REPORE DEL PROYECTO CGPI 20061938 Simulación matemática de la hidrodinámica de un reactor de goteo de hidrodesulfuración con diferentes cargas reales

Director: Dr. Manuel de Jesús Macías Hdez. ESIQIE-IPN

Resumen

El objetivo de este trabajo es analizar el comportamiento de la hidrodinámica en

un reactor de goteo de tres fases utilizando una carga de Diesel derivado de un

crudo Maya y por separado otra carga de Aceite Cíclico Ligero que proviene de

una mezcla de los crudos de Alaska y California, con un catalizador de geometría

trilobular.

Este trabajo presenta la importancia de efectuar la simulación del proceso de

hidrodesulfuración de Diesel y Aceite Cíclico Ligero a nivel planta piloto. Para tal

fin se aplicaron los parámetros de diseño adecuados a un reactor de goteo; la

utilización del simulador con diferentes cargas reales y catalizador, a condiciones

de operación industriales, para la obtención de la Hidrodinámica, la cual involucró

el analizar las propiedades físicas del reactor de goteo de tres fases.

Al hablar del comportamiento hidrodinámico se hace mención a los posibles

cambios debidos al movimiento e interacción entre las fases líquida, gaseosa y

sólida, para el estudio de la hidrodinámica se consideraron las propiedades físicas

y de transporte de mayor importancia como la caída de presión, la viscosidad de

las cargas reales, la densidad, el No. de Reynolds, así como también la fracción

del líquido retenido por el catalizador.

En este trabajo, se utilizó un simulador previamente desarrollado en lenguaje Fortran para

una carga de Diesel con la finalidad de obtener resultados confiables y poder utilizar los

modelos matemáticos aquí citados para otros hidrocarburos.

En este estudio primeramente se definió el proceso de Hidrodesulfuración (HDS) ,

así como también se presentó el proceso de manera general y las condiciones de

operación dentro de una planta industrial para cargas reales ligeras y pesadas,

así como las ventajas y desventajas inherentes al utilizar los reactores de tres

fases.

Se consideró la metodología con la cual se realizó posteriormente la simulación

del proceso; este apartado contempla la descripción de las propiedades físicas y

químicas de los catalizadores; los cuales son Níquel-Molibdeno (Ni-Mo) y

Cobalto-Molibdeno (Co-Mo), así como también de las cargas reales,

caracterización y dimensionamiento de los lechos catalíticos, condiciones de

operación y cinética de reacción.

Se consideró la determinación de las alturas para los lechos catalíticos de los

reactores de cada una de las cargas a tratar así como la obtención de los

parámetros cinéticos y se describieron las condiciones de operación de cada uno

de los crudos, especificándose el intervalo de temperatura de operación, la

relación de Hidrógeno/Hidrocarburo (H2/HC) y espacio velocidad.

Dentro de la simulación, se obtuvieron los resultados de las variables de interés a

diferentes temperaturas de operación y con diferentes relaciones de espacio

velocidad, tanto para el Diesel como para el ACL; para éste último también se

simuló la hidrodinámica con diferentes relaciones de H2/HC.

Los resultados de la simulación se validaron con datos experimentales de

concentración final de azufre del reactor. Por otro lado, los datos cinéticos se

compararon con algunos resultados publicados en bibliografías referentes al

análisis de hidrodesulfuración.

Finalmente, en el análisis de resultados se considera como puntos de mayor

interés la caída de presión en el reactor, la fracción del líquido retenido por el

catalizador en cada uno de los hidrocarburos, así como también una comparación

de estos mismos valores entre los crudos; la densidad y viscosidad de los fluidos

además de sus gastos volumétricos y másicos; enfocando estos datos y

propiedades a la temperatura con la cual se determinaron para su posterior

conclusión con base a los mejores resultados.

Introducción Un reactor de tres fases, es un sistema reactivo en el que dos fases; una líquida y

otra gaseosa, fluyen en sentido descendente a través de un lecho fijo catalítico, el

cual corresponde a la tercera fase. Estos reactores son utilizados a gran escala en

la industria petrolera, petroquímica y química, para el contacto de reactantes

líquidos y gaseosos con catalizadores sólidos. [1]

La importancia de la hidrodinámica radica en el estudio de las propiedades físicas

y se define como la parte de la mecánica de fluidos que estudia el movimiento de

los líquidos en relación con las fuerzas actuantes sobre ellos. Es muy importante

tomar en cuenta las propiedades físicas de la mezcla que se alimenta, ya que de

estas dependerá el comportamiento que se genere dentro del reactor.

Los efectos hidrodinámicos se generan al alimentar el flujo liquido-gas, el cual

pasa sobre el catalizador sólido en el reactor de tres fases, este flujo reaccionante

se difunde entre los espacios partícula-partícula del catalizador sólido tomando en

cuenta la fracción hueca de la cama catalítica. Este contacto físico causa una

variación en la caída de presión, así como también una distribución no uniforme de

los flujos liquido-gas, influyendo en un contacto adecuado del flujo reaccionante

con los centros activos del catalizador y en la distribución adecuada de la

temperatura en el lecho catalítico en las diversas zonas del reactor. [2]

Basándose en las velocidades másicas superficiales, propiedades del fluido y

características de la cama catalítica se pueden observar dos amplios regimenes

de flujo en un reactor de tres fases. Si se tiene un régimen de interacción bajo

entre las fases gas-liquido se tendrá un flujo de tipo goteo, cuando se tengan

regimenes altos de interacción gas-liquido, los modelos de flujo son de pulso, rocío

y burbuja. [3]

Otro parámetro importante es la compactación del catalizador en el lecho

catalítico. Con una compactación uniforme se incrementa la conversión debido a

que el flujo de alimentación se pone en contacto con una mayor cantidad de

partículas en la cama catalítica del reactor.

La porosidad del lecho catalítico contiene en sus partículas espacios libres

llamados poros físicos; representando la proporción entre los espacios vacíos

respecto al volumen total del medio, dependiendo así de la cantidad, forma,

distribución y tamaño de las partículas empacadas. Un medio poroso es una

región del espacio que consta de una matriz sólida y una región vacía, siendo la

última ocupada por una o varias fases fluidas distribuidas uniformemente a través

del medio.

METODOS Y MATERIALES

En la figura 1.1 se muestra el orden del proceso operacional a manera general del

simulador en la cual aparecen los requisitos de alimentación de datos al programa

correspondientes a las cargas de Diesel y ACL y posteriormente las características

de la cama catalítica utilizada con los hidrocarburos.

Propiedades de las cargas de los hidrocarburos ( Diesel y ACL )

Propiedades físicas y químicas del catalizador

Características y determinación del lecho catalítico

Dimensionamiento del Reactor de Diesel y de ACL

Condiciones de operación de los hidrocarburos

Datos de la Cinética

Adaptación del Simulador para el tratamiento de Diesel y ACL

Simulación

Análisis de Resultados de Diesel y ACL

Figura 1.1 Diagrama de Metodología de Simulación.

Codificación del simulador en Fortran 90 Programa del Simulador de Hidrodesulfuración. REACTOR PILOTO TRICKLE-BED DE HDS PARA CARGAS REALES DE DIESEL SIMULACION DE REACCION Y TRANSFERENCIA DE MASA EN REACTOR FLUJO PISTON CALCULA LAS CONSTANTES APARENTES Y EFICACIA CON DATOS EXPERIMENTALES Y CORRELACIONES Y EC. ESTADO PARA PROPIEDADES FISICAS DEL FLUIDO DIESEL LIQUIDO Y GAS HIDROGENO EN CONDICIONES DE OPERACION DE LA PLANTA PILOTO CONDICIONES INICIALES Y LIMITES DE ITERACION character*12 filman PRINT *,"nombre del archivo" read (5,58)filman format(a12) open (unit=7,file=filman,status='new') PRINT *,"INTERVALO DE IMPRESION DE LONGITUD DEL REACTOR" READ(5,*)AINT AINT=20 PRINT *,"NUMERO DE PASO AH=0.036 PRINT *,"LONGITUD TOTAL DEL REACTOR 23 cm " READ (5,*)Z ZE=Z-0.01 CONDICIONES DE OPERACION DEL REACTOR PRINT *,"TEMPERATURA DEL REACTOR 340-400 C " READ(5,*)T T=340 PRINT *, "ESPACIO VELOCIDAD LHSV(1-3) h^-1" READ (5,*)SLHV SLHV=1 print *, "PRESION 54.2 Kg/cm^2" READ (5,*)P PRINT *, "RELACION HIDROCARBURO HIDROGENO 2000 ft^3/BARRIL" READ (5,*)REHC DIMENSIONES DEL REACTOR PRINT *,"DIAMETRO DEL REACTOR 2.54 cm" READ (5,*)DR AT=(3.1416*(DR)**2)/4 LECHO CATALITICO PRINT *, "VOLUMEN CATALITICO 100 ml" READ(5,*)VCAM PRINT *, "DENSIDAD DEL LECHO CATALITICO 0.78 g/cm^3" READ(5,*)DENCAT DENCAT=DENPART*(1-EB) WRITE(6,*)DENCAT,EB,DP,SP,VS PROPIEDADES DE LA CARGA DEL DIESEL PRINT*, "DENSIDAD API 30.85" READ(5,*)API DENL15 = 141/(API+131.5) DENL15 = 0.8687 PRINT*, "PESO MOLECULAR DE DIESEL 266.3 g/gmol"

READ(5,*)PMD PRINT*, "TEMPERATURA DE EBULLICION 1080 " READ(5,*)TPEB PRINT*, "FRACCION PESO DEL AZUFRE 0.01616" READ(5,*)W1 WSV = VCAM*SLHV*DENL15 PARTICULA TRILOBULAR ALP = 0.13 DPELET = 0.115 RP = DPELET/4 VP = 9.425*ALP*RP**2 SP = (6*3.1416*RP**2)+(4*3.1416*RP*ALP) PRINT *, " VOLUMEN DE LA PARTICULA 0.016204 cm^3" READ (5,*) VP PRINT *,"AREA DE LA GEOMETRIA DE LA PARTICULA 0.438055 cm^2" READ (5,*) SP VS = VP/SP PRINT *,"RELACION VOLUMEN AREA cm" WRITE (7,*)VS DP = 6*VS PRINT *, "DIAMETRO DE LA PARTICULA EQUIVALENTE cm" WRITE (7,*)DP PRINT *, "DENSIDAD DE LA PARTICULA 1.56 g/cm^3" READ (5,*) DENPART DO K = 1,7 PRINT *, "TEMPERATURA DE OPERACION" WRITE(7,*)T PRINT *, "ESPACIO VELOCIDAD " WRITE (7,*) SLHV DO I = 1,5 WRITE(7,*) SLHV CONST CINETICA TK = T+273.15 APPK = 6.212752E15*EXP(-17083.2058/TK) APPK = 63390 EN = 2.4 PROPIEDADES DEL HIDROGENO POR LA ECUACION ESTADO R-W CALL ECESTRW(X3,T,P) DENG15=0.0632 DENG =X3 PROPIEDADES EXTERNAS E INTERNAS DEL CATALIZADOR CALL DENSID(T,P,DENL15,DENL) CALL FLUJOS(REL,REG,VISL,VISG,AT,VCAM,DENL15,DENG15,T,P,SLHV,API,DP,DENL,DENG,VL,VG,REHC,VSMD,VSMG) CALL CAMACATAL(ATV,DR,DP,DENL,VISL,REL,RELAV,DENCAT) CALL DIFUS(DA,DD,De,DENL15,VISL,T,DENL,DENG15,TPEB,PMD,DHS) CONSTANTES APARENTES APARTIR DE LA EFICACIA Y KINTRINCECA TRILOBULAR CALL CONSKSA( DA, ATV, RELAV, VISL, DENL, CKS, DD, CKSD, CKSHS, DHS)

X2 = CAZIN(APPK,DENL,DENCAT,CKSD) CLS = W1 CALLEFIC (VS,X2,DENCAT,EN,APPK,DD,De,VP,SP,EFICAS,DENL,DP,DA,EB,PMD,T,XKINT,APPK2,THIEMAC,eff) CONCENTRACION Cs CON EFECTOS DE FORMA Y TRANSF. MASA CALL EFECTS(DP2,EB2,DD,VISL,DENL,VSMD,VSMG,DENPART,CKSD2,DENCAT2,DR,VP,SP,VL,VG,DENG,VISG,REL2,REG2,DPLG,EL) XA = CAZIN(APPK2,DENL,DENCAT2,CKSD2) CSZ = XA EFEF1 = EFEF(XKINT,CSZ,De,VS,EN,DENL) APPK3 = EFEF1*XKINT ZX = 0 APRIN = 0 CSZX = CSZ*100 CLSX = CLS*100 PRINT *, "LONG. REAC, CONC.SOLIDO, CONC. LIQUIDO" WRITE(7,*)REL2,REG2,DPLG,EL WRITE(7,*) ZX, CSZX, CLSX WRITE(7,*)LHSV,ZX,CSZX,CLSX MODELO DE DIF. ORDINARIAS DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQ-SOL POR ALGORITMO DE RUNGE KUTTA. DO J = 1,1 ZX = ZX+AH RA = RC ( CSZ, DENCAT2, EN, APPK2, DENL ) RK1 = AH*DCLIQ(CLS,CSZ,CKSD2,VL) CN2S = CLS+RK1/2 RK2 = AH*DCLIQ(CN2S,CSZ,CKSD2,VL) CN3S = CLS+RK2/2 RK3 = AH*DCLIQ(CN3S,CSZ,CKSD2,VL) CN4S = CLS+RK3 RK4 = AH*DCLIQ(CN4S,CSZ,CKSD2,VL) CLS = CLS+(RK1+2*RK2+2*RK3+RK4)/6 CSZ = CLS-(RA/CKSD2) APRIN = APRIN+J IF(APRIN.EQ.AINT)GOTO 100 GOTO 200 variables de salida para graficar zx, csz, cls WRITE(7,*)ZX,CSZ,CLS APRIN = 0 ENDDO IF(ZX.LE.ZE)GOTO 30 WRITE(7,*)SLHV,EFICAS CSZY = CSZ*100 CLSY = CLS*100 WRITE(6,*)SLHV,CSZX,CSZY,CLSY SLHV = SLHV+0.5 ENDDO

WRITE(7,*)EFICAS,APPK,APPK2 T = T+10 SLHV = 1 ENDDO WRITE(7,*)DP2,EB2,DENCAT2 STOP END MODELO DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQUILDO-SOLIDO FUNCTION DCLIQ(CLS,CSZ,CKSD,VL) DCLIQ = -CKSD*(CLS-CSZ)/VL RETURN END PROPIEDADES DE FLUJOS VISC, VEL. SUPER. MAS., REYNOLD DE GAS Y LIQ. SUBROUTINE FLUJOS(REL,REG,VISL,VISG,AT,VCAM,DENL15,DENG15,T,P,SLHV,API,DP,DENL,DENG,VL,VG,REHC,VSMD,VSMG) FVD = SLHV*VCAM FVG = FVD/158987.2949*REHC*28.3168*760/580 FMD = FVD*DENL15/3600 FMG = FVG*DENG15/3600 PRINT *," FVD FVG FMD FMG" WRITE (7,*)FVD,FVG,FMD,FMG VELOCIDAD SUPER MASICAS DEL LIQUIDO Y GAS VSMD = FMD/AT VSMG = FMG/AT VISCOSIDADES DEL LIQUIDO Y GAS TR = (32+1.8*(T))+460 A1 = 10.313*(LOG10(TR-460))-36.447 VISL = 3.141E8*((TR-460)**(-3.444))*((LOG10(API))**A1) VISG = 0.000026693*(2*(T+273))**0.5/(2.915**2*0.7746) REYNOLDS DEL LIQUIDO Y GAS REL = DP*VSMD/VISL REG = DP*VSMG/VISG VL = VSMD/DENL VG = VSMG/DENG PRINT *," DENL DENG VISL VISG REL REG VSMD VSMG" WRITE (7,*) DENL, DENG, VISL, VISG, REL, REG, VSMD, VSMG RETURN END PROPIEDADES DEL LECHO CATALITICO SUBROUTINE CAMACATAL(ATV,DR,DP,DENL,VISL,REL,RELAV,DENCAT) FRACCION DE ESPACIO VACIO EN LA CAMA EB=1-(DENCAT/1.56) PRINT *," EB " WRITE (7,*)EB HOLDUP DEL LIQUIDO EL = 9.9*(REL**0.333)*(((DP**3)*980*(DENL**2)/(VISL**2))**-0.333) AREA TOTAL DE LA CAMA AREA ENTRE VOLUMEN DEL REACTOR

ATV = (6*(1-EB))/DP RELAV = REL/(DP*ATV) RETURN END CONSTANTE DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQ-SOLIDO SUBROUTINE CONSKSA(DA,ATV,RELAV,VISL,DENL,CKS,DD,CKSD,CKSHS,DHS) CKSD = 1.8*DD*(ATV**2)*(RELAV**0.5)*((VISL/(DENL*DD))**0.333) RETURN END EFECTOS DEL FLUJO EN LA CAMA CATALITICA SUBROUTINE EFECTS(DP2,EB2,DD,VISL,DENL,VSMD,VSMG,DENPART,CKSD2,DENCAT2,DR,VP,SP,VL,VG,DENG,VISG,REL2,REG2,DPLG,EL) FRACCION HUECA DE CAMA, RELACC A/V VS = VP/SP DP = 6*VS EB = 0.38+0.0713*(1+(DR/DP-2)**2/(DR/DP)**2) DENCAT2 = DENPART*(1-EB) ATV = (6*(1-EB))/DP RELAV = VSMD/(VISL*ATV) CAIDA DE PRESION EN LA FASE LIQUIDA Y GAS DP/L DPL = (( 143*( 1-EB )**2 * VL * VISL ) / ( EB **3 * DP**2 ) ) + ( 3.1*( 1-EB ) *VL**2* DENL ) / ( EB **3*DP ) DPG = ( ( 143*( 1-EB )**2* VG*VISG ) / ( EB**3*DP**2 ) ) + ( 3.1*( 1-EB ) *VG**2*DENG ) / ( EB**3*DP ) RLG = ( DPL/DPG)**0.5 RLOG = 0.4167 / ( 0.666 + LOG( RLG ) ) DPTOTAL = DPL+ DPG CAIDA DE PRESION EN L-G EN (Pa) DPLG=10*(DPL+DPG)*(10**RLOG) HOLDUP TOTAL EL = 0.185*EB*ATV**0.333*RLG**0.22 NUMERO DE REYNOLDS REL = DP*VSMD/VISL REG = DP*VSMG/VISG VL = VSMD / DENL VG =VSMG / DENG COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA L-S (Ka S ) CKSD21 = ATV*(0.8/EL)*(DD/DP)*REL**0.5*(VISL/(DENL*DD))**0.333 CKSD2 = 1.8*DD*(ATV**2)*(RELAV**0.5)*((VISL/(DENL*DD))**0.333) A2 =2*DD / DP**2*( 1- ( EL / EB ) ) EB2 = EB DP2 = DP REL2 = REL REG2 = REG PRINT *," DP EB EL DPL DPG DPLG CKSD21 DPTOTAL " WRITE(7,*) DP, EB, EL, DPL, DPG, DPLG, CKSD21, DPTOTAL RETURN END

DIFUSION DE HIDROGENO, DIESEL AZUFRADO, AC SULF. SUBROUTINE DIFUS(DA,DD,De,DENL15,VISL,T,DENL,DENG15,TPEB,PMD,DHS) D poro = 0.00000000468 V poro = 0.49 VH = 0.285*(65)**1.048 VHS = 0.285*(98.5)**1.048 VCL = 63.43*PMD*0.0075214*(TPEB**0.2896)*DENL15**(-0.7666) VL = 0.285*( VCL**1.048 ) DA =8.93E-8*VL**0.267*( T + 273 ) / ( ( VH**0.433)*VISL*100 ) DD = 8.93E-8*VL**0.267* ( T + 273 ) / ( VL**0.433*VISL*100 ) DHS = 8.93E-8*VL**0.267*( T + 2 73 ) / ( ( VHS**0.433 )*VISL*100) DKD = 10000*97*dporo*( T / PMD )**0.5 DDT = 1 / ( 1 / DD + 1 / DKD ) De = DDT * V poro / 4 RETURN END CORRELACION DE DENSIDAD DEL LIQUIDO SUBROUTINE DENSID(T6,P,DENL15,DENL) P1=14.7*P T1=( T6 * 1.8 ) + 492 DEN0 = DENL15 * 63.43 DDENP = ( 0.167 + 16.181 * ( 10** ( -0.0425 * DEN0 ) ) ) * ( P1 / 1000 ) - ( 0.01 * ( 0.299 + 263 * ( 10** (-0.0603 * DEN0 ) ) ) * ( P1 / 1000 )**2 ) DDENT = ( 0.0133 + 152.4 * ( DEN0 + DDENP )**( -2.45 ) ) * ( T1-520 )-( ( 8.1E–6 ) - 0.0622 * ( 10** ( -0.764 * ( DEN0 + DDENP ) ) ) ) * ( T1-520 )**( 2 ) DENL = ( DEN0 + DDENP – DDENT ) / 63.43 RETURN END VELOCIDAD DE REACION POR LEY DE POTENCIA FUNCTION RC ( CSZ, DENCAT, EN, APPK, DENL ) APP1 = APPK / ( DENL * 3600 ) RC = DENCAT*APP1*CSZ**EN RETURN END CONCENTRACION INICIAL DE AZUFRE EN EL SOLIDO RELACION DE TRANSFERENCIA DE MASA LIQ-SOL CON REACCION NEWTON RAPSON FUNCTION CAZIN(APPK,DENL,DENCAT,CKSD) DIMENSION X1(10) CONS = APPK*DENCAT / ( DENL*3600*CKSD ) X1(1) = 0.001 DO I = 1,40 J = I + 1 X1(J) = X1 (I) - ( ( LOG ( 0.01616 - X1 ( I ) ) – LOG (CONS)-( 2.4 *LOG(X1( I ) ) ) ) ) / ((-1/(0.01616-X1(I) ) )-2.4 / X1(I) ) ERR=((X1(J)-X1(I))/X1(J)) CAZIN=X1(J) A = 0.001 IF ( ABS ( ERR ) .LT.A )GOTO 200 ENDDO RETURN END

ECUACION DE ESTADO R-W POR MET. NEWTON RAPSON SUBROUTINE ECESTRW(X3,T,P) DIMENSION X1(10) X1( 1 ) = 1025 T1 = T + 273.15 A = 0.42748 * ( 83.14 )**2*( 33.2 )**2.5 / 89.4 B = 0.08664*83.14*33.3/89.4 RTP = 83.14*T1/P CRTb = RTP+b ATP = A / ( T1**0.5*P ) DO I = 1,40 J = I + 1 X1(J) = X1(I)-(-X1(I)+CRTb-( ATP*X1(I)-( ATP*B ) ) / ( X1(I)**2+B*X1(I) ) ) / (-1-( ATP*X1(I)**2 + ( 3*ATP )*X1(I) + ( ATP*B**2 ) ) / ( X1(I)**2 + B*X1(I) )**2) ERR = ((X1(J)-X1(I))/X1(J)) X3 = (1/X1(J))*2.016 A = 0.001 IF ( ABS ( ERR ) .LT.A )GOTO 300 ENDDO 300 RETURN END EFICACIA DE LA PARTICULA SUBROUTINE EFIC(VS,CSZ,DENCAT,EN,APPK,DD,De,VP,SP,EFICAS,DENL,DP,DA,EB,PMD,T,XKINT,APPK2,THIEMAC,EFF) CKPP = APPK / ( DENL*3600 ) THIEMAC = ( 0.03699 )**2*( ( EN + 1 ) / 2 ) *CKPP*CSZ**( EN – 1 ) / De EFICAS = TANH ( THIEMAC ) / THIEMAC XKINT = APPK / EFICAS YKINT = XKINT / ( DENL*3600 ) TH = ( Vp / Sp )*( ( ( EN + 1 ) / 2 )*YKINT*CSZ**( EN – 1 ) / De ) **0.5 EFF = TANH ( TH ) / TH APPK2 = EFF * XKINT RETURN END FUNCTION EFEF ( XKINT, CSZ, De, VS, EN, DENL ) YKINT = XKINT / ( DENL*3600 ) TH = ( VS ) * ( ( ( EN + 1 ) / 2 ) * YKINT * CSZ ** ( EN – 1 ) / DE ) **0.5 EFEF = TANH(TH)/TH RETURN END

Análisis de Resultados

Propiedades físicas de la carga de Diesel Densidad de los fluidos dentro del reactor de goteo.

Antes de comenzar con el análisis de los resultados se debe mencionar que el

intervalo de temperatura de simulación para el proceso de Hidrodesulfuración de

Diesel está comprendido entre 340 a 400 °C con un incremento de 10°C para una

simulación diferente y una presión de operación de 54.2 Kg/cm2 con espacios

velocidad de 1 hasta 3.

En la gráfica 4.1 se puede observar que conforme la temperatura de operación

tiene un incremento, la densidad del Diesel y del gas tiende a disminuir; se debe

recordar que la densidad es una propiedad intensiva y por lo cual, no depende de

la cantidad y/o volumen para la determinación de la misma. De igual manera, el

Hidrógeno requerido para efectuar la operación presenta el mismo

comportamiento de disminución en la propiedad citada al incremento de la

temperatura. ( figura 4.2 )

0.685

0.69

0.695

0.7

0.705

0.71

0.715

0.72

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Den

sida

d ( g

/cm

^3

Figura 4.1 Densidad de Diesel contra Temperatura

0.0019

0.00195

0.002

0.00205

0.0021

0.00215

0.0022

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Den

sida

d de

Hid

róge

no (

g/cm

^3)

Figura 4.2 Densidad de Hidrógeno contra Temperatura.

Viscosidad de los fluidos La viscosidad de cualquier fluido de carácter orgánico es una propiedad de

resistencia que presentan los líquidos al desplazarse, y por lo tanto, cuanto mayor

es la viscosidad, más lento es el flujo del líquido.

La viscosidad de un líquido está directamente relacionada con la temperatura y,

por esta razón se puede notar en la figura 4.3 que la viscosidad del Diesel

disminuye al incrementar su temperatura de operación.

0.0024

0.0026

0.0028

0.0030

0.0032

0.0034

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Visc

. ( g

/cm

seg

)

Figura 4.3 Viscosidad de Diesel contra Temperatura

0.00185

0.0019

0.00195

0.002

0.00205

0.0021

0.00215

0.0022

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Visc

. ( g

/cm

seg

)

Figura 4.4 Viscosidad de Hidrógeno contra Temperatura

Número de Reynolds de los fluidos. Para el análisis del número del Número de Reynolds, es necesario tener en cuenta

las variables de las cuales depende esta propiedad; estas variables son: densidad

del fluido, velocidad, diámetro; cuyo valor corresponde al tamaño del reactor por

el cual incide el Hidrocarburo (este dato se mantendrá constante en toda la

trayectoria del fluido) y la viscosidad del fluido.

La densidad y la viscosidad son inversamente proporcionales a la temperatura y

por lo tanto se debe asumir que mientras la temperatura aumenta, la densidad y la

viscosidad disminuyen, permitiendo con esto que la velocidad del fluido

incremente su valor y esto se manifiesta en el valor del número de Reynolds. Por

lo tanto, se puede determinar si el flujo es laminar o turbulento. Para este estudio

se asume que el tipo de flujo corresponde al tipo laminar. ( ver figuras 4.5 y 4.6 )

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

No.

de

Rey

nold

s

SLHV = 1SLHV = 1.5SLHV = 2SLHV = 2.5SLHV = 3

Figura 4.5 No. de Reynolds de Diesel contra temperatura.

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

No.

de

Rey

nold

s

SLHV = 1SLHV =1.5SLVH=2SLHV=2.5SLVH=3

Figura 4.6 No. de Reynolds del Hidrógeno contra Temperatura Propiedades de Transporte de la carga de Diesel. Flujos de la carga de Diesel e Hidrógeno. Dentro del desarrollo y ejecución del simulador es posible calcular tanto el flujo de

Diesel como la de Hidrógeno con los que opera el reactor de goteo. Se puede

observar que el Flujo Volumétrico de Diesel se encuentra en una relación directa

con respecto al espacio-velocidad, esto se debe a la relación existente entre el

volumen de carga de Diesel a la entrada del reactor con respecto a la capacidad

del reactor. En cuanto al flujo volumétrico de hidrógeno se requiere una cantidad

fija la cual puede ser cuantificada para cada carga de Diesel.

Es importante mencionar que los flujos de Diesel y de Hidrógeno no tienen una

relación con las condiciones de temperatura y que las mediciones de los flujos de

Diesel e Hidrógeno fueron cuantificados previamente a su alimentación al reactor

de goteo a 20°C y a una presión de 585 mmHg. ( ver tabla 4.1 )

LHSV FVD (cm3/seg)

FVG (cm3/seg)

FMD (g/seg)

FMG (cm3seg)

FLUX D (g/segcm2)

FLUX G (g/segcm2)

1 100 46.67 2.41E-02 8.19E-04 4.76E-03 1.62E-04 1.5 150 70.0146 3.62E-02 1.23E-03 7.14E-.3 2.43E-04 2 200 93.3528 4.82E-02 1.64E-03 9.52E-03 3.23E-04

2.5 250 116.691 6.03E-02 2.05E-03 1.19E-02 4.04E-04 3 300 140.0292 7.24E-02 2.46E-03 1.43E-02 4.85E-04

FVD. Flujo volumétrico de diesel.. FMD Flujo másico de diesel FVG. Flujo volumétrico de hidrógeno. FMG Flujo másico de hidrógeno

Tabla 4.1 Datos de Flujo Volumétrico; Flujo Másico y Flux para Diesel e Hidrógeno. Cuando un fluido de baja viscosidad se desplaza con una velocidad uniforme

sobre una superficie, por ejemplo, sobre una placa plana, la velocidad disminuye

casi hasta cero en la superficie de la misma. Esta disminución en la velocidad

ocurre en una pequeña capa del fluido denominada capa límite o de frontera. El

flujo en esta capa puede ser laminar o turbulento, y la transición se calcula

basándose en el valor del número de Reynolds de la longitud.

Se debe observar que para una misma temperatura pero diferente espacio

velocidad el valor del Número de Reynolds aumenta a mayor LHSV, en cuanto al

Diesel se refiere. Mientras que para la fase gaseosa se tiene una ligera tendencia

de disminución conforme incrementa la temperatura. ( ver figuras 4.5 y 4.6 )

Caída de Presión dentro del Reactor. La caída de presión esta en función de la velocidad de los fluidos; por lo tanto, la

caída de presión total corresponde a la suma de la caída de presión del diesel y

del hidrógeno.

Analizando el comportamiento de caída de presión de cada una de las fases se

tiene que para una misma temperatura pero diferente LHSV el valor de la caída

de presión es mayor en el Diesel y tiene una tendencia hacia la disminución a

medida que se incrementa la temperatura manteniendo constante el LHSV. ( figura

4.7 y 4.8 )

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Caí

da d

e Pr

esió

n ( P

a )

SLHV=1SLHV=1.5SLHV=2SLHV=2.5SLHV=3

Figura 4.7 Caída de presión de Diesel contra Temperatura.

Para la fase gaseosa, se observa una ligera tendencia de incremento para cada

uno de los respectivos valores de LHSV mientras que la temperatura de operación

incrementa también.

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0.14

0.16

0.18

0.20

0.22

0.24

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Caí

da d

e Pr

esió

n ( P

a)

SLHV= 1SLHV=1.5SLHV=2SLHV=2.5SLHV=3

Figura 4.8 Caída de presión del Hidrógeno contra temperatura

Una vez que se obtienen las gráficas de diferencia de presión para cada fase, se

puede analizar el comportamiento de la caída de presión total y en ella se observa

que se mantiene la tendencia de disminución a medida que la temperatura de

operación aumenta, esto se debe a que el gradiente de mayor caída de presión lo

proporciona el diesel; sobre todo cuando se analizan los datos a un espacio

velocidad de 3.0. ( ver figura 4.9 )

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Caí

da d

e Pr

esió

n ( P

a )

SLHV=1SLHV=1.5SLHV= 2SLHV=2.5SLHV= 3

Figura 4.9 Caída de Presión Total contra Temperatura. Fracción de Líquido retenido por el Catalizador. La efectividad del catalizador es un factor de retención que adquiere una gran

importancia, debido a que con este se puede determinar la eficiencia de la especie

catalítica. Se puede apreciar en la gráfica 4.10 que los valores de retención de

Diesel son muy similares entre sí aún estando a diferente espacio-velocidad, esto

se encuentra ligado con la baja caída de presión que se tiene por parte del líquido,

además de que la tendencia de este valor es a disminuir mientras incrementa la

temperatura; esto puede atribuírsele al comportamiento del fluido de acuerdo a su

viscosidad; es decir, si el fluido tiene caída libre dentro del reactor su velocidad

descendente incrementará teniendo menor tiempo de contacto con el lecho

catalítico

0.2260

0.2280

0.2300

0.2320

0.2340

0.2360

0.2380

0.2400

340 350 360 370 380 390 400

Temperatura ( C )

Die

sel r

eten

ido SLHV = 1.0

SLHV = 1.5SLHV = 2.0SLHV = 2.5SLHV = 3.0

Figura 4.10 Retención de Diesel contra Temperatura.

Espacio-velocidad y Constante de Transferencia de masa ( CKSD ). Al tener una reacción se debe considerar una constante de transferencia de masa,

la cual nos permite cuantificar la transferencia de masa de acuerdo a la interacción

entre las fases presentes; siendo en este caso las de mayor importancia la fase

sólida (lecho catalítico) y la fase líquida (Diesel).

Se puede observar en la figura 4.11 que el valor de la constante de transferencia

de masa aumenta con un espacio-velocidad mayor, esta tendencia se presenta de

igual manera en cualquiera de las temperaturas con las cuales se realizó la

simulación y los valores de las constantes aquí presentadas corresponden a los

valores promedio para cada uno de los espacios-velocidad.

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

1 1.5 2 2.5 3

LHSV

CK

SD

Figura 4.11 Constante de Transferencia de masa de Diesel contra Espacio-velocidad.

Espacio velocidad contra Num. De Reynolds de la carga de Diesel.

En la figura 4.12 se puede observar que el comportamiento que tiene el número de

Reynolds con respecto al LHSV es de incrementar su valor conforme aumenta la

temperatura de operación del reactor; es decir, que el mayor valor de Número de

Reynolds lo presenta la carga de Diesel cuando se somete a una temperatura de

400 °C.

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1 1.5 2 2.5 3

LHSV

No.

de

Rey

nold

s340

350

360

370

380

390

400

Figura 4.12 No. de Reynolds de Diesel contra LHSV.

Caída de Presión Total y Constante de transferencia de masa. En la figura 4.13 se puede observar la caída de presión se encuentra relacionada con la

constante de transferencia de masa entre la fase sólida; comprendida por el catalizador, y la

fase líquida, que corresponde a la carga de Diesel; también se puede notar que a mayor

temperatura de operación se tienen los mayores datos de caída de presión y mayor

transferencia de masa. Se puede interpretar este fenómeno como aquella fuerza dentro del

reactor bajo la cual se tienen sometidas a las fases existentes, lo cual las obliga a tener una

mayor interacción entre sí.

De la figura 4.33 a 4.35 se presenta una comparación del Diesel y del Aceite

Cíclico Ligero en las cuales se pretende observar que tan similares o diferentes

son los valores de caída de presión total dentro del reactor, líquido retenido por los

catalizadores; y constante de transferencia entre las fases (CKSD) ya que de

acuerdo con la efectividad del proceso de hidrotratamiento estos son los factores

de mayor importancia.

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410

Temperatura ( C )

Caí

da d

e pr

esió

n to

t. (P

a)

ACL, 1, 2250

ACL, 1.5. 1350

DIESEL, 1, 2000

DIESEL, 1.5, 2000

Figura 4.33. Caía de Presión total contra Temperatura de ACL y Diesel.

En la figura 4.33 se puede apreciar que, en primer lugar el intervalo de

temperatura de operación de acuerdo con cada uno de los hidrocarburos no es el

mismo, mientras que para el ACL comienza en 326°C y finaliza en 382°C para el

Diesel comienza en 340°C y termina en 400°C. Por tal motivo nuestra sección de

comparación entre la caída de presión que se tiene en para cada fluido esta

comprendida entre 343°C y 382°C ya que únicamente en este segmento de

intervalo de temperatura de operación se puede efectuar el análisis.

También es necesario mencionar que únicamente se tienen los datos de Diesel

con un LHSV de 1 y 1.5, al igual que para el ACL.

Se puede observar que el Diesel es el hidrocarburo que presenta los menores

valores en caída de presión y que mientras más pequeño sea el LHSV menor

variación de presión se tendrá en el hidrocarburo a la salida del reactor con

respecto a la entrada. Este fenómeno se puede atribuir a que la velocidad de

alimentación de los fluidos líquido y gaseoso se mantiene quasi-constante desde

su alimentación, en el momento de interactuar entre sí y al salir por la parte inferior

del reactor.

Otro factor que permite hacer esta suposición en primer lugar a las velocidades de

los fluidos es la relación de H2/HC ya que esta es constante en el manejo del

Diesel al realizar la simulación del proceso de hidrotratamiento a cualquier

temperatura.

En la figura 4.34 se muestra la comparación de los valores de líquido retenido por

la cama catalítica utilizada para cada tipo de hidrocarburo. Es posible verificar que

el ACL presenta los mayores valores de retención de líquido y se debe mencionar

que se incrementa el LHSV mientras que el valor del líquido retenido es mayor;

esto puede ocurrir debido a que la cantidad de ACL es mayor; y a nivel molecular;

se puede decir que hay una mayor área de contacto entre la fase líquida y sólida

además de la fuerza que ejerce el Hidrógeno sobre las partículas del líquido, el

cual las conlleva a tener mayor interacción de la fase líquida con el catalizador.

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410

TEMPERATURA ( C )

LIQ

. RET

ENID

OACL, 1, 2250

ACL, 1.5, 1350

Figura 4.34 ACL y Diesel retenido contra Temperatura.

En la figura 4.35 se denota la comparación entre las constantes de transferencia

de masa en los catalizadores utilizados para cada hidrocarburo, en la figura se

puede observar que el mayor valor de la constante es para el Diesel, lo cual se

debe en primer lugar a que se está simulando su operación con un espacio

velocidad de 1.5 y además que la relación de H2/HC es mayor si se compara esta

con la que cuenta el ACL al simular su operación con el mismo valor de LHSV.

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410Temperatura ( C )

CK

SD

ACL, 1, 2250ACL, 1.5, 1350DIESEL, 1, 2000DIESEL, 1.5, 2000

Figura 4.35 CKSD contra Temperatura.

En las Figuras 4.36 y 4.37 se hace una comparación entre el comportamiento de

la concentración de azufre en las cargas de Diesel y ACL con su respectivo

catalizador. Se debe mencionar que el análisis realizado entre estos dos

hidrocarburos está hecho bajo un mismo espacio velocidad.

Se puede observar que la longitud con la que cuenta el reactor de Diesel es mayor

que la longitud que presenta el reactor de ACL y esto se debe a efectos de

eficiencia únicamente.

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

0 5 10 15 20 25

Longitud ( cm )

% A

zufr

e en

HC

DIESEL 1.0

DIESEL 1.5

DIESEL 2.5

Figura 4.36 % de Azufre en Diesel contra Longitud del Reactor

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 5 10 15 20 25

Longitud ( cm )

% A

zufr

e en

HC

ACL 1.0

ACL 1.5

ACL 2.5

Figura 3.37 % de Azufre en ACL contra Longitud del Reactor.

IMPACTO

En los procesos industriales existen problemas de transporte en las diferentes

fases principalmente en el reactor catalítico. La utilización de simuladores

matemáticos es una herramienta muy practica y económica de analizar el

mejoramiento de los procesos industriales, donde son usualmente para describir el

comportamiento de procesos catalíticos en planta piloto para hidrodesulfuración

de cargas reales como diesel, aceite cíclico ligero y mezclas de estos

hidrocarburos derivados de diferentes tipos de crudos.

Así también se derivan trabajos de divulgación científica como:

• Tesis profesional.

• Difusión científica nacional en congresos de investigación

• Servicio social (Para que los jóvenes de ingeniería apoyen con sus

conocimientos y conozcan la investigación aplicada a procesos

industriales).