizada en el tanque receptor de lodos F-7703 y poder obtener el residuo
deshidratado.
Finalmente, una vez que la línea esté lista se podrá prescindir definitivamente de los
camiones cisterna, los cuales generan una alta demanda de dinero, ya que, como se puede
observar al principio del trabajo en la tabla 4.4.1. la piscina se encuentra llena cada 12 días,
por lo tanto el vaciado debería realizarse con la misma frecuencia, lo que anualmente
representa una producción de lodos de 2575440 galones; que implica un costo total de
aproximadamente 32,19 MMBsF.
66
4.9. Esquematización Preliminar de la nueva conexión de la SNEA con la planta de Pre-
tratamiento de Aguas del FOR
En base al estudio realizado en la Sección de Neutralización de Efluentes Ácidos se
determinó que el mayor inconveniente a escala ambiental y por ende de procesamiento y
disposición final que tienen los efluentes que ahí se producen (lodos de fluoruro de calcio), es
el alto contenido de humedad. Es por ello que, a lo largo del trabajo se enfatizó en la
propuesta de conexión de esta sección con la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR,
debido a que esta última cuenta con un filtro banda el cual sería el encargado de remover el
excedente de agua para poder finalmente realizarles los análisis pertinentes que aseguren una
disposición acorde con las regulaciones ambientales.
Finalmente la opción definitiva es la adquisición de las nuevas bombas, previendo
desajustes operacionales futuros que exijan la operación completa de la planta de pre-
tratamiento de aguas del FOR.
El recorrido que realizará la tubería y servirá de conexión para las dos plantas mencionadas
anteriormente es el mostrado en el isométrico presentado anteriormente en la figura 4.7.2. El
Diagrama preliminar de la conexión se muestra a continuación, cuya diferencia principal al
proceso anterior radica, en que los lodos formados en las tanquillas D-6837 A/B serán
bombeados a la sección de manejo de lodos de la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR
por las bombas propuestas (G-68XX A/B) siguiendo el recorrido planteado en el isométrico
mostrado en la figura 4.7.2 y serán recibidos en el tanque F-7703.
Figura 7.1. Diagrama preliminar para la conexión de SNEA con la planta de pre-tratamiento
de aguas del FOR
67
Como se aprecia en la imagen anterior, los lodos de fluoruro de calcio, los cuales son
precipitados en las tanquilas D-6837 A/B, serán bombeados a través del nuevo tramo de
tubería mediante las bombas de transferencia de lodos G-68XX hacia la sección de manejo de
lodos donde serán recibidos en el tanque F-7703 para empezar el proceso de deshidratación y
así poder obtener una torta de lodos con un contenido en sólidos superior al 65% Con la
implementación de esta conexión se puede prescindir del uso de los camiones de vacío para el
vaciado de las piscinas D-6837 A/B, lo que representa un beneficio económico para la
refinería.
El nuevo Diagrama de Tuberías e Instrumentación (DTI) se muestra en la siguiente figura,
señalando en forma de nube la conexión propuesta:
68
Figura 7.2. DTI preliminar para la conexión de SNEA con la planta de Pre-tratamiento de aguas del FOR
69
4.10. Polímero floculante obtenido
Las muestras de polímeros suministradas para la realización de los ensayos de jarras se
muestran en la siguiente tabla:
Tabla 4.10.1 Características de los polímeros suministrados
Polímero Descripción Estado Proveedor Lipesa 1563 Deshidratación mecánica de lodos orgánicos Sólido Lipesa Lipesa 1538 Deshidratación mecánica de lodos inorgánicos o minerales Sólido Lipesa
Deshidratación de lodos de perforación y clarificación de Lipesa 1543
Lipesa 1544
Novus
aguas Líquido Lipesa Deshidratación de lodos de perforación y clarificación de
aguas Líquido Lipesa
CE2666 Floculante Líquido GE BETZ Novus
CE2680 Auxiliar de retención/drenaje y clarificación Líquido GE BETZ Polyfloc CE1154 Deshidratador de Lodos Líquido GE BETZ
Tabla 4.10.2. Precio de los polímeros, volumen y costo total para la preparación de cada jarra
Polímero Costos (Bs/Kg)
Volumen usado de la solución preparada
(ml)
Costo por cada
prueba (Bs)
Lipesa 1563 - 6,73 -
Lipesa 1538 35,0 6,74 1,18
Lipesa 1543 34,0 5,55 1,13
Lipesa 1544 25,0 5,46 0,82
Novus CE2666 39,6 1,68 1,33
Novus CE2680 47,5 1,65 1,57
Polyfloc CE1154 30,75 3,40 1,04
En esta tabla se puede apreciar los precios de cada solución de polímero en Bs/Kg, así como
los mililitros que se usaron de cada solución polimérica en cada jarra para la realización de las
pruebas y el costo total por prueba realizada con cada polímero.
Los resultados obtenidos se muestran a continuación:
Turbidez Velocidad de Sedimentación Altura de Sólidos Altura de la columna de Tamaño del flóculo Polímero (NTU) (min) (%) líquido (%) (N° de índice)
70
Tabla 4.10.3. Resultados de los ensayos realizados para la selección del polímero a una dosis correspondiente a 100 ppm. Prom Prom Prom Prom
Pruebas 1 2 3 Prom. 1 2 3 . 1 2 3 . 1 2 3 . 1 2 3 . Lipesa 1563 (S) 8 0 11 6 2 2 2 2 43,59 43,24 45,95 44,26 56,41 56,76 54,05 55,74 10 10 10 10 Lipesa 1538 (S) 203 175 131 170 60 60 60 60 84,62 84,21 84,62 84,48 15,38 15,79 15,38 15,52 0 0 0 0 Lipesa 1543 (L) 304 507 264 358 60 60 60 60 71,05 66,67 69,23 68,98 28,95 33,33 39,77 34,02 0 0 0 0 Lipesa 1544 (L) - 547 642 595 60 60 60 60 94,59 91,89 91,89 92,79 5,41 8,11 8,11 7,21 0 0 0 0
Novus CE2666 (L) 127 61 82 90 3 3 3 3 45,95 45,95 47,37 46,42 54,05 54,04 52,63 53,58 8 8 8 8 Novus CE2680 (L) 74 86 91 84 3 3 3 3 36,84 37,84 42,11 38,93 63,16 62,16 57,89 61,07 8 8 8 8
Polyfloc CE1154 (L) 59 53 111 74 3 3 3 3 58,97 36,84 66,67 54,16 41,03 63,16 33,33 45,84 0 6 0 *
Tabla 4.10.4 Matriz de Selección en base a los Resultados obtenidos en los ensayos realizados
Lipesa 1563 Lipesa 1538 Lipesa 1543 Lipesa 1544 Novus CE2666 Novus CE2680 Polyfloc CE1154 Turbidez 10 3 2 1 6 7 8
Vel. Sedimentación 10 1 1 1 9 9 9 Tamaño del Flóculo 10 0 0 0 8 8 5
Altura de Sólidos 9 3 5 2 8 10 7 Altura de Líquidos 9 3 5 2 8 10 7
Costos Disponibilidad en el
mercado
-
0
6
10
6
10
10
10
4
10
1
10
7
0 Total (/70) 48 26 29 26 53 55 43
71
Se puede observar que el polímero más costoso es el Novus CE2680, y su vez, es el más
eficiente en el proceso de deshidratación.
La tabla 4.10.4 muestra la matriz de selección para el polímero floculante deshidratador de
lodos con un puntaje para cada ítem de 0 a 10 puntos; considerando 0 para la menor
puntuación y 10 para la mayor; tomando en consideración 7 aspectos en total para la
evaluación, tales como: turbidez, velocidad de sedimentación, tamaño del flóculo, altura de
Sólidos y altura de líquidos, costos y la disponibilidad en el mercado de cada químico usado
en los ensayos; se obtuvo el polímero Novus CE2680 con 55 puntos, seguido por el Novus
CE2666 sobre un total de 70 puntos; ambos pertenecientes a la contratista GE BETZ.
Con ambas tablas se puede observar que el polímero floculante que mayor eficiencia
aportaría al proceso de deshidratación de los lodos de fluoruro de calcio es el producto en
estado sólido Lipesa 1563, el cual, en promedio de las 3 pruebas realizadas mostró los
mejores resultados. En cuanto a la turbidez del agua, es el que reportó la más baja turbidez en
el sobrenadante (6 NTU), la menor velocidad de Sedimentación; cabe destacar que el proceso
de formación del flóculo fue casi instantáneo, es decir, sólo se mantuvieron los lodos con la
adición del polímero floculante por un minuto a 100 rpm y se evidenció la formación del
flóculo; luego se esperaron 2 minutos y la separación fue completa. El flóculo formado según
el N° de índice de Wilcomb, presentado en la tabla 1., fue de 10, catalogado como excelente,
flóculo que se deposita completamente dejando el agua cristalina, lo cual es evidenciado por
los NTU reportados. La altura de sólidos fue de 44,26% y la del líquido fue de 55,74%, con
respecto a la altura total del envase utilizado. Cabe destacar que no existe disponibilidad
inmediata en el mercado del producto en el mercado, y los proveedores no enviaron la
cotización respectiva, es por ello que en el ítem de costos no se refleja ningún puntaje para el
mismo, lo que hace que quede descartado automáticamente. A continuación se muestran las
jarras una vez finalizado el tiempo de precipitación:
72
Figura 4.10.1. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1563
El polímero líquido Novus CE2680, experimentó una buena formación del flóculo; el cual
como se ve en la tabla 4.10.3. obtuvo un número de índice igual a 8, lo que lo cataloga como:
buen. flóculo que se deposita fácil y completamente. La diferencia está en que el tamaño del
flóculo era un poco más pequeño lo que hacía que precipitara relativamente más lento (3
minutos por N-2680 en comparación a 2 minutos por L-1563); además, el sobrenadante
obtenido no era tan cristalino como el obtenido con el L-1563; por lo tanto reportaba una
turbidez mayor (alrededor de 84 NTU, una de las menores reportadas). Sin embargo este
polímero fue el que produjo la mayor separación de fases entre los demás; dejando una
columna de líquido del 61,07 % y una altura de sólidos del 38,93 %. Es uno de los polímeros
más caros y uno de los que aporta mayor eficiencia al proceso. A continuación se muestra el
resultado del ensayo realizado para el polímero N-2680:
Figura 4.10.2. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero N-2680
73
Para el Novus CE2666 (53 puntos), y el Polyfloc CE1154 (43 puntos), en cuanto a la
formación del flóculo, ambos respondieron después de la agitación a 100 rpm; la diferencia
principal entre éstos fue que para el Polyfloc CE1154 el flóculo que se formó fue grande y
bueno, con un N° de índice igual a 8, pero esto fue sólo apreciado en 1 de las tres pruebas
realizadas con este polímero, lo que lleva a concluir que el flóculo formado es un muy débil.
En cambio el flóculo del Novus CE2666 tenía el mismo N° de índice y fue observado en las
tres pruebas realizadas. Éste polímero presentó una mayor separación de fases con un
porcentaje de líquidos igual a 53,58 % vs. un 45,84 % presentado por el Polyfloc CE1154. El
sobrenadante dejado por cada uno de estos polímeros arroja unos de los valores de NTU más
bajos; 96 NTU para el Novus CE2666 y 74 NTU para el Polyfloc CE1154. A continuación se
muestran las imágenes correspondientes a cada uno de estos químicos:
Figura 4.10.3. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Polyfloc CE1154
Figura 4.10.4. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Novus CE2666
74
Los otros 3 productos restantes; correspondientes todos a la contratista Lipesa, presentaron
problemas a la hora de la formación del flóculo y la separación de fases. Al adicionar estos
polímeros no se formaba como en los otros casos casi instantáneamente el flóculo, se lograba
apreciar con el paso del tiempo (hasta un máximo de 60 minutos) la separación de las fases
sin la formación del flóculo. La velocidad de sedimentación para estos tres casos fue mucho
mayor y el sobrenadante formado no fue cristalino; esto se puede verificar en la Tabla de
resultados en donde para estos productos se reportan los valores más altos de turbidez en el
sobrenadante, así como para Lipesa 1543; 358 NTU, Lipesa 1538; 170 NTU y Lipesa 1544;
595 NTU. La columna de líquido libre fue precaria y se encuentra entre el 7 y el 35%,
correspondiendo a los valores más bajos reportados. Los precios de estos polímeros fueron
también los más bajos. A continuación se presentan las imágenes correspondientes a cada uno
de estos químicos:
Figura 4.10.5. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1543
Figura 4.10.6. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1538
75
Figura 4.10.7. Proceso de floculación realizado bajo la acción del polímero Lipesa 1544
Como se puede apreciar los productos que ofrecen mayor eficiencia en cuanto a separación
de las fases, que promueven una mejor aglomeración de los sólidos y por ende favorecerán un
proceso posterior de deshidratación mejor, devolviendo un sobrenadante cristalino, son el
Novus CE2680 y el Novus CE2666, ambos de la contratista GE BETZ.
76
Conclusiones - Actualmente se están produciendo el doble de venteos ácidos en la unidad de Alquilación,
los cuales originan una mayor generación de efluentes en SNEA. - Aunque actualmente se maneja baja carga en la unidad de Alquilación la producción de
efluentes se iguala a la de operación a carga completa, lo que deja a la planta con poca
flexibilidad operacional. - Para procesar los efluentes producidos en SNEA se propuso conectarlos con la sección de
manejo de lodos de la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR, aprovechando el filtro
banda existente en dicha sección para empezar el proceso de deshidratación. - La instalación de la nueva línea que conectará SNEA con la planta de pre-tratamiento de
aguas del FOR se dejará de depender de los camiones de vació para el transporte de los
efluentes ácidos producidos en la unidad de Alquilación. - Se evaluó la posibilidad de usar las bombas G-7704 A/B para la transferencia y resultó
posible su uso desplazándolas de su ubicación actual hasta en frente de las piscinas de
precipitación D-6837 A/B. Sin embargo, se descartó esta opción por prever el uso completo
de la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR. - Se seleccionó la adquisición de bombas sumergibles como opción definitiva para lograr la
transferencia de lodos desde SNEA hasta la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR, por
ser la más atractiva en cuanto a flexibilidad operacional y rapidez para la activación de las
unidades. - El polímero Novus CE2680 perteneciente a la contratista GE BETZ, resultó ser el más
apropiado para la floculación previa al filtrado.
77
Recomendaciones - Controlar el buen funcionamiento de la unidad de Alquilación, es decir, favorecer la
regeneración interna de ácido, controlar los venteos ácidos y automatizar el proceso de
dosificación de cloruro de calcio, debido a que ésta es la generadora de los efluentes que son
tratados en SNEA; mientras mejor opere esta unidad, los lodos que se producirán serán
cantidades que se pueden manejar con la capacidad actual de SNEA y con un control riguroso
se podrán disminuir la cantidad de efluentes totales generados. - Adquirir los elementos faltantes en la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR (como la
malla del filtro banda y polímero floculante), para poder iniciar el proceso de deshidratación
de los lodos. - En vista de que la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR cuenta con el equipo
deshidratador (filtro banda), se sugiere temporalmente usar los camiones de vacío para
inyectar los lodos en la sección de manejo de lodos (tanque F-7703) de dicha planta y
empezar el procesamiento de éstos. - Completar la Ingeniería de Detalle de los equipos necesarios para la conexión de las plantas
para agilizar el proceso de arranque de esta unidad. - Adquirir las bombas sumergibles por representar un beneficio a la hora de operar las
unidades, debido a que deja los equipos de la planta de pre-tratamiento de aguas del FOR para
prever desajustes operaciones futuros.
Una vez puesta en marcha la nueva unidad de procesamiento de los lodos producidos en
SNEA, se sugiere:
78
- Realizarle una caracterización completa al residuo sólido obtenido para poder saber si puede
ser utilizado en un proceso posterior; una vez que se conozca la pureza del residuo y los otros
compuestos involucrados, y si no, para que pueda ser dispuesto finalmente, una vez se que se
sepa el contenido de lixiviados presentes en los mismos. - Se recomienda realizar unos segundos ensayos de jarras variando la dosis, para así
determinar la dosis óptima para el suministro del producto y maximizar su eficiencia. - Realizarle un mantenimiento periódico a los equipos y tuberías involucradas en el proceso
debido a que la sección de efluentes trabaja con ácido y con generación posterior de lodos; lo
cual por una parte produce corrosión en equipos y por la otra genera obstrucciones en tuberías
y equipos asociados al proceso. - Revisar periódicamente el buen funcionamiento de la malla del filtro banda, debido a que la
misma debe ser manejada con una tensión específica para evitar su deterioro acelerado.
79
Bibliografía - “Ampliación Sección de Efluentes Ácidos Unidad de Alquilación (SNEA)”. Guía Operacional. PDVSA.
- “Análisis comparativo de la utilización de hidróxido de calcio y cloruros de calcio como agentes precipitantes de fluoruros en la planta FOR”. PDVSA. Ingeniería de procesos. Febrero de 2008.
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- GE Infrastructure. Water & Process Technologies. “Ficha Informativa de Seguridad de Productos Químicos: Novus CE2666”. 2008.
80
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- Lipesa. “Hoja de Datos de Productos Químicos: Lipesa 1538”. Primera Edición. 2007.
- Lipesa. “Hoja de Datos de Productos Químicos: Lipesa 1543”. Primera Edición. 2007.
- Lipesa. “Hoja de Datos de Productos Químicos: Lipesa 1544”. Primera Edición. 2007.
- Lipesa. “Hoja de Datos de Productos Químicos: Lipesa 1563”. Primera Edición. 2007.
- Mott, L. R. “Mecánica de Fluidos Aplicada”. Prentice Hall. Cuarta Edición.
- Norma PDVSA N° MDP-02-FF-03. Manual de Diseño de Proceso. Flujo de Fluidos. “Flujo en Fase Líquida”. Aprobado en Febrero de 1996.
- Norma PDVSA N° MDP-02-P-06. Manual de Diseño de Proceso. Bombas. “Cálculos en Servicio de Bombeo”. Aprobado en Noviembre de 1997.
- Norma PDVSA N° MDP-06-FF-06. Manual de Diseño de Proceso. Flujo de Fluidos. “Flujo Bifásico Líquido-Sólido”. Aprobado en Septiembre de 1997.
- Ph. Dr. Terán, F. C. “Potabilización”. Capacitación para la EPSA Boliviana Nº 9. Diciembre, 2003.
- “Situación actual de la sección de neutralización de efluentes ácidos (SNEA) de la unidad de Alquilación”. PDVSA. Ingeniería de Procesos. Septiembre de 2009.
- Zubicaray, V. M. y Fernández, A. J. “BOMBAS. Teoría, Diseño y Aplicaciones.”. Editorial LIMUSA. Tercera Edición.
81
Anexos
Figura 1. Coeficiente de Arrastre para Esferas Rígidas
82
Tabla 1. Régimen de Flujo de Lechadas en Tubería Horizontal
Régimen de Flujo
Velocidad de
Sedimentación
Obstaculizada de la
partícula más grande
de la lechada (m/s)
Velocidad de
Sedimentación Libre
de la partícula más
pequeña de la
lechada (m/s)
Velocidad Lineal
de la Lechada
Homogénea ≤ 0,0006 - -
Intermedio > 0,0006 < 0,006 -
Heterogéneo > 0,0006 > 0,0006 > Vc
Sedimentante > 0,0006 > 0,0006 < Vc
83
Figura 2. Factor de corrección para la velocidad de sedimentación obstaculizada
84
Figura 3. Factor de viscosidad Relativo a la Lechada
85
Figura 4. Factores de Fricción para tuberías de Acero Comercial
86
Figura 5. Coeficiente de resistencia K para válvulas. (Para la relación L/D usar la Figura 6)
87
Figura 6. Longitud Equivalente (L/D) en diámetro de tubería
88
Figura 7. Coeficiente de Resistencia K para codos y conectores tipo “L” y “T”
89
Figura 8. Modelo de bombas Propuesto por el fabricante “Vaughan”
90
Figura 9. Oferta realizada por la compañía Vaughan
91
Figura 10. Costos de las partes disponibles por la compañía Vaughan para el mantenimiento
de las bombas G-7704 A/B
92
Figura 11-A. Partes de las bombas incluidas dentro del mantenimiento suministrado por la
compañía Vaughan
93
Figura 11-B. Partes de las bombas incluidas dentro del mantenimiento suministrado por la
compañía Vaughan
94
Figura 12. Esquematización de las bombas incluidas dentro del mantenimiento suministrado
por la compañía Vaughan
95
Figura 13. Hoja de datos de la bomba propuesta para la conexión de SNEA con el FOR.
.
4 1 5 7
4
6 1 7
3 1 5 7
3
96
Apéndice A Modelo de Cálculo para el diseño de la Tubería
Para las velocidades de sedimentación (libre y obstaculizada) se procedió de la siguiente
forma: - Velocidad de Sedimentación Libre (Vf)
La velocidad de sedimentación libre puede obedecer a 3 Leyes principalmente; la Ley de
Stokes, la Ley intermedia y la Ley de Newton, es por ello que según los datos iniciales que se
tienen se procede a hacer el cálculo de velocidad de sedimentación libre correspondiente a
cada una de ellas; tanto para la partícula de menor como para la de mayor diámetro,
posteriormente se calcula el Reynolds y se verifica en la Figura A.1. qué Ley rige cada
tamaño de partícula, mediante la ecuación 3.1., 3.2. y 3.3. así como sigue:
Para la partícula de menor diámetro (dp = 6.10-7) se tiene:
Ley de Stokes
Vf ,44.10 (6.10 ) 2 (3,18 ) ,27.10-07 m 0,001 s
.10-7 Re
.4,27.10 0,001
.(1) 2,56.10-10
Ley Intermedia
Vf ,58.10 (6.10 )1,143 (3,18 )0,714
,91.10-05 m (0,001)0, 429 (1)0, 286
s
6 1 8 7
0 0
6 1 0 7
3 6 1 7
0 1 5 4
4
1 1 1 4
0 1
5 4
3
1 1 1 4
Re .10
.2,35.10 0,001
.(1)
97 2,35.10-08
Ley de Newton
Vf ,1722
.10
(3,18 1
,5
) ,00623m
s
Re .10 .0,00623.(1) 0,001
,74.10-06
Para la partícula de mayor diámetro (dp = 1,1.10-4) se tiene:
Ley de Stokes
Vf ,44.10 (1,1.10 ) 2 (3,18 ) ,0143 m 0,001 s
Re ,1.10 .0,0143.(1) 0,001
,578
Ley Intermedia
Vf ,58.10 (1,1.10 )1,143 (3,18 )0,714
,0151m (0,001)0, 429 (1)0, 286 s
Re ,1.10 .0,0151.(1) 0,001
,663
0 0
1 1 0 4
9 1 1 4
98
Ley de Newton
Vf ,1722
,1.10
(3,18 1
,5
) ,0843 m
s
Re ,1.10 .0,0843.(1) 0,001
,276
Según la Figura A.1. la partícula de menor diámetro se rige por la ley de Stokes, debido a
que el Reynolds obtenido es muy bajo, lo cual deja claro el comportamiento de la partícula
más pequeña regida por la Ley de Stokes, y la de mayor diámetro por la ley Intermedia.
Figura A.1. Coeficiente de Arrastre para esferas rígidas con los cálculos obtenidos. - Velocidad de Sedimentación Obstaculizada (Vh)
1 0 0
L
0 1
1 1
99
Esta velocidad está referida a la partícula de mayor diámetro. Para ello se necesita conocer
el valor de la fracción de volumen en sólidos y la relación existente entre la velocidad de
sedimentación obstaculizada y la velocidad de sedimentación libre que se hace mediante la
Figura A.2. y las ecuaciones 3.5., 3.6. y 3.7. como sigue:
,1185 3180
1 1 ,1185
1000
088,43 kg
m3
088,43 3180
000 000
,04
Figura A.2. Factor de corrección para la velocidad de sedimentación obstaculizada para el
valor de λ del caso de estudio
Según la Figura A.2. el factor de corrección para la velocidad de sedimentación
obstaculizada (Fh) es aproximadamente 7,8; por lo tanto, el valor de dicha velocidad es:
0 7
1 L
Vh ,8.0,0151
,118 m
s
100
Con el valor de ambas velocidades se puede calcular el régimen de Flujo mediante la
siguiente Tabla 1. (presentada en los anexos). Según los valores obtenidos anteriormente el
régimen de flujo para la partícula de menor diámetro es homogéneo y para la de menor
diámetro es intermedio; es por ello que se debe calcular la velocidad crítica de sedimentación
para régimen homogéneo y para régimen heterogéneo y seleccionar el criterio de diseño más
conservador, es decir, aquél del que se obtenga la mayor velocidad de sedimentación crítica.
Para el cálculo de la viscosidad de la lechada se debe conocer la viscosidad del líquido y el
factor de viscosidad relativo a la lechada; el cual se obtiene mediante la Figura A.3. y la
ecuación 8.
Figura A.3. Factor de viscosidad Relativo a la Lechada para el valor de λ del caso de estudio
De esta forma se tiene que:
,22.0,001
0,00122Pa.s
5
101
Para el cálculo de la velocidad crítica de sedimentación de procede suponiendo flujo
homogéneo; igualmente se realizan los cálculos para lechadas compactas y diluidas
Newtonianas en flujo homogéneo, para ello se utilizaron las ecuaciones 3.9., 3.10., 3.11. y
3.12.:
Para la lechada compacta Newtoniana de flujo homogéneo se realiza el tanteo de forma tal
que el Reynolds resulte igual o ligeramente mayor a 4000, para garantizar la turbulencia. Para
el primer tanteo se puede suponer un diámetro tal que la velocidad se encuentre entre 1,2 y 2,1
m/s. Luego de realizado el tanteo, haciendo uso de las ecuaciones 9 y 10 y fijando un caudal
de 150 gpm (0,01 m3/s), se obtuvieron los siguientes resultados:
Tabla A.1. Resultados del Tanteo para Lechada Compacta en Flujo Homogéneo
D (m) V (m/s) Re 0,09 1,57 126214 0,5 0,05 22719 1,5 0,006 7573 2,8 0,002 4057
Por lo tanto la velocidad crítica de sedimentación es 0,002 m/s con un diámetro de tubería
de 2,8 m (110,24 pulgadas).
Lechada Diluida Newtoniana de Flujo Homogéneo
Se procedió a calcular la expresión 7D f
0,5 Re 7.0,036
0,01190,5.4573,19
,051.10-05 , partiendo
del diámetro y la velocidad obtenidos en el tanteo para lechada Compacta. Con estos valores
se calcula el Reynolds y como se ve en la Figura A.4. se calcula el factor f y se obtiene la
expresión anterior.
Como se cumple que dp 7D f
0,5 Re
; debido a que la partícula de menor diámetro es de 6.10-
7, entonces se tiene que la Velocidad Crítica de Sedimentación se obtiene por la ecuación 11 y
el factor f como se muestra a continuación:
1 0
6 7
7
1 0 1
102
Figura A.4. Factores de Fricción para tuberías de Acero Comercial para los valores dados del
tanteo realizado
Vc 5,32.(4,27.10 ) 0, 277
,37 m
0,00940,5 .10 .1000
,723 s
0,001
Con este valor se halla la Velocidad Mínima de Transporte para cerrar el tanteo haciendo
uso de la ecuación (3.14.).
Vmt
,37 ,6
,97 m
s
El tanteo se continúa hasta que la velocidad lineal sea ligeramente mayor o igual que la
velocidad mínima de transporte; así, los resultados obtenidos se muestran en la siguiente
tabla:
3 5
0 0
0 1 6
0 0 0
Tabla A.2. Resultados del Tanteo para Lechada Diluida en Flujo Homogéneo
103
D (m) V (m/s) Re f Vc (m/s) Vmt (m/s)
2,8 0,002 4557 0,0094 1,37 1,97 1,8 0,004 7074 0,0085 1,44 2,04 0,8 0,02 15915 0,0065 1,64 2,24
0,07 2,6 181891 0,005 1,87 2,47
La velocidad crítica de sedimentación para lechada diluida Newtoniana en flujo homogéneo
es de 1,87 m/s con un diámetro de 0,07 m (2,8 pulgadas)
Por último, para la lechada acuosa en flujo heterogéneo se tiene que realizar los cálculos en
base al diámetro de la partícula de diámetro promedio (4.10-6 m.), con este valor se obtiene un
Reynolds de 7,59.10-5; mediante la siguiente ecuación se obtiene el coeficiente de arrastre,
debido a que con la figura no es posible apreciarlo cuantitativamente:
Cd 24 Re
24 7,59.10
16210,2
Con este valor y haciendo uso de la ecuación 1.13. se obtiene las velocidades para este caso:
Vc ,33
,04.0,09.9,81. 3,18
316210,2
,5
,075 m
s
Vmt
,075 ,6
,67 m
s
Tabla A.3. Resultados para la lechada en Flujo Heterogéneo
D (m) V (m/s) Vc (m/s) Vmt (m/s) 0,09 1,580 0,08 0,67
1 9 6 1
2 8 3 1
1 1 P
3
104
Como se ve la velocidad lineal de la lechada es mayor que la velocidad mínima de
transporte por lo que el tanteo se puede dar por concluido.
Comparando los resultados obtenidos se tomó para el diseño el caso que presentó menor
diámetro o lo que es lo mismo, mayor velocidad crítica de sedimentación; por lo que los
resultados finales son los presentados en la Tabla A.2., correspondiente a la lechada diluida
Newtoniana en flujo homogéneo con un diámetro de tubería de 0,07 m.
Apéndice B Modelo de Cálculo para el Diseño Preliminar de la Bomba.
Para realizar el dimensionamiento preliminar de la bomba se fijo un caudal para de 0,01 m3
(150 gpm), un diámetro de 0,0762 m (3 pulgadas), una velocidad de 2,1 m/s (6,9 pie/s) y una
longitud de tubería aproximada de 84 m. Haciendo uso de ecuación 3.15. y siguiendo el
isométrico mostrado en la Figura 4.7.2., se obtuvieron los siguientes valores:
Psucción 01,325 ,51 4,82kPa 3,75 psi
Para el cálculo del cabezal neto de succión positiva disponible se considera la presión de
vapor del agua a 27 °C y la ecuación 3.16.:
NPSH d
. 94,82 ,57 .1000 ,55m
8,05 ft
1088.9.81
Las pérdidas por fricción se calcularon mediante la ecuación 3.17. así como sigue:
.10 .4.84.0,0056.1088.2,12
f 01kPa 2.0,0762
Las pérdidas por elevación en la tubería se hallaron mediante la ecuación 3.18.:
2 9 Pe 3
1 1 5 Pa 4
1 2 5 Pa 4
2 0 5 Pa 4
2 2 5 Pa 4
1 2 2 1 1 2 ( Pt
105
,81.10 .1088. 2 1,35kPa
Las pérdidas debido a los codos, considerando un coeficiente de resistencia K = 0,8 y
haciendo uso de la ecuación 3.19., sabiendo que para el arreglo son necesarios 8 codos de 90°;
se tiene:
.10 .0,8.1088.2,12 ,8735.8 4,99kPa
Las pérdidas debido a las tee se calculan igualmente haciendo uso de la ecuación 3.19.,
considerando un coeficiente de resistencia K = 0,9 y sabiendo que son necesarias 5 tee en el
tramo de tubería para la nueva conexión, se obtiene lo siguiente:
.10 .0,9.1088.2,12 ,1076.5 0,54kPa
Para las pérdidas debido a las válvulas se tomó un valor de K = 0,15 y considerando que el
arreglo contempla 5 válvulas de compuerta y 2 válvulas check, se tiene lo siguiente:
.10 .0,15.1088.2,12 ,3513.7 ,46kPa
Finalmente se consideran 10 bridas en el arreglo cuyo cálculo es realizado con la ecuación
3.19. con un coeficiente de resistencia de 0,9, así como sigue:
.10 .0,9.1088.2,12 ,1076.10 1,08kPa
El estimado de las pérdidas totales a lo largo de la tubería corresponde a la suma de cada
una de las pérdidas parciales calculadas anteriormente como se muestra a continuación:
otal 101 1,35 4,99 0,54 ,46 1,08)kPa 71,42kPa
3 2 1 1
5 1 9 1
4 3 9 1 9
3 9 1
106
Luego haciendo uso de las pérdidas de fricción totales a lo largo de la tubería se calculó la
presión de descarga, haciendo uso de la ecuación 3.21:
Pdesc arg a 01,325 71,42 72,74kPa 9,56 psi
Para el cabezal total desarrollado por la bomba expresado en metros se obtuvo de la
siguiente forma:
H 272,74 4,82 .1000
6,67m 4,69 ft
1088.9.81
Para el cálculo de la Presión máxima de descarga, se toma como un 120% de la normal y
corresponde a la condición de cero flujo (shut off).
Pdesc arg amáx 4,82 ,2. 272,74 4,82 08,32kPa 4,72 psi
Para el cálculo de la potencia requerida por la bomba se usó la ecuación 3.24.:
P 0. 272,74 4,82
2,24kW
,01HP 1000.0,75