Evaluación Del Procesamiento De Nafta Pesada Del Proyecto Conversión Profunda En La Unidad De Reformación Catalítica De La Refinería Puerto La Cruz

UNIVERSIDAD DE ORIENTE NÚCLEO DE ANZOÁTEGUI ESCUELA DE INGENIERÍA Y CIENCIAS APLICADAS DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA

EVALUACIÓN DEL PROCESAMIENTO DE NAFTA PESADA DEL PROYECTO CONVERSIÓN PROFUNDA EN LA UNIDAD DE REFORMACIÓN CATALÍTICA DE LA REFINERÍA PUERTO LA CRUZ Realizado por: BR. IROSKA JOSMAR LÓPEZ MADAIL

Trabajo de Grado presentado ante la Universidad de Oriente como requisito parcial para optar al título de:

INGENIERO QUÍMICO

Puerto La Cruz, junio de 2017

UNIVERSIDAD DE ORIENTE NÚCLEO DE ANZOÁTEGUI ESCUELA DE INGENIERÍA Y CIENCIAS APLICADAS DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA

EVALUACIÓN DEL PROCESAMIENTO DE NAFTA PESADA DEL PROYECTO CONVERSIÓN PROFUNDA EN LA UNIDAD DE REFORMACIÓN CATALÍTICA DE LA REFINERÍA PUERTO LA CRUZ

ASESORES

_______________________________ _______________________________ Ing. Químico. Yaneis Obando (M. Sc.)

Ing. Químico. Luis González

Asesor académico

Asesor industrial

Puerto La Cruz, junio de 2017

UNIVERSIDAD DE ORIENTE NÚCLEO DE ANZOÁTEGUI ESCUELA DE INGENIERÍA Y CIENCIAS APLICADAS DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA

EVALUACIÓN DEL PROCESAMIENTO DE NAFTA PESADA DEL PROYECTO CONVERSIÓN PROFUNDA EN LA UNIDAD DE REFORMACIÓN CATALÍTICA DE LA REFINERÍA PUERTO LA CRUZ

JURADO

_______________________________ Ing. Químico. Yaneis Obando (M. Sc.) Asesor académico

_______________________________

_______________________________

Ing. Químico. Arturo Rodulfo (M.Sc)

Dra. Shirley Marfisi

Asesor académico

Asesor industrial

Puerto La Cruz, junio de 2017

RESOLUCIÓN

DE ACUERDO AL ARTÍCULO 41 DEL REGLAMENTO DE TRABAJO DE GRADO DE LA UNIVERSIDAD DE ORIENTE: “LOS TRABAJOS DE GRADO SON DE LA EXCLUSIVA PROPIEDAD DE LA UNIVERSIDAD DE ORIENTE Y SOLO PODRÁN SER UTILIZADOS A OTROS FINES CON EL CONSENTIMIENTO DEL CONSEJO DE NÚCLEO RESPECTIVO, QUIEN DEBERÁ PARTICIPARLO PREVIAMENTE AL CONSEJO UNIVERSITARIO, PARA SU AUTORIZACIÓN”

iv

DEDICATORIA

Dedico este importante logro principalmente a Dios todo poderoso por ser mi guía y mi luz en los momentos difíciles y oscuros. Gracias mi Dios.

A mi madre por su sacrificio y por siempre estar a mi lado apoyándome en los buenos y malos momentos vividos en el transcurso de mi carrera, por ser ese pilar fundamental en la consecución de esta meta. Gracias Mamá.

A todas aquellas personas: familiares, amigos y profesores que de una u otra manera han influido en mi formación profesional y han estado siempre a mi lado. Gracias a todos.

v

AGRADECIMIENTOS

A Dios, por brindarme la fortaleza para seguir siempre adelante y ser perseverante ante los obstáculos que se me presentaron durante la elaboración de la tesis.

A mi madre, por tener la paciencia del mundo y estar siempre a mi lado en todo el largo trayecto de mi carrera.

A mis tíos Lao y Alberto, por ser incondicionales e inspirarme a estudiar ingeniería.

A mi tía Armanda.

A mi tío Oswaldo, por brindarme ayuda académica en el desarrollo de la tesis.

A los Sres. Daniel Velázquez y Noel Matos, por la ayuda brindada durante el periodo de pasantías en la refinería.

A mis asesores industriales Rosa Arismendi y Luis González, por darme la oportunidad de realizar este trabajo que hoy me hace ser Ingeniero. Gracias por la gran experiencia adquirida y por toda la ayuda recibida.

A mi asesora académica Yaneis Obando, por aceptarme como su tesista, ayudarme y ser guía indispensable en la ejecución de la tesis.

vi

Al sr. Herber Villar, por toda la colaboración en la realización de este trabajo.

A todos mis compañeros de pasantías, por los buenos momentos compartidos.

A PDVSA - Refinería Puerto la Cruz, por abrirme las puertas y darme la oportunidad de completar mi formación profesional.

A la Universidad de Oriente, por permitirme formar parte de su casa de estudios.

A todos los profesores que conforman el departamento de Ing. Química, por los conocimientos y enseñanzas que me trasmitieron a lo largo de mi carrera.

vii

CONTENIDO

RESOLUCIÓN ................................................................................................iv DEDICATORIA ............................................................................................... v AGRADECIMIENTOS .....................................................................................vi CONTENIDO ................................................................................................ viii INDICE DE TABLAS ..................................................................................... xiii INDICE DE FIGURAS ....................................................................................xv RESUMEN ................................................................................................... xvii CAPITULO I .................................................................................................. 18 EL PROBLEMA ............................................................................................. 18 1.1 Planteamiento del problema ............................................................... 18 1.2 Refinería puerto la cruz (RPLC).......................................................... 20 1.3 Proyecto conversión profunda ............................................................ 24 1.3.1 Objetivos del proyecto conversión profunda ................................ 26 1.3.2 Alcance ........................................................................................ 26 1.3.3 Ubicación ..................................................................................... 27 1.4 Objetivos ............................................................................................. 30 1.4.1 Objetivo general .......................................................................... 30 1.4.2 Objetivos específicos ................................................................... 30 CAPITULO II ................................................................................................. 32 MARCO TEÓRICO ....................................................................................... 32 2.1 Antecedentes ...................................................................................... 32 2.2 Historia del proceso de reformado ...................................................... 34 2.3 Generalidades del proceso de reformación catalítica ......................... 35 2.4 Tecnologías aplicadas al proceso de reformado ................................ 36 2.4.1 Proceso semiregenerativo ........................................................... 37

viii

2.4.2 Proceso con regeneración cíclica ................................................ 39 2.4.3 Proceso con regeneración continua del catalizador .................... 40 2.5 Unidad de reformación catalítica de la refinería puerto la cruz (U-20) 42 2.6 Química del proceso de reformado de nafta en la unidad 20 ............. 43 2.6.1 Reacciones de reformación ......................................................... 43 2.6.2 Catalizador .................................................................................. 48 2.6.3 Reacciones de regeneración del catalizador ............................... 51 2.7 Variables importantes en la sección de reformación .......................... 53 2.7.1 Temperatura del reactor .............................................................. 53 2.7.2 Velocidad espacial ....................................................................... 55 2.7.3 Relación de hidrógeno/hidrocarburo, H2/HC ................................ 56 2.7.4 Presión del reactor ...................................................................... 56 2.7.5 Aditivos de la alimentación .......................................................... 57 2.8 Características de la alimentación a procesar en la U-20 ................... 58 2.8.1 Destilación ASTM ........................................................................ 58 2.8.2 Gravedad °API............................................................................. 60 2.8.3 Análisis PONA ............................................................................. 61 2.8.4 Análisis de impurezas .................................................................. 63 2.9 Características del reformado ............................................................. 64 2.9.1 Rendimiento ................................................................................ 65 2.9.2 Presión de vapor reid (RVP) ........................................................ 66 2.9.3 Contenido de benceno................................................................. 66 2.9.4 Número de octano ....................................................................... 66 2.9.5 Punto final de ebullición (EBP) .................................................... 67 2.10 Descripción del diagrama de flujo de proceso de la unidad 20 de la RPLC ........................................................................................................ 67 2.10.1 Sección de alimentación ............................................................ 68 2.10.2 Sección de reacción .................................................................. 68 2.10.3 Sección de separación .............................................................. 69 ix

2.10.4 Sección de recontacto ............................................................... 69 2.10.5 Sección de recuperación de livianos (recovery plus) ................. 70 2.10.6 Sección del desbutanizador....................................................... 72 2.11 Descripción del proceso de regeneración continúa del catalizador (CCR) en la U-20 ..................................................................................... 72 2.11.1 Quema de coque, cloración, secado y enfriamiento del catalizador ............................................................................................ 73 2.11.2 Zona de quemado ..................................................................... 73 2.11.3 Zona de secado ......................................................................... 73 2.11.4 Tolva de cierre ........................................................................... 74 2.12 Reactor de la unidad de reformación catalítica (U-20) ...................... 74 2.13 Horno de la unidad de reformación catalítica (U-20)........................ 76 2.14 Programa de simulación PRO/II ....................................................... 77 2.15 Programa aspem PIMS..................................................................... 78 2.16 Programa aspen process explorer .................................................... 79 CAPÍTULO III ................................................................................................ 81 DESARROLLO DEL TRABAJO .................................................................... 81 3.1 Definición de la futura calidad de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto de conversión profunda de la refinería puerto la cruz ..................................................................... 81 3.1.1 Descripción de los pasos seguidos para

la construcción del

modelo .................................................................................................. 81 3.2 Estimación de la temperatura WAIT en los reactores según el contenido resultante de naftenos y aromáticos para un octanaje de 100 RONC mínimo .......................................................................................... 88 3.2.1 Velocidad espacial (LHSV) .......................................................... 88 3.2.2 Cantidad de naftenos y aromáticos presentes en la corriente de alimentación de la unidad de reformado catalítico................................ 88 3.2.3 Número de octano (RONC) ......................................................... 89 x

3.3 Determinación del flujo de gas combustible en los hornos de reacción según el WAIT estimado ........................................................................... 92 3.3.1 Paso 1: datos generales .............................................................. 92 3.3.2 Paso 2: definición de los componentes ....................................... 92 3.3.3 Paso 3: método termodinámico ................................................... 93 3.3.4 Paso 4: construcción del diagrama de flujo ................................. 93 3.3.5 Paso 5: definición de las corrientes de flujo................................. 94 3.3.6 Paso 6: datos del equipo ............................................................. 97 3.3.7 Paso 7: corrida de la simulación .................................................. 98 3.4 Estimación del nuevo rendimiento de reformado y el beneficio económico en función del procesamiento de la nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases ........................................................ 99 3.4.1 Estimación del nuevo rendimiento de reformado ......................... 99 3.4.2 Estimación del beneficio económico en función del procesamiento de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases .... 101 CAPÍTULO IV.............................................................................................. 106 RESULTADOS ............................................................................................ 106 4.1 Definición de la futura calidad de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto de conversión profunda de la refinería puerto la cruz ................................................................... 106 4.1.1 Flujo volumétrico ....................................................................... 107 4.1.2 Gravedad (°API) ........................................................................ 108 4.1.3 Punto inicial de ebullición (IBP) ................................................. 109 4.1.4 Punto final de ebullición (EBP) .................................................. 110 4.1.5 Parafinas, olefinas, naftenos y aromáticos (PONA) ................... 110 4.2 Estimación de la temperatura WAIT en los reactores según el contenido resultante de naftenos y aromáticos para un octanaje de 100 RONC mínimo ........................................................................................ 112

xi

4.3 Determinación del flujo de gas combustible en los hornos de reacción según el WAIT estimado ......................................................................... 114 4.4 Estimación del nuevo rendimiento de reformado y el beneficio económico en función del procesamiento de la nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases ...................................................... 117 CAPÍTULO V............................................................................................... 120 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES .............................................. 120 5.1 Conclusiones .................................................................................... 120 5.2 Recomendaciones ............................................................................ 121 BIBLIOGRAFÍA ........................................................................................... 122 METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO ......... 125

xii

INDICE DE TABLAS

Tabla 2.1 Condiciones básicas de las reacciones de reformación catalítica. 47 Tabla 2.2 Clasificación de la gravedad °API según el tipo de crudo............. 61 Tabla 2.3 Propiedades físicas de la alimentación de la unidad de reformado catalítico. (UOP, 2002) .................................................................................. 64 Tabla 2.4 Propiedades físicas del reformado. .............................................. 65 Tabla 3.3 Propiedades de las corrientes de alimentación de GRU y NHT suministradas para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ............ 86 Tabla 3.4 Ensayo de destilación ASTM-D86 para las corrientes de alimentación de GRU y NHT suministradas para el período de estudio abrilseptiembre del 2015 ..................................................................................... 86 Tabla 3.5 Composición de la corriente de alimentación de gas combustible para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ................................... 96 Tabla 3.6 Composición de la corriente de alimentación de aire ................... 96 Tabla 3.7 Propiedades de las corrientes de alimentación definidas en la simulación del horno de reacción como GC1, S1 y NAFTA1 para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ............................................................ 96 Tabla 3.8 Ensayo de destilación ASTM D-86 para la corriente de alimentación definida en la simulación del horno de reacción como NAFTA1 para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ................................... 97 Tabla 3.9 Especificación general del horno de reacción en el programa PRO/II para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ....................... 98 Tabla 3.10 Estimaciones iniciales de la simulación del horno de reacción en el programa PRO/II para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ... 98 Tabla 3.12 Compra de insumos adquiridos por RPLC para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ............................................................... 103

xiii

Tabla 3.13 Productos vendidos por RPLC para el período de estudio abrilseptiembre del 2015 ................................................................................... 104 Tabla 3.14 Compra de servicios utilizados en U-20 para el período de estudio abril- septiembre del 2015........................................................................... 104 Tabla 3.15 Capacidad de las unidades de proceso que conforman la RPLC para el período de estudio abril-septiembre del 2015 ................................. 104 Tabla 4.1 Propiedades físicas de la alimentación a la U-20, obtenidas mediante la simulación de la mezcla de dos corrientes provenientes de GRU y NHT, y suministradas por RPLC .............................................................. 107 Tabla 4.2 Parámetros para la obtención de la temperatura WAIT fijando un RONC de 100 y un índice de actividad catalítica de 103 ............................ 114 Tabla 4.3 Carga, temperatura WAIT y velocidad espacial suministrada por RPLC para el período de estudio abril-septiembre 2015 para un RON de 97 y un índice de actividad catalítica de 98,4 ..................................................... 114 Tabla 4.4 Flujo de gas combustible a los hornos de reacción según la carga de nafta pesada y temperatura WAIT estimada para una composición de alimentación diferente. ................................................................................ 116 Tabla 4.5 Carga de nafta y temperatura WAIT en función del flujo de gas combustible suministrada por la RPLC para el periodo de estudio abrilseptiembre del 2015 ................................................................................... 116 Tabla 4.6 Rendimiento y función objetivo para el reformado actual y futuro obtenido para los modelos 1 y 2 ................................................................. 118

xiv

INDICE DE FIGURAS

Figura 1.1 Ubicación geográfica de la refinería Puerto La Cruz.................... 22 Figura 1.2 Dieta y productos de la refinería Puerto La Cruz ......................... 23 Figura 1.3 Área Manzanillo ........................................................................... 29 Figura 1.4 Cerro Vellorín ............................................................................... 29 Figura 1.5 Planta GLP .................................................................................. 30 Figura 2.1 Proceso semiregenerativo de lecho fijo para reformado catalítico ...................................................................................................................... 38 Figura 2.2 Proceso con regeneración cíclica para reformado catalítico ........ 40 Figura 2.3 Proceso con regeneración continua del catalizador..................... 41 Figura 2.4 Características de la alimentación, producto y condiciones de reacción en el proceso de reformado catalítico............................................. 43 Figura 2.5 Catalizador R-234 regenerado ..................................................... 49 Figura 2.6 Dinámica de las corrientes en los reactores (UOP, 2012) ........... 76 Figura 2.7 Esquema general del horno de precalentamiento de carga al reactor ........................................................................................................... 77 Figura 3.1 Esquema para el desarrollo del modelo de simulación en PRO/II 82 Figura 3.2 Representación gráfica de las mezcla de las corrientes de alimentación GRU y NHT introducidas al mezclador y corriente de salida (ALIM) en el simulador de procesos PRO/II .................................................. 86 Figura 3.3 Requerimiento WAIT para 1.0 LHSV ........................................... 90 Figura 3.4 Requerimiento WAIT para la corrección del LHSV ...................... 91 Figura 3.5 Representación gráfica de las corrientes de alimentación y de salida para la simulación del horno de reacción en el programa de procesos PRO/II ........................................................................................................... 95

xv

Figura 3.6 Gráfico de rendimiento de reformado vs índice de estabilidad catalítica ...................................................................................................... 100

xvi

RESUMEN

El trabajo realizado consistió en la evaluación del procesamiento de nafta pesada del proyecto Conversión Profunda en la unidad de reformación catalítica de la refinería Puerto La Cruz. Con este fin se procedió a definir la calidad futura de nafta pesada a procesar simulando la mezcla de dos corrientes provenientes de la unidad recuperadora de gases (GRU-88) y la unidad hidrotratadora de nafta (U-19) empleando como herramienta el simulador comercial de procesos PRO/II, donde las propiedades físicas de la alimentación resultante (simulada) se compararon con la alimentación manejada (actual), obteniéndose que la alimentación simulada reflejó índices más favorables en los puntos de ebullición inicial y final, así como también en la composición de parafinas, olefinas, naftenos y aromáticos (PONA) con respecto a la alimentación actual. Para un rango de carga de 17,5 a 35 mil barriles por día (Mbpd) se estimó la temperatura promedio de entrada a los reactores (WAIT) de 912 a 955 °F, mediante gráficas establecidas por el licenciante UOP, resultando en una disminución considerable de la temperatura promedio de entrada al reactor en comparación con la manejada en el período de estudio de abril a septiembre del 2015 (932 a 962 °F para el mismo rango de carga). Por otra parte, se determinó el flujo de gas combustible en los hornos de reacción de 101.860 a 204.120 ft3/h mediante simulación, para el rango WAIT (912 a 955 °F), logrando la reducción del combustible que puede ser aprovechado a futuro para otros procesos de alta demanda como alquilación, craqueo catalítico fluidizado y calderas. Para estimar el nuevo rendimiento del reformado (88,6 % v/v) y el beneficio económico de la empresa (907,32 M$/día) se determinó el índice de estabilidad catalítica para la futura calidad de nafta pesada a procesar (65,6 % v/v), generando así un incremento en la adquisición de componentes de bajo octanaje y costo (gasolina natural jose) (45,81 $/Bbl) en sustitución de componentes de alto valor económico (alquilato importado) (76,68 $/Bbl).

xvii

CAPITULO I EL PROBLEMA

1.1 Planteamiento del problema

La refinería Puerto La Cruz entró en operación en el año 1950, fue construida por la empresa Venezuela Gulf Refining y en la actualidad pertenece a Petróleos de Venezuela S.A (PDVSA), está ubicada en la costa nororiental del país, al este de la ciudad de Puerto La Cruz en el estado Anzoátegui y su principal responsabilidad es la de manufacturar productos derivados del petróleo y gas, que cumplan con requerimientos de calidad y estándares exigidos

por

los

diferentes

sectores

consumidores

nacionales

e

internacionales, bien sea para uso comercial, industrial, eléctrico y transporte. Está misión se cumple a través de la operación eficiente, segura, transparente y comprometida con la protección ambiental, social y el desarrollo del país.

El crecimiento en la producción de crudos pesados y extrapesados en Venezuela y el hecho de que la Faja Petrolífera del Orinoco representa la reserva más grande del mundo referida a estos tipos de crudo, han llevado al estado venezolano a invertir en la adecuación de las refinerías El Palito y Puerto La Cruz, con el proyecto de conversión profunda, el cual pretende con ello asegurar el procesamiento de crudo pesado y extrapesado, aumentando la conversión de destilados y livianos, como por ejemplo: propano, butano, nafta liviana y pesada, combustible jet A1, diésel, y gasóleo de vacío desulfurizado.

19

Con la puesta en marcha de este proyecto, la refinería Puerto La Cruz contará

con

la

tecnología

HDHPLUS

(hidrocraqueo,

destilación

e

hidrotratamiento), el cual es un proceso catalítico desarrollado por INTEVEPPDVSA para la conversión profunda residual atmosférica y de vacío, a productos livianos de elevado valor comercial. El proceso es aplicable a variantes en la alimentación y no tiene limitación en cuanto a la presencia de contaminantes como metales y asfáltenos.

Por lo antes expuesto se planteó la necesidad de realizar la evaluación del procesamiento de la nafta pesada en la unidad de reformación catalítica, debido a que se pretende realizar un cambio de composición en la dieta de la refinería Puerto La Cruz en un futuro e incorporar una corriente proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto de conversión profunda, afectando así la calidad y rendimiento del reformado. La evaluación se realizó con el fin de incrementar el volumen de alimentación a dicha unidad y obtener independencia de la nafta foránea sin dejar de cumplir con las bases de diseño de equipos y requerimiento de calidades en miras al mejoramiento del producto reformado.

De dicha evaluación se obtuvo la calidad de la futura nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU), se estimó la temperatura WAIT en los reactores según el contenido de naftenos y aromáticos resultante para un octanaje de 100 RONC mínimo, determinando el flujo de gas combustible en los hornos de reacción según el WAIT estimado, y finalmente se estimó el nuevo rendimiento de reformado y el beneficio económico en función del procesamiento de la nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases.

20

La importancia de este trabajo radica en la necesidad que tiene la industria petrolera nacional en la incorporación de nuevas tecnologías que permitan la integración de corrientes adicionales a los procesos que se llevan a cabo actualmente, generando mayores beneficios económicos y dándole un valor agregado a estas corrientes que de otra forma hubiesen sido desechadas o vendidas como productos de bajo valor económico, además de la visualización del comportamiento de la unidad de reformado catalítico frente a los cambios que se planean realizar.

1.2 Refinería puerto la cruz (RPLC)

A continuación se muestra un resumen de los hitos más importantes ocurridos en la RPLC. 

1948: La empresa Venezuela Gulf Refining (VENGREF) comienza la construcción de la refinería Puerto la Cruz cuando aún la escasa población de la época vivía en una aldea de pescadores.



1950: Se inicia el funcionamiento de la planta con la unidad de destilación atmosférica número uno (DA-1) para procesar 44 mil barriles por día de crudo (Mbpd), en paralelo a la unidad de destilación atmosférica número tres (DA-3) la cual procesaba 33 Mbpd de crudo.



1956: Se instala la unidad de destilación atmosférica numero dos (DA2), con capacidad para procesar 65 Mbpd, y la unidad de desintegración catalítica con capacidad de 9 Mbpd.



1960: Se modifica el patrón de refinación a un 40% de productos blancos y un 60% de combustible residual, con la puesta en funcionamiento de la unidad de alquilación (2,4 Mbpd).



1962: La unidad DA-2 comienza a procesar 90 Mbpd de crudo.

21



1964: La capacidad de la unidad de desintegración catalítica pasa de 9 a 11 Mbpd. Se instala la unidad de tratamiento de aminas en la planta de alquilación.



1969: Aumenta la capacidad de procesamiento de la DA-1 (60 Mbpd).



1985: Se inicia la construcción de las plantas de control ambiental, la unidad despojadora de aguas agrias, el sistema de tratamiento de gases, la unidad de neutralización de efluentes ácidos y la unidad recuperadora de azufre.



1986: Se activan varias estaciones para el monitoreo de localidad del aire dentro de las zonas de influencia de la planta industrial



1988: Entra en servicio el sistema de tratamiento de gases (STG) para remover de los gases combustibles los compuestos sulfurosos que posteriormente son convertidos en azufre liquido elemental.



1993: Inicia operaciones el sistema de tratamiento de efluentes de proceso (STEP) con capacidad de procesar 7 mil metros cúbicos de aguas industriales.



2000: La capacidad instalada de procesamiento de crudo es de 200 Mbpd.



2001: Se inicia la construcción del proyecto de valorización de corrientes (VALCOR)



2004: Entran en operación las unidades de producción de reformado y diésel hidrotratado de bajo azufre (proyecto VALCOR).

La refinería Puerto La Cruz es uno de los centros de procesamientos de crudo más importantes de PDVSA e integran un circuito de manufactura del petróleo extraído en los campos de los estados Monagas y Anzoátegui. Está ubicada en la costa nor-oriental del país, tiene facilidades de acceso desde el Mar Caribe y está conectada por oleoductos con los campos de producción

22

de Oriente. Por su ubicación estratégica mostrada en la figura 1.1, cumple tres roles principales: 

Suplir la demanda del mercado interno de la región sur-oriental del país.



Colocación de los productos excedentes en el mercado de exportación.



Manejo y distribución de crudos del oriente del país hacia los mercados de exportación y a las otras filiales.

Figura 1.1 Ubicación geográfica de la refinería Puerto La Cruz Esta planta la conforman las instalaciones de Puerto La Cruz, El Chaure y San Roque, con una capacidad nominal para procesar 180 Mbpd de crudo (45 % corresponde a crudo pesado) en sus tres unidades de destilación, de los cuales se obtienen 73 Mbpd de gasolina y nafta, 12 Mbpd de kerosenejet, 43 Mbpd de gasoil y 73 Mbpd de residual, insumos requeridos para la mezcla de combustibles comercializados en los mercados internos y de exportación. Como insumos a proceso se usan principalmente: isobutano,

23

nafta pesada, gasóleo de vació y residuo desparafinado; como insumos a mezclas; gas natural, naftas, alquilato, gasolinas sin plomo y destilados. (PDVSA, 2006)

La dieta de la refinería es variada, así como los productos que se obtienen, tal como se muestra en la figura 1.2.

Figura 1.2 Dieta y productos de la refinería Puerto La Cruz La refinería Puerto La Cruz está conformada por las siguientes unidades de proceso: destilación atmosférica DA-1, DA-2 y DA-3, fraccionamiento de nafta U-3, craqueo catalítico fluidizado (FCC por sus siglas en inglés), alquilación, hidrotratamiento de nafta (NHT por sus siglas en inglés), hidrotratamiento de diésel (HDT por sus siglas en inglés) y reformación con regeneración continua de catalizador (CCR por sus siglas en inglés).

La unidad de destilación atmosférica DA-1 procesa 80 Mbpd de crudo

24

Mesa 30 °API, produciendo corrientes principales de nafta, diésel, jet A-1 y residual. La unidad de destilación atmosférica DA-2, procesa 50 Mbpd de crudo Merey de 16 °API, para obtener nafta, diésel y residual. Por su parte, la unidad de destilación atmosférica DA-3, ubicada en la refinería El Chaure, procesa 37,5 Mbpd de una mezcla de crudo Anaco Wax 42 °API y crudo Santa Bárbara 40 °API para producir nafta, diesel liviano, diesel pesado y residual.

La unidad de fraccionamiento de nafta U-3 está conformada por las unidades separadoras U-051 y U-052, las cuales fueron diseñadas y adecuadas en el proyecto de Valorización de Corrientes (VALCOR) para procesar 46 Mbpd de nafta estabilizada, con lo que produciría unos 26 Mbpd de nafta pesada. La unidad de hidrotratamiento de nafta (NHT), fue diseñada para procesar una carga de 35 Mbpd de nafta pesada, formada por nafta local y nafta foránea. La relación de diseño de nafta local/foránea es de 73/27 % v/v, representando un consumo de nafta local de 26 Mbpd y de nafta foránea de 9 Mbpd.

La unidad de reformación catalítica fue diseñada para procesar 35 Mbpd de nafta hidrotratada, proveniente de la unidad NHT, con un contenido de azufre y nitrógeno inferior a 0,5 ppm. La función principal de esta unidad es la de convertir el contenido de naftenos y parafinas de la nafta hidrotratada (nafta pobre) en compuestos aromáticos de alto octanaje (nafta rica). La nafta reformada es empleada en la mezclas de gasolina. Adicionalmente la unidad produce hidrógeno de alta pureza, el cual es utilizado como insumo para el proceso de hidrotratamiento de diesel. 1.3 Proyecto conversión profunda

25

Es una respuesta a la necesidad de continuar modernizando la refinería Puerto La Cruz con miras a la maximización de procesamiento de crudos pesados, basado en la tecnología de conversión profunda HDHPLUS®/SHP, se mejorará la calidad de productos en acuerdo con las exigencias de calidad tanto del mercado interno como el de exportación y se obtendrá el rendimiento máximo por barril procesado. En el anexo A se puede apreciar el diagrama de bloque del proyecto Conversión Profunda de la refinería Puerto La Cruz.

PDVSA consideró cancelar la fase II del proyecto VALCOR y acometer un

nuevo

proyecto

mediante

la

implantación

de

la

tecnología

HDHPLUS®/SHP a objeto de: 

Incrementar en 112 Mbpd los productos del circuito PDVSA (gasolina, kerosén, jet A-1 y diésel), así como la reducción al mínimo de residuales (5 Mbpd).



Aprovechar las corrientes residuales de las unidades DA-1, DA-2 y DA3.



Maximizar el procesamiento de crudo pesado en la refinería Puerto La Cruz para aumentar la cantidad y calidad de los productos.



Utilizar las tecnologías desarrolladas por PDVSA-INTEVEP, en el procesamiento de crudo pesado y extra-pesado para producir 105 Mbpd y liberar para exportación 31 Mbpd de crudo liviano Mesa 30 °API.

El HDHPLUS® es un proceso catalítico desarrollado por INTEVEPPDVSA para la conversión de residual atmosférico y de vacío (residual pesado) a productos livianos de elevado valor comercial. El proceso es aplicable a una gran variedad de alimentación y no tiene limitación en cuanto

26

a la presencia de contaminantes como metales y asfáltenos. Esta tecnología es una versión actualizada del proceso HDH® (hidrocraqueo, destilación e hidrotratamiento) con disminución significativa en costos de inversión. (PDVSA, 2005)

1.3.1 Objetivos del proyecto conversión profunda

1.

Procesar crudo pesado de la Faja Petrolífera del Orinoco en la Refinería Puerto La Cruz, para cubrir la demanda interna y exportar combustibles que cumplan con las regulaciones del mercado internacional.

2.

Procesar corrientes de fondo (residuales) de las unidades de destilación atmosférica y de vació en Unidades de HDHPLUS/SHP.

3.

Adecuar la calidad de los productos de refinación a los mercados internacionales reduciendo su contenido de azufre.

4.

Aumentar la producción de diésel de bajo contenido de azufre y jet de exportación. (Oliveros, 2008)

1.3.2 Alcance

El proyecto Conversión Profunda incluye la remodelación de las unidades DA-1 y DA-2 para el procesamiento de crudo pesado Merey, la construcción de una unidad de vacío, una unidad de conversión profunda basada en tecnología HDHPLUS®, una unidad de hidroprocesamiento secuencial (SHP) de tecnología AXENS, unidades auxiliares y unidades de servicio. (Oliveros, 2008).

27

1.3.3 Ubicación

Las facilidades y unidades del proyecto Conversión Profunda estarán localizadas en los siguientes puntos: (PDVSA, 2005)

1.3.3.1 Área manzanillo (17 hectáreas) (figura 1.3) 

Producción de aditivo (U-75)



HDHPLUS ® (U-76)



SHP (U-77)



Compresión de hidrógeno (U-78)



Residuo work-up (U-79)



Emergencia quench & blowdown (U-80)



Solidificación de flake (U-81)



Unidad de almacenamiento de slop pesado (U-82)



Unidad de recuperación de hidrógeno (U-87)



Unidad de recuperación de gas (U-88)



Unidad de pet coke (U-96)

1.3.3.2 Noreste del cerro vellorín (13,5 hectáreas) (figura 1.4) 

Producción de hidrógeno (U-83)



Despojamiento de aguas agrias (U-84)



Regeneración de aminas SHP (U-84)



Recuperación de azufre (U-86)



Llenadero de azufre



Agua contra incendio (U-98)

28

1.3.2.3 Áreas de la RPLC, chaure y terminal marino guaraguao 

Tanques de productos finales (U-98)



Facilidades y muelles (U-99)



Área de la planta de STEP y patio de materiales N° 2 RPLC



Tratamiento de aguas aceitosas (U-95)

1.3.2.4 Planta GLP (10 hectáreas) ( figura 1.5) 

Unidad de alto vacío (U-74)



Tanques de producto intermedio y slop livianos y pesados

1.3.2.5 Áreas disponibles de VALCOR: oficina IPC y área 100 (2,6 hectáreas) 

Agua cruda (U-89)



Agua para calderas, vapor y condensadores (U-90)



Sistema de agua de enfriamiento (U-91)



Aire de instrumento (U-92)



Gas combustible (U-93)



Sistema de nitrógeno

29

Figura 1.3 Área Manzanillo

Figura 1.4 Cerro Vellorín

30

Figura 1.5 Planta GLP 1.4 Objetivos

1.4.1 Objetivo general

Evaluar el procesamiento de nafta pesada del proyecto Conversión Profunda en la unidad de reformación catalítica de refinería Puerto La Cruz. 1.4.2 Objetivos específicos

1.

Definir la calidad futura de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto Conversión Profunda de la refinería Puerto La Cruz.

2.

Estimar la temperatura WAIT en los reactores según el contenido de naftenos y aromáticos resultantes para un octanaje de 100 RONC mínimo.

3.

Determinar el flujo de gas combustible en los hornos de reacción según el WAIT estimado.

31

4.

Estimar el nuevo rendimiento de reformado y el beneficio económico en función del procesamiento de la nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases.

CAPITULO II MARCO TEÓRICO

2.1 Antecedentes

Montesdeoca (2013), simuló la unidad de reformado catalítico de la refinería Estatal Esmeraldas, empleando las herramientas del simulador comercial Aspen Hysys versión 7.3 mediante la información de operación de dicha unidad; desarrolló y calibró tres modelos para diferentes condiciones operativas, además analizó la influencia de la temperatura y del gas de reciclo en el reformado de una nafta de diferente composición. Las predicciones de los modelos sobre la composición de bencenos y aromáticos totales en la nafta se compararon con los datos reales, y en los tres casos analizados el error se encontró por debajo del 11 % para el benceno y entre 0,9 y 2,0 % para los aromáticos totales; el comportamiento predicho de los reactores reflejó la validez de los modelos desarrollados, donde al modificar la composición de la alimentación a un menor contenido de naftenos, fue necesario trabajar a altas temperatura (480 ºC) y bajas relaciones molares hidrógeno/hidrocarburo (3,0).

Rodríguez (2011), evaluó la operación de los hornos de la unidad de reformación catalítica de nafta de la refinería Puerto La Cruz- PDVSA, aplicando cálculos referidos a los factores de combustión, térmicos e hidráulicos, y comparándolo con las condiciones de diseño, además realizó la evaluación de la máxima carga que puede ser alimentada a los hornos sin que estos tengan limitaciones térmicas y se estimó el beneficio económico que generó aumentar la carga a la unidad. Se obtuvieron como resultado que

33

los equipos, incluyendo la zona de convección, operaba con una eficiencia térmica de 55 % vs 90 % de diseño, un exceso de aire de 26,6, 20,8 y 28,6 % vs 15 % por diseño y un consumo de gas combustible de 188.483; 297.275 y 105.683 pie cúbicos por hora (scfh, por sus siglas en inglés) vs 122.996, 177.671 y 92.641 ft3/h en el diseño para los hornos B-2001/2002/2003 respectivamente, tiro elevado por la succión de la chimenea y ligeramente alta caída de presión del fluido de procesos en el serpentín de calentamiento de los hornos B-2001/2002/2003, un flujo de nafta de 36 Mbpd con aproximadamente 4.450.000 ft3/h de gas de reciclo hidrógeno y un estimado económico de 7,05 M$/día.

Boadas (2010), realizó la evaluación operacional de las torres estabilizadora D-1909 y desbutanizadora D-2011 de las unidades de hidrotratamiento y reformación de nafta de la refinería Puerto La Cruz, a partir de los datos proporcionados por PDVSA y mediante la aplicación del simulador PRO/II, simulando los equipos bajo condiciones de diseño mediante la información proporcionada por la empresa

licenciante,

obteniendo una desviación máxima alcanzada del 8,63 % en la torre despojadora. Luego se validaron los modelos con el funcionamiento de los equipos en condiciones normales de operación obteniéndose como resultado una desviación del 16,80 %. Se construyeron diagramas de restricción para ambos equipos, se verificó el funcionamiento de los equipo encontrándose como resultado la operación óptima dentro de los límites permitidos y finalmente se realizó un análisis de sensibilidad del modelo para carga mínima y máxima a ambas torres, encontrándose calidades satisfactorias de 17 Mbpd y 34,7 Mbpd para la despojadora, así como para 21,4 Mbpd y 37,4 Mbpd para la desbutanizadora.

34

Mago (2004), desarrolló un modelo de simulación que representa el comportamiento de la unidad de reformación catalítica de nafta de la Refinería Puerto La Cruz, el cual fue formulado con datos suministrados por el licenciante y utilizándose como herramienta el simulador de procesos PRO/II. Realizó un análisis de sensibilidad al modelo con la carga mínima arrojando resultados satisfactorios tanto para la carga máxima como para la carga mínima de alimentación, obteniéndose las calidades esperadas para cada uno de los productos, además, se verificó el buen funcionamiento de los equipos principales para ambas cargas obteniéndose bajos porcentajes de desviación en las características operacionales de cada uno de ellos a excepción de la torre desbutanizadora.

En el presente trabajo se evaluará el procesamiento de nafta pesada del proyecto Conversión Profunda en la unidad de reformación catalítica de la refinería Puerto La Cruz, lo cual difiere del estudio realizado por Montesdeoca en que se evaluara la influencia de la temperatura de entrada al reactor variando la carga de alimentación y composición de la nafta a la unidad de reformación catalítica. En cuanto al trabajo de Rodríguez tiene semejanza ya que se evalúa la máxima carga que puede ser alimentada a los hornos, y en referencia a los trabajos de Boadas y Mago guardan relación en que este trabajo se realizara un análisis de sensibilidad del modelo simulado para una carga mínima y máxima con la diferencia de que en el presente trabajo se hará para el horno, sin embargo el trabajo de Boadas se realizó con las torres desbutanizadora y estabilizadora y el de Mago se realizó para la unidad de reformación catalítica.

2.2 Historia del proceso de reformado

Por muchos años el proceso de reformación catalítica ha sido una unidad

35

esencial en la mayoría de las refinerías del mundo. La función original de este proceso fue mejorar el bajo octanaje de las naftas de destilación primaria por medio de grupos específicos de reacciones químicas catalíticas para convertirlas en naftas de mayor octanaje para mezclas de gasolinas a motor. Posteriormente productos de otros procesos con el rango de ebullición de la nafta (desintegración térmica, coquización, etc.) comenzaron a incluirse en la carga de unidades reformadoras para el mejoramiento de su octanaje.

La reformación, fue ampliada rápidamente para incluir la producción de hidrocarburos aromáticos específicos. Por medio de combinaciones de reformación, extracción de aromáticos y fraccionamiento, fue posible para la industria petroquímica la producción del benceno de alta pureza, tolueno y mezclas de xilenos, a partir de fracciones de petróleo. Se detectó que el hidrógeno, el subproducto de las reacciones para producción de aromáticos, era útil para la operación de unidades de hidrotratamiento. Los hidrocarburos gaseosos

livianos,

subproductos

de

reacciones

de

desintegración,

generalmente se enviaban a los sistemas de gas combustibles de las refinerías. Butanos y otros subproductos de desintegración comúnmente se utilizaban para corregir la presión de vapor de mezclas de gasolinas. Por supuesto la mayoría de los refinadores y muchos complejos petroquímicos han encontrado que el proceso de reformación catalítica es de suma importancia. (Castillo, 2010) 2.3 Generalidades del proceso de reformación catalítica

Desde que la Enviromental Protection Agency adoptó los reglamentos para reducir el plomo, la reformación catalítica se ha vuelto esencial, porque no es posible obtener suficiente combustible de alto octanaje para motores, sin que se empleen componentes de elevado número de octanos. (Ormaechea,

36

1998). El índice de octano es sin duda una de las propiedades más importantes de las gasolinas. Los cortes de nafta que se obtienen por destilación del petróleo presentan un número de octano muy bajo (45 a 55), siendo estas inaplicables para la gasolina que requieren los automóviles modernos (octanos de 80 a 100). Es necesario entonces modificar la estructura química de los compuestos que integran las naftas y para ello se utiliza el proceso de reformación. (Malavé, 2003).

En este proceso los hidrocarburos saturados, mediante numerosas reacciones se transforman en hidrocarburos aromáticos, compuesto con altos valores antidetonante (de mayor octano), produciendo además una importante cantidad de hidrógeno que se utiliza en otros procesos de refino como el hidrotratamiento o el hidrocraqueo. Se trata de un proceso catalítico que se realiza a alta temperatura y presión moderada, sobre catalizadores basados en platino y renio o platino y estaño, soportados sobre un material ácido (alúmina clorada). En la reformación catalítica el número de átomos de carbono de los constituyentes de la carga no varía, es decir, conservan su tamaño molecular. Es posible convertir ciclohexanos sustituidos en bencenos sustituidos, parafinas lineales como el n-heptano se convierten en tolueno y también los ciclopentanos sustituidos pueden convertirse en aromáticos. (Castillo, 2010)

2.4 Tecnologías aplicadas al proceso de reformado

Las tecnologías de proceso existentes para el reformado catalítico de naftas, comúnmente se clasifican de acuerdo con la estrategia seguida para la regeneración

del

catalizador,

identificándose

tres

tipos

principales:

semiregenerativa (SR), cíclica regenerativa (CR) y regenerativa continúa del catalizador (CCR). Se diferencian entre sí, por la necesidad de parar la

37

unidad en el caso del proceso semiregenerativo, el uso de un reactor adicional (o de repuesto) para el proceso cíclico y la sustitución del catalizador durante operación normal para el tipo de regeneración continua. Además presentan diferencias en los rangos de presión y temperatura a las que operan, que se reflejan en las características que presenta el producto reformado.

Según estudios realizados en 2004, el esquema semiregenerativo domina la capacidad de reformamiento con aproximadamente el 57 % de la capacidad total, seguido por el de regeneración continua con el 27 %. En la actualidad, más del 95 % de las nuevas unidades de reformado catalítico se diseñan con tecnología de regeneración continua del catalizador (CCR). Y adicionalmente, muchas unidades que originalmente fueron diseñadas como SR han sido reacondicionadas hacia unidades de reformado CCR. (Gyngazova y col, 2011) 2.4.1 Proceso semiregenerativo

El termino semiregenerativo se deriva de la regeneración del catalizador, que tiene lugar en los reactores de lecho fijo que deben parar su operación por combustión del carbono formado y depositado en la superficie del catalizador. Un proceso semiregenerativo se muestra en la figura 2.1; generalmente tiene tres o cuatro reactores en serie con un sistema de lecho fijo de catalizador y opera de forma continua entre seis meses y un año. Durante este período, la actividad del catalizador disminuye debido a la deposición de coque, provocando una disminución en el rendimiento de compuestos aromáticos y en la pureza del gas hidrogeno. Para minimizar la razón de desactivación del catalizador, las unidades semiregenerativas operan a altas presiones (200 a 300 psig). Para compensar la disminución de

38

actividad del catalizador y mantener una conversión más o menos constante, la temperatura del reactor se aumenta continuamente. Cuando se alcanza el final de ciclos de temperatura del reactor se ha alcanzado, la unidad se apaga y el catalizador es regenerado in situ.

Un ciclo de catalizador termina cuando la unidad de reformado es incapaz de cumplir con sus objetivos de proceso: octano y rendimiento de reformado. La regeneración del catalizador se lleva a cabo con aire como fuente de oxígeno. Un catalizador puede ser regenerado de cinco a diez veces, antes de que sea retirado y reemplazado. (Fahim y col, 2010)

Figura 2.1 Proceso semiregenerativo de lecho fijo para reformado catalítico (Fahim y col, 2010)

39

2.4.2 Proceso con regeneración cíclica

Una modificación al proceso semiregenerativo es incorporar un reactor adicional como se observa en la figura 2.2, para evitar la parada de toda la unidad durante la regeneración. De esta forma, tres reactores pueden estar operando mientras el cuarto está siendo regenerado.

Aparte de los reactores de reformado catalítico, el proceso con regeneración cíclica tiene un reactor adicional, el cual es utilizado cuando el catalizador de lecho fijo en cualquiera de los reactores ordinarios necesita regeneración. El reactor con el catalizador

regenerado mantiene su

operación continua. Operando a una presión menor (valores promedio de 200 psig) permite que el proceso de regeneración cíclica logre un mayor rendimiento de reformado y de producción de hidrogeno. En comparación con el tipo semiregenerativo, en el proceso cíclico la actividad global del catalizador varía mucho menos con el tiempo, de modo que la conversión y la pureza del hidrógeno se mantienen más o menos constantes durante toda la operación.

La principal desventaja de este tipo de reformado catalítico es la naturaleza compleja de los procedimientos para el intercambio de reactores, que requiere de precauciones de seguridad elevadas. Además, para hacer posible el cambio entre reactores, éstos deben ser del mismo tamaño. (Fahim y col, 2010)

40

Figura 2.2 Proceso con regeneración cíclica para reformado catalítico (Fahim y col, 2010)

2.4.3 Proceso con regeneración continua del catalizador

Las deficiencias del reformado con regeneración cíclica se solucionan con un proceso de regeneración continua a baja presión (50 psig), el cual se caracteriza por una elevada actividad del catalizador con reducidos requisitos en éste, produciendo un reformado más uniforme con mayor contenido de aromáticos e hidrógeno de alta pureza. Este tipo de proceso (figura 2.3) usa un diseño de reactor de lecho móvil, donde los reactores se encuentran apilados. El catalizador se mueve por gravedad, fluyendo desde la parte superior hacia el fondo de los reactores apilados. El catalizador gastado es retirado desde el último reactor y enviado a la parte superior del regenerador

41

para combustionar el coque. El transporte de catalizador entre los reactores y el regenerador se hace por un método de elevación con gas.

Durante el funcionamiento normal, pequeñas cantidades de catalizador se regeneran continuamente, por lo que el catalizador fresco o regenerado se añade a la parte superior del primer reactor a fin de mantener un inventario constante del catalizador. Esta descripción general del proceso, corresponde a unidades tipo platforming, licenciadas por la UOP. (Fahim y col, 2010)

Figura 2.3 Proceso con regeneración continua del catalizador (Fahim y col, 2010)

42

2.5 Unidad de reformación catalítica de la refinería puerto la cruz (U-20)

El propósito de la unidad de reformación catalítica es procesar la nafta pesada hidrotratada de bajo octanaje para obtener compuestos aromáticos de alto número de octano e hidrógeno de alta pureza. Las características de la alimentación, producto y condiciones de reacción en el proceso de reformado catalítico se muestra en la figura 2.4. La capacidad de procesamiento de la unidad está entre 17,5 Mbpd (mínima) y 35,0 Mbpd (máxima) de nafta hidrotratada proveniente de la unidad de hidrotratamiento de nafta (NHT), en donde son removidos los contaminantes de la carga que puedan dañar el catalizador de reformación, como son: azufre, nitrógeno, oxígeno y metales. (PDVSA, 2006)

Para una carga de 35,0 Mbpd, la unidad trabajará para producir 29.912 bpd de nafta reformada, 1.834 bpd de gas licuado de petróleo (GLP) que será llevado a una planta de tratamiento para ser separado en butano, propano y gases no condensables, y 2.355 pie cubico por día (scfd, por sus siglas en inglés) de hidrógeno con 94 % molar de pureza que será utilizado en las plantas de hidrotratamiento de diésel y nafta de la refinería. (UOP, 2002)

La unidad de reformación cuenta con una sección de regeneración continua del catalizador (CCR), con el fin de eliminar el coque depositado en el mismo. Esta sección de regeneración permite la flexibilidad de operar la sección de reacción a condiciones de alta severidad sin tener que parar la planta para una regeneración debido a la desactivación del catalizador inducida por el coque. Los objetivos de la regeneración son: quemar el coque, oxidar y dispersar los metales y ajustar el balance de cloruro, secar la humedad excesiva y reducir los metales. La sección de regeneración cumple

43

con dos funciones principales la circulación y la regeneración del catalizador. El catalizador es recirculado desde la sección de regeneración al tope de los reactores y movido hacia abajo a otro reactor por gravedad manteniendo 4.796 ft3 de catalizador en el lecho del reactor. (PDVSA CIED, 2000)

Figura 2.4 Características de la alimentación, producto y condiciones de reacción en el proceso de reformado catalítico 2.6 Química del proceso de reformado de nafta en la unidad 20

2.6.1 Reacciones de reformación

Las siguientes reacciones se llevan a cabo en el proceso de reformación catalítica, hasta un alcance que dependerá de la severidad de la operación, de la calidad de la alimentación y del tipo de catalizador. En la tabla 2.1 se visualizan las condiciones básicas de las reacciones que a continuación se explican. 2.6.1.1 Deshidrogenación de naftenos

Implica la extracción de hidrógeno a partir de una molécula y es el paso final en la formación de un aromático. Los naftenos son el componente más deseado

en la

corriente

de

alimentación,

porque

la

reacción

de

44

deshidrogenación es fácil de promover y se obtiene como subproducto hidrogeno e hidrocarburos aromáticos. Esta reacción es rápida, muy endotérmica y se provoca por la función catalizadora metálica, la cual se favorece a alta temperatura y baja presión. (UOP, 2012)

2.6.1.2 Isomerización de naftenos y parafinas

Es una reacción mediante el cual una molécula es transformada en otra que posee los mismos átomos pero dispuestos en forma distinta.

La

isomerización del ciclopentano a ciclohexano puede ocurrir como un primer paso al convertir el ciclopentano en un aromático. Esta isomerización conlleva la reordenación anular, y la probabilidad de que la apertura anular forme una parafina es bastante alta. Por esta razón, la reacción de alquilciclopentano a ciclohexanos no es cuantitativa, la reacción es fuertemente dependiente de las condiciones de procesamiento.

La isomerización de parafinas ocurre rápidamente en las operaciones comerciales

de

reformación

catalítica,

pero

a

temperaturas

típicas

operacionales, el equilibrio termodinámico no está fuertemente a favor de los isómeros ramificados más deseados (octanaje alto). En el uso de los motores de combustión interna, esta reacción sí provoca una contribución a la mejoría

45

del octanaje de la nafta. Estas reacciones son estimuladas por una función catalizadora ácida, es suavemente exotérmica y son solamente poco dependientes de la presión. (UOP, 2012)

2.6.1.3 Deshidrociclización de parafinas

Es la reacción de reformación catalítica más difícil de provocar. Consiste en una reordenación molecular muy difícil partiendo de una parafina a un nafteno. En el caso de las parafinas livianas, las consideraciones relativas al equilibrio limitan esta reacción. El paso de la ciclización de la parafina se resuelve más fácil a medida que el peso molecular de una parafina aumenta, debido al aumento de la probabilidad estadística para la formación de un nafteno. De alguna manera, contrarrestando este efecto está la probabilidad incrementada de que las parafinas más pesadas se hidrocraqueen. La deshidrociclización se favorece por bajas presiones y altas temperaturas. Las funciones del catalizador, tanto del contenido metálico como el ácido, son necesarias para provocar esta reacción. (UOP, 2012)

46

2.6.1.4 Hidrocraqueo

Debido que el catalizador necesita tener una función ácida para isomerización, la deshidrociclización de parafinas y la desalquilación de aromáticos, la posibilidad de hidrocraqueo provocado por la función ácida es fuerte. El hidrocraqueo de parafinas es relativamente rápido y es estimulado por alta presión y alta temperatura. La desaparición de las parafinas con rango de ebullición de la gasolina vía hidrocraqueo, concentra los aromáticos en el producto y de esa manera contribuye a la mejora del octanaje. Sin embargo, esta reacción consume hidrógeno y provoca un rendimiento inferior de reformado. (UOP, 2012)

2.6.1.5 Desmetilización

Las reacciones de desmetilación generalmente ocurren solamente en una operación de reformación catalítica muy severa (alta temperatura y alta presión). Bajo ciertas condiciones, esto puede suceder durante el arranque de la unidad y durante el reemplazo o regeneración del catalizador. La reacción se cataliza con metales y se favorece por la temperatura y la presión alta. Puede ser inhibida atenuando la función de componente metálico del catalizador agregándole azufre o un segundo metal (como es el caso de algunos catalizadores bimetálicos). (UOP, 2012)

47

2.6.1.6 Desalquilación de aromáticos

Es similar a la desmetilación aromática, diferenciándose solo el tamaño del fragmento eliminado del anillo. La reacción de desalquilación también se favorece por alta temperatura y alta presión. Debido a la amplia gama de parafinas y naftenos contenidas en la alimentación al reformador catalítico, y debido a que las velocidades de reacción varían considerablemente con el número de átomos de carbón del reactante, estas reacciones se suceden en serie y en paralelo. (UOP, 2012)

Tabla 2.1 Condiciones básicas de las reacciones de reformación catalítica. (UOP, 2012) Reacciones Deshidrogenación de naftenos Isomerización de parafinas y naftenos Deshidrociclización de parafinas Hidrocraqueo Desmetilación Desalquilación de aromáticos

Función del Temperatura catalizador Metálica Alta Ácida Baja Metálica/Ácida Alta Ácida Alta Metálica Alta Ácida Alta

Presión Baja Baja Alta Alta Alta

48

2.6.2 Catalizador

Para seleccionar, promover y acelerar las reacciones envueltas en el proceso de reformado se emplea un catalizador compuesto por platino soportado sobre una base de alúmina clorada con dos funciones básicas: metálica y ácida. La función metálica es generada por el platino, el cual promueve las reacciones de hidrogenación y deshidrogenación, mientras que la función acida del catalizador, aportada por el cloro, es la encargada de las reacciones de isomerización y de craqueo. En la figura 2.5 se puede apreciar la forma esférica del catalizador utilizado en el reactor de la unidad de reformación catalítica (CCR) de la refinería Puerto La Cruz. El contenido de cloro es de aproximadamente 1 % en peso de catalizador y el de platino esta normalmente en el rango de 0,3 a 0,8 % en peso. A niveles más altos, existe cierta tendencia a producirse reacciones de desmetilización y apertura de anillos naftenicos, lo cual es indeseable. A niveles inferiores, los catalizadores tienden a ser menos resistentes al envenenamiento.

Debido a la severidad aplicada a los reactores para promover las reacciones envueltas en el proceso, se producen reacciones de coquización, las que van deteriorando la actividad del catalizador, principalmente por la deposición de coque en sus poros. Así mismo, debido a la humedad presente en el sistema, la selectividad del catalizador es deteriorada gradualmente por la aglomeración del platino y por el despojamiento del cloro presente en la base de alúmina. Esto hace que el catalizador tenga que ser regenerado para recuperar su actividad y selectividad, y por ende la calidad y rendimientos del producto. (PDVSA, 2006)

49

Figura 2.5 Catalizador R-234 regenerado 2.6.2.1 Desactivación del catalizador

Es la gradual pérdida de la habilidad del catalizador para convertir la alimentación en productos útiles. La pérdida de actividad del catalizador puede darse por varios mecanismos como los siguientes: 2.6.2.1.1 Envenenamiento

Es resultado de una fuerte quimisorción de impurezas en los sitios activos. Este tipo de envenenamiento es reversible, mediante la remoción del agente desactivante.

50

2.6.2.1.2 Ensuciamiento

Consiste en la deposición de especies procedentes de la fase fluida sobre la superficie del catalizador dando lugar a la pérdida de actividad por bloqueo de los centros activos del catalizador y por disminución del radio efectivo de los poros donde tiene lugar la reacción catalítica deseada. En el proceso se llevan a cabo dos tipos de ensuciamiento. El primero es la deposición de metales (proceso irreversible), el cual entra al sistema mediante aditivos, como compuestos de silicón usados en tambores de coque para reducir la formación de espuma o cargas combinadas con Pb, As, Fe, Na, Ca, Mg o compuestos

órganos

metálicos

en

la

alimentación

primeramente

contaminada con níquel y vanadio. El segundo consiste en la deposición de material carbonoso o “coque” producto de las reacciones de craqueo y se encuentra relacionado con la larga exposición del catalizador a altas temperaturas por efecto de una mayor severidad en el proceso. El coque pasa a ocupar los sitios activos del catalizador bloqueando la entrada de la carga a los poros, sin embargo el coque no es un veneno permanente, y el catalizador puede

ser restaurado a una condición cercana a la original

mediante regeneración. 2.6.2.1.3 Aglomeración del componente de hidrogenaciones

Es causado por una pobre activación del catalizador, efecto de someter al mismo a un tiempo prolongado de alta presión de vapor y temperatura. La regeneración puede restaurar el catalizador a una condición cercana a la original.

51

2.6.2.1.4 Sinterización

Es un fenómeno de degradación térmica que da lugar a la desactivación del catalizador por pérdida del área específica del mismo debido a un crecimiento de cristales en la fase catalítica. Es un proceso que tiene lugar a elevadas temperaturas, y generalmente se acelera en presencia de vapor de agua. 2.6.3 Reacciones de regeneración del catalizador

2.6.3.1 Quemado de coque

Se lleva a cabo con oxígeno mediante la reacción de combustión, generando dióxido de carbono, agua y liberando calor (reacción exotérmica).

Esta reacción es necesaria y deseable para remover el coque. El quemado de coque se controla mediante el suministro de oxígeno a la reacción, el cual se encuentra comprendido entre 0,5 y 0,8 % molar. Estos límites maximizan la velocidad de quemado de coque y a su vez minimizan la temperatura sobre el catalizador, evitando el riesgo de daño permanente en el mismo. (UOP, 2002)

2.6.3.2 Oxicloración

Las reacciones que en esta etapa se realizan, ajustan el contenido de cloruros, oxida y dispersa los metales sobre el catalizador. Se llevan a cabo

52

con oxígeno y un compuesto de cloruro orgánico. Las reacciones de ajuste de cloruro pueden resumirse como:

El cloruro es necesario sobre el catalizador para mantener la adecuada actividad de la función básica. Durante la operación normal, el contenido de cloruros en el catalizador está comprendido entre 1,1 y 1,3 % peso. (UOP, 2002)

Las reacciones de oxidación y dispersión pueden resumirse como sigue:

Mientras más uniformemente sea distribuido el metal sobre la superficie del catalizador, mejor será la función metálica. Las condiciones que ayudan a la oxidación y dispersión del metal son: la alta concentración de oxígeno, tiempo de residencia prolongado, y la correcta concentración del cloruro. 2.6.3.3 Secado

El exceso de humedad que se encuentra sobre el catalizador se origina en la reacción

de quemado de coque. El secado es considerado como el

despojamiento del agua de la base del catalizador, y se lleva a cabo cuando un gas caliente y seco fluye a través del catalizador. La reacción de secado se presenta como:

53

Mientras más seco este el catalizador antes de entrar en los reactores de reformación, mejor será su rendimiento general. El secado es favorecido por la alta temperatura, largo tiempo de secado y un flujo de gas seco adecuado. (UOP, 2002)

2.6.3.4 Reducción

Esta reacción consiste en convertir los metales de un estado de oxidación a un estado de reducción, y ocurre después de la reacción de oxicloración para retornar el catalizador a un estado catalíticamente activo a los reactores de reformación. La reacción de reducción se resume como:

Las condiciones que ayudan a esta reacción son: la alta pureza de hidrógeno, flujo de gas de reducción adecuado y temperaturas apropiadas en la zona de reducción. (UOP, 2002)

2.7 Variables importantes en la sección de reformación

2.7.1 Temperatura del reactor

Es la temperatura a la que debe mantenerse los lechos catalíticos en el reactor de reformación. Es el principal parámetro de control que la refinería utiliza para cumplir con los requisitos de calidad del producto. Los

54

catalizadores de reformación son capaces de operar en un amplio rango de temperatura con pocos efectos adversos en el rendimiento del producto y en la estabilidad del catalizador. Al aumentar la temperatura se aumenta la proporción de todas las reacciones de reformación, pero en particular las de deshidrogenación e hidrocraqueo. Entonces la temperatura del reactor debe ajustarse solo para dar el octanaje deseado.

La temperatura del reactor puede definirse de dos formas, bien sea temperatura WABT (weigh-average bed temperature, temperatura media ponderada

del

lecho)

o

temperatura WAIT

(weighted-average

inlet

temperature, temperatura media ponderada de admisión). Se diferencian en que la WABT representa la temperatura integrada a lo largo de los lechos de catalizador, en tanto que la WAIT se calcula con la temperatura de ingreso en cada reactor.

La temperatura WABT se calcula mediante la ecuación siguiente:

donde: Wci: fracción en peso del catalizador en cada lecho con respecto al total. WABTi: temperatura media en cada lecho catalitico entre dos indicadores (TI)

La temperatura WAIT se expresa según la siguiente ecuación:

55

donde: Wci: fracción en peso del catalizador en cada lecho con respecto al total. WAITi: temperatura de entrada a cada reactor. 2.7.2 Velocidad espacial

Se define como la cantidad de nafta procesada por una cantidad dada de catalizador y durante un tiempo determinado. La velocidad espacial es una indicación del tiempo de residencia, del contacto entre reactivos y catalizador.

La velocidad espacial viene dada por la siguiente ecuación:

La velocidad espacial, junto con la temperatura del reactor, determina el octano del producto. Mientras mayor sea la velocidad espacial, la temperatura requerida para producir determinado octano será mayor. Si un refinador desea aumentar la severidad de reformación, puede aumentar la temperatura del reactor o reducir la velocidad espacial. Un cambio en la velocidad espacial tiene pequeño impacto en los rendimientos de los productos cuando se ajusta la temperatura del reactor para mantener una velocidad constante. Valores de velocidad espacial mayores pueden causar rendimientos un poco mayores, o menos tiempo disponible en los reactores para que se efectúen reacciones de desalquilación. Esta ventaja se anula en forma

parcial

por

la

mayor

rapidez

de

deshidrodesintegración a mayores temperaturas.

las

reacciones

de

las

56

2.7.3 Relación de hidrógeno/hidrocarburo, H2/HC Se define como los moles de hidrógeno de reciclo por cada mol de nafta cargada a la unidad. El hidrógeno de reciclo tiene el efecto de barrer el producto de reacción y los materiales condensables del catalizador, así como suministrar al catalizador el hidrógeno disponible. El aumento en la relación de hidrógeno/hidrocarburo trasladara la nafta en el reactor a una proporción más rápida y suministrará una mayor disipación del calor .El resultado final es un aumento de la estabilidad del catalizador con poco efecto en la calidad y el rendimiento del producto, disminuyendo en relación directa la formación de carbón o coque. (UOP, 2002). Esta relación está definida como sigue:

2.7.4 Presión del reactor

Está definida como la presión promedio del catalizador. Para fines prácticos, una buena aproximación es la presión de entrada al último reactor, debido a que el 50 % del catalizador se encuentra en el último reactor. La presión del reactor afecta a los rendimientos de reformación, temperatura necesaria en el reactor y la estabilidad del catalizador.

La presión del reactor no tiene límites teóricos, aunque las restricciones prácticas de operación han conducido a un intervalo histórico de presiones de 50 a 700 psig. Al bajar la presión del reactor aumentan los rendimientos de hidrógeno y de reformado, baja temperatura necesaria para alcanzar una buena calidad del producto y se acorta el ciclo de vida del catalizador porque

57

aumenta la tasa de depósito de coque en el catalizador. La alta rapidez de coquización

asociada

a

menores

presiones

de

operación

requiere

regeneración continua del catalizador. 2.7.5 Aditivos de la alimentación

2.7.5.1 Cloruro

El propósito principal de la inyección de cloruro es mantener los sitios de la función ácida de la estructura del catalizador. En general, estos sitios de función ácida son responsables de las reacciones de deshidrociclización junto con las reacciones de isomerización, las cuales son convenientes.

2.7.5.2 Agua

La función que realiza la inyección de agua es redistribuir el cloruro a través de todo el lecho del catalizador. El equilibrio adecuado de cloruro y agua sobre el catalizador debe mantenerse para obtener la actividad óptima y selectividad del catalizador. 2.7.5.3 Dimetildisulfuro (DMDS)

La adición de este compuesto en la alimentación en la unidad reformadora catalítica es el de prevenir la coquización catalizada por los metales contenidos en el reactor. El DMDS produce H 2S cuando se descompone térmicamente a alta temperatura dentro del sistema de reacción. El H 2S crea una barrera de sulfuro metálica para separar los reactivos de la metalurgia, previniendo de esta manera, la formación de coque. (UOP,2002)

58

2.8 Características de la alimentación a procesar en la U-20

La carga a procesar en la U-20 son materiales saturados, es decir, no contiene olefinas. La alimentación que utiliza el proceso de reformado catalítico es la nafta obtenida directamente por destilación atmosférica del petróleo crudo la cual es una mezcla de parafinas, naftenos y aromáticos que constituyen típicamente entre el 15 y 30 % en peso del petróleo crudo. En la tabla 2.3 se puede visualizar las propiedades físicas de la alimentación de la unidad de reformado catalítico que a continuación se describen. 2.8.1 Destilación ASTM

La caracterización del crudo y de sus fracciones se realiza utilizando los métodos de destilación de laboratorio estandarizados de la Sociedad Americana de Ensayo de Materiales (ASTM, por sus siglas en inglés), siendo la prueba ASTM D-86, realizada a fracciones livianas, aplicada a la alimentación de reformación.

La destilación ASTM de un corte de petróleo es su vaporización a presión atmosférica. Por lo tanto las temperaturas registradas durante la prueba son directamente relacionadas a la temperatura de ebullición normal de los componentes en ese corte. Las dos temperaturas registradas más importantes son: el punto inicial de ebullición (IBP, por sus siglas en inglés), registrado cuando se observa la primera gota de líquido y; el punto final de ebullición (EBP, por sus siglas en inglés), el cual es la temperatura máxima registrada durante la prueba.

59

2.8.1.1 Punto inicial de ebullición (IBP)

La conversión de hidrocarburos de bajo número de octano en componentes con alto número de octano, el cual es el propósito de la reformación catalítica, puede sólo ser útilmente realizada con hidrocarburos que puedan ser convertidos en aromáticos. Esta es la razón por la cual la alimentación no debe contener hidrocarburos con cinco átomos de carbonos (C5) que no puedan ser aromatizados y que no son fáciles de isomerizar bajo las condiciones de operación del reformador.

En el caso de naftenos C6 (ciclohexanos y metilciclopentanos) pueden ser componentes deseables ya que ellos aumentan el potencial de aromatización de la alimentación. Sin embargo, las especificaciones actuales de contenido de benceno en las gasolinas comerciales imponen limitar la presencia de benceno y sus precursores en la alimentación. En vista de estas diferentes consideraciones, el limite más bajo del punto inicial es generalmente 170 ºF (75 ºC).

2.8.1.2 Punto final de ebullición (EBP)

Está relacionado con las especificaciones de volatilidad requeridas en la gasolina automotriz. El punto final debe ser limitado debido a la dificultad de combustión de los componentes pesados, al riesgo de ensuciamiento de la cámara de combustión y a problemas de dilución del aceite lubricante que consecuentemente provocará el desgaste del motor.

Existe un número de factores envueltos en la determinación del valor límite del punto final, entre ellos se encuentra las diferentes especificaciones de la gasolina y entre las más importantes para efectos de la unidad de

60

reformación es el control de velocidad de coquización del catalizador, la cual aumenta rápidamente con el incremento del punto final de la alimentación debido a que los componentes pesados (poliaromáticos y polinaftenos) que promueven las reacciones causantes de la formación de coque. Por esta razón, el valor máximo del punto final no debe sobrepasar 419 ºF (215 ºC).

2.8.2 Gravedad °API

Es una escala de medición de la densidad utilizada en la industria petrolera para precisar cuán tan pesado o liviano es el crudo con respecto al agua, adoptada por el Instituto Americano del Petróleo (°API, por sus siglas en inglés). Esta propiedad depende del intervalo de destilación de la alimentación pero más especialmente sobre su naturaleza química. A un mismo intervalo de destilación, una alimentación parafínica tendrá una gravedad específica más baja que una alimentación nafténica. La relación de esta escala

con la densidad relativa, se expresa mediante la siguiente

ecuación:

Mediante la gravedad °API el petróleo se clasifica en liviano, mediano, pesado y extrapesado como se muestra en la tabla siguiente:

61

Tabla 2.2 Clasificación de la gravedad °API según el tipo de crudo. (Fahim y col, 2010) Categoría del crudo

Gravedad

Crudo liviano

°API ˃ 38

Crudo mediano

38 ˃ °API ˃ 29

Crudo pesado

29 ˃ °API ˃ 8,5

Crudo extrapesado

°API ˂ 8,5

2.8.3 Análisis PONA

La naturaleza química de la alimentación es frecuentemente determinada por el análisis PONA (parafinas, olefinas, naftenos y aromáticos), el cual simplemente proporciona el porcentaje en volumen de los diferentes tipos de hidrocarburos. En refinería, a menudo se suele considerar el contenido total de naftenos (N) y aromáticos (A) como un indicador del octanaje a partir de una determinada composición de la alimentación. Estos indicadores generalmente son los siguientes: 2.8.3.1 Actividad catalítica

Es la capacidad que tiene el catalizador de incrementar la velocidad de las reacciones involucradas. Puede ser medida de muchas formas dependiendo de la unidad y el proceso; en el caso de reformación catalítica es visto en el proceso como la temperatura para la reacción de una carga con un punto de ebullición determinado

62

El indicador o índice de actividad catalítica se expresa con la siguiente ecuación:

INDICEAC = N + 3,5.A

(Ec. 2.20)

2.8.3.2 Selectividad catalítica

Es la tendencia de un determinado catalizador a obtener el producto deseado a la calidad requerida. En el proceso de reformación la selectividad catalítica está referida al rendimiento del producto, como el reformado o aromáticos.

El indicador o índice de selectividad catalítica viene dado de la siguiente ecuación:

INDICESC = N + 2.A

(Ec. 2.21)

2.8.3.3 Estabilidad catalítica

Es una medida del desempeño del catalizador en función del ciclo de vida. En una unidad CCR esto es usualmente es la tendencia a coquizarse un catalizador al procesar cierta alimentación a determinada severidad. Dependiendo de este parámetro se realizan cambios en la frecuencia de regeneración del catalizador para asegurar que el quemado de coque sea igual o mayor que el coque formado en la sección de reacción. La estabilidad catalítica es usada para estimar el efecto de los cambios en las variables de operación del reactor. Un catalizador altamente estable también permitir una reducción en el requerimiento de gas de reciclo, en consecuencia una disminución en los costos de operación.

63

El indicador o índice de estabilidad catalítica está definida como sigue:

INDICEEC = N + A

(Ec. 2.22)

2.8.4 Análisis de impurezas

La nafta pesada de corte directo contiene componentes que pueden envenenar el catalizador de reformación, tales como:

2.8.4.1 Sulfuro

Es transformado en ácido sulfhídrico (H2S), siendo este un veneno que desactiva temporalmente el platino contenido en el catalizador. Bajo condiciones normales de operación, el contenido de sulfuro no debe exceder de 0,5 partes por millón (ppm) en peso de la alimentación. 2.8.4.2 Nitrógeno

Es transformado en amoniaco (NH3 el cual forma cloruro de amoníaco (NH4Cl) sólido con el ácido clorhídrico (HCl). Esta sal se deposita en todos lados del catalizador causando bloqueos e incrustaciones. El contenido de compuestos nitrogenados tiene que ser limitado a valores no mayores de 0,5 ppm en peso. 2.8.4.3 Concentración muy grande de agua

En la alimentación aumenta su concentración del gas de reciclo. Además despoja el cloro que se encuentra sobre el catalizador, disminuyendo su

64

actividad y, por lo tanto, el RONC resultante. El contenido de agua es expresado en ppm en volumen y está generalmente en el rango de 5 a 30. 2.8.4.4 Compuestos clorados

Si están muy concentrados en la alimentación, provocan una cloración excesiva del catalizador, entonces se favorecen las reacciones de hidrocraqueo y disminuye el rendimiento del reformado. La concentración de cloro está normalmente entre 0,8 y 1,4 % de peso del catalizador. (IFP, 2005)

Tabla 2.3 Propiedades físicas de la alimentación de la unidad de reformado catalítico. (UOP, 2002) ALIMENTACIÓN Nafta pesada hidrotratada  Gravedad °API  Destilación (°F) Punto inicial de ebullición (IBP) 50% Punto final de ebullición (EBP)  PONA (% Vol) Parafinas Olefinas Naftenos Aromáticos  Azufre (ppm peso)  Nitrógeno (ppm peso)

VALORES

51,8 181 267 395 44,3 0 33,6 22,1 0,5 0,5

2.9 Características del reformado

El reformado es un líquido muy rico en aromáticos que contiene hidrocarburos de cinco átomos de carbono y más pesados (C5+), y por lo tanto

de

alto

octanaje.

Los

reformados

Pueden

producirse

con

65

concentraciones muy altas de tolueno, benceno y xileno, y otros aromáticos útiles en la gasolina y la industria petroquímica. En la tabla 2.4 se muestran los valores de las propiedades físicas analizadas para caracterizar a los productos obtenidos en el proceso de reformación.

Debido a que el reformado es un producto de alto valor comercial usado para la formulación de gasolinas, se describe a continuación de forma detallada las especificaciones que debe cumplir este producto.

Tabla 2.4 Propiedades físicas del reformado. (UOP, 2002) PRODUCTOS Reformado RONC (Octanos) Contenido de benceno (% vol) Punto final de ebullición (°F) Presión de vapor Reid (psia) Hidrógeno Contenido de hidrógeno (% molar)

VALORES 95 – 102 1,5 435 2,9 máx 90 - 94

2.9.1 Rendimiento

Se refiere a la cantidad de producto que se obtiene durante el proceso de reformación catalítica específicamente de las reacciones químicas presentes en el reactor. El rendimiento de reformado depende del origen de la alimentación, la naturaleza y estado del catalizador, y las condiciones de operación que fijan la severidad requerida del tratamiento para alcanzar la propiedad esencial del reformado (número de octanos). Generalmente tiene un rango de 65 a 85 % peso con respecto a la alimentación, aunque en el

66

caso de reformadores con regeneración continua este porcentaje es mucho mayor, alrededor de 90 %. (IFP, 2005). 2.9.2 Presión de vapor reid (RVP)

Es una propiedad relacionada con la volatilidad, es la presión que ejerce la porción vaporizada de un líquido en un recipiente. Específicamente es un término utilizado para referirse a la presión de vapor en las gasolinas. Esta medida se utiliza para controlar la pérdida de productos por vaporización y así evitar un peligro latente debido a que se crea una atmósfera explosiva por la liberación del gas. En cuanto al reformado, el valor máximo de RVP manejado es de 2,9 psia a 77 °F.

2.9.3 Contenido de benceno

El benceno es un componente básico para la industria petroquímica, para producir estireno o xilenos y tolueno; pero debido a su toxicidad las leyes ambientales han limitado su contenido en las gasolinas. El contenido máximo de benceno se encuentra en rango de 2-3 % volumen, y seguramente este valor será reducido en un futuro próximo. Por tal motivo, las refinerías tienen que reducir el contenido de benceno presente en la gasolina ya sea produciendo menos benceno, separando el benceno de los componentes de la gasolina o hidrogenando el benceno en ciclohexano 2.9.4 Número de octano

Es una de las principales propiedades de la gasolina ya que está altamente relacionado al rendimiento del motor del vehículo. El octanaje indica la presión y temperatura a que puede ser sometido un combustible carburado

67

(mezclado con aire) antes de auto-detonarse al alcanzar su temperatura de autoignición debido a la ley de los gases ideales. En otras palabras, se refiere a la resistencia que presenta el combustible a detonar en el motor. Ésta se mide como el golpeteo o detonación que produce la gasolina comprada con los patrono de referencia conocidos de isooctano y n-heptano, cuyos número de octano son cien (100) y cero (0) respectivamente. Mientras más alto es el número de octano menor es la tendencia al pistoneo.

Los dos métodos comúnmente usados para la gasolina automotriz son: el número de octano research (RON, por sus siglas en inglés) y el número de octano motor (MON, por sus siglas en inglés), los cuales difieren esencialmente en la velocidad de rotación del motor y en la temperatura de la mezcla de combustible-aire en la entrada del mismo. La calidad de un producto, referido a operaciones como combustible para motor se define como Número de Octano Limpio sin tetraetilo de plomo (RONC, por sus siglas en inglés). Para la unidad de reformación catalítica de la RPLC, el RONC se encuentra en un rango de 95 a 102.

2.9.5 Punto final de ebullición (EBP)

Esta propiedad es directamente dependiente de las condiciones de punto final de la alimentación, por lo tanto su control será realizado desde los inicios de la operación, en la caracterización de la carga. (IFP, 2005). 2.10 Descripción del diagrama de flujo de proceso de la unidad 20 de la RPLC

Esta unidad se separada en siete secciones las cuales describen detalladamente el método de obtención del reformado. Para el mejor

68

entendimiento del proceso se puede observar en el anexo B, el diagrama de flujo de la unidad de reformado catalítica de nafta de la refinería Puerto La Cruz. 2.10.1 Sección de alimentación

La corriente de alimentación entra a bajo control de flujo y es precalentada con el efluente del reactor a contracorriente en el intercambiador vertical de placas soldadas “packinox” E-2002. En el intercambiador, la alimentación se combina con gas de reciclo rico en hidrógeno y fluye al horno de carga B2001 para ser vaporizada y alcanzar la temperatura de reacción. 2.10.2 Sección de reacción

La carga de alimentación combinada (nafta + hidrógeno) es llevada a la temperatura de reacción en tres hornos calentadores cuyo medio de calefacción utilizado es la combustión gas. Tres reactores están colocados en vertical, D-2001/2002/2003 cuya temperatura de entrada es la misma; el efluente de cada reactor se calienta en los hornos B-2002 y B-2003 antes de entrar al siguiente reactor, para mantener constante la temperatura de entrada ya que la reacción es endotérmica. Las alimentaciones al reactor son dirigidas en dirección vertical en co-corriente con el catalizador; el catalizador se purga con una porción de gas de reciclo rico en hidrógeno antes de salir del ultimo reactor. El efluente del ultimo reactor luego de pasar por el intercambiador E-2002, se enfría adicionalmente en el condensador de productos E-2003 (enfriado por aire) antes de fluir al separador D-2004.

69

2.10.3 Sección de separación

En el separador D-2004, el efluente enfriado del reactor es separado en una corriente de hidrocarburo líquida y una corriente gaseosa rica en hidrógeno. Una parte de la corriente de gas rico en hidrógeno es enviado de vuelta a la sección del reactor mediante el compresor de reciclo, G-2002; y la otra parte del gas ingresa a la sección de recontacto, el cual se dirige a el compresor G2003 A/B/C. Los hidrocarburos líquidos fluyen a la sección de recontacto mediante las bombas G-2001 A/B.

2.10.4 Sección de recontacto

Comprende una compresión a tres etapas y deshidratación del gas. En esta sección casi todo el reformado y LPG restante son removidos de la corriente de gas. El gas fluye hacia el tambor de succión del compresor D-2005; el líquido de este tambor es circulado al tambor separador D-2004 junto con el efluente del reactor. El gas es enviado al compresor de gas neto G-2003 A/B/C (primera etapa); luego se enfría por medio del enfriador de descarga de primera etapa E-2006, para recontactarse con la corriente de líquido del segundo tambor de recontacto E-2007 A/B y enviado al primer tambor de recontacto D-2005; el líquido condensado es bombeado por la G-2004 A/B a la desbutanizadora D-2011.

La corriente de gas entra a la segunda etapa de compresión. El gas se dirige al compresor de gas neto G-2003 A/B/C, el cual es enfriado mediante el enfriador de descarga de segunda etapa E-2008, combinándose con la corriente líquida del tambor D-2004 y enfriándose posteriormente para seguir al segundo tambor de recontacto D-2007. El gas de salida es enviado a la unidad de recuperación de livianos (recovery plus), donde se recuperan los

70

cortes livianos (GLP) por contacto con líquido a baja temperatura.

El gas rico en hidrógeno ingresa al tratador de cloruro, D-2008 A/B, donde los cloruros son removidos antes de que el gas neto sea enviado al cabezal de refinería. La corriente gaseosa continúa al tambor deshidratador de succión de la tercera etapa D-2009, luego pasa a la sección de recontacto, donde se comprime en la tercera etapa mediante el compresor G2003 A/B/C. Seguidamente es enfriado en los enfriadores de descarga de tercera etapa del E-2010 y E-2011, para seguir al separador D-2010, en donde el gas neto con alta pureza sale al cabezal de hidrógeno que suministrará a los proceso de hidrotratamiento. Tanto el líquido (reformado inestable) de la unidad de recuperación de livianos (recovery plus), como de los tambores D-2009

y

D-2010

son

enviados como

carga

a

la

desbutanizadora D-2011. 2.10.5 Sección de recuperación de livianos (recovery plus)

La función principal de esta sección es absorber los restos de compuestos livianos de reformado contenidos en el gas neto (hidrógeno) y elevar su pureza a un 94 % molar. Esta unidad se ilustra en el anexo C. El reformado inestable proveniente del fondo del tambor D-2006 fluye hacia el intercambiador de calor E-2061 donde le sede calor a la corriente de reformado rico en livianos proveniente del fondo de la torre absorbedora D2061, luego pasa al enfriador congelador E-2063 (CHILLER) donde se enfría hasta una temperatura de 2 °F, entrando a la torre absorbedora D-2061 por la parte superior de esta.

El hidrógeno o gas neto que proviene del tope del tambor D-2007 entra a la sección de recuperación de livianos (recovery plus), pasa por el

71

intercambiador de calor E-2062 donde le sede calor a la corriente de hidrógeno puro que proviene del tope de la torre absorbedora D-2061, luego pasa al intercambiador con propano E-2063 (CHILER) donde se disminuye su temperatura hasta 9 °F, para entrar a la torre absorbedora D-2061 por la parte inferior de esta. Las dos corrientes en el interior de la torre se cruzan en contracorriente dándose un efecto de absorción donde el reformado absorbe de la corriente de hidrógeno los componentes livianos de reformado contenidas en el este, saliendo por el tope de la torre un hidrógeno con 94 % de pureza y por el fondo reformado rico en livianos.

El hidrógeno puro que sale por el tope de la torre absorbedora D-2061, se enfría en el intercambiador de calor E-2062 por el lado carcaza y luego pasa a los declorinadores de gas D-2008. El reformado rico en livianos que sale por el fondo de la torre absorbedora D-2061, recibe calor por el lado de la carcasa del intercambiador de calor E-2061 para luego pasar por el lado de la carcasa del intercambiador de calor E-2065, enfriando la corriente de propano que pasa por el lado de los tubo de ese intercambiador para dirigirse luego como alimentación a la torre desbutanizadora D-2011.

En el enfriador E-2063 (CHILER) el enfriamiento se logra a través de una circulación de propano por un método conocido como método Breiton (enfriamiento mecánico) que se da a través de una circulación en circuito cerrado de un refrigerante. En este caso, el propano cumple un ciclo conformado por cuatro pasos; en un primer paso el refrigerante (propano) pasa por un evaporador (E-2063), posteriormente pasa por el paso de compresión (compresor G-2062), luego a una etapa de condensación (condensador E-2064) y por último a una etapa de expansión para luego entrar nuevamente al evaporador y así cumplir su ciclo cerrado. En el tambor separador D-2062, la corriente de propano (a la que se le inyecta aceite en el

72

compresor) cuando entra al tambor separador, se separa el propano y el aceite, este último es succionado

del fondo del tambor y utilizado

nuevamente en el compresor G-2062 como aceite de lubricación. 2.10.6 Sección del desbutanizador

Tiene como finalidad remover todos los componentes livianos del reformado (producto deseado). Los flujos combinados en la sección de recontacto son calentados en el intercambiador de alimentación al desbutanizador, E-2012 A/B. La corriente de fondo del desbutanizador se dirige al rehervidor B-2004. El vapor de tope es enfriado en los calentadores E-2015 y E-2016 A/B, seguidamente se colectan en el tambor de condensado D-2012. La bomba de tope del desbutanizador, G-2005 A/B devuelve parte del líquido a columna como reflujo. La corriente rica en C3/C4 fluye a la sección de fraccionamiento de GLP. El gas de escape del tambor de condensado D-2012, es recirculado a la sección de recontacto aguas arriba del tambor de succión D-2005.

El reformado, producto de fondo del desbutanizador, se enfría intercambiando calor con la alimentación al mismo en el intercambiador E2012 A/B. Posteriormente es enfriado a la temperatura de almacenaje en los enfriadores de fondo del desbutanizador E-2013 y E-2014 A/B.

2.11 Descripción del proceso de regeneración continúa del catalizador (CCR) en la U-20

Existen cuatro funciones que se realizan en la torre de regeneración D-2020:

73

2.11.1 Quema de coque, cloración, secado y enfriamiento del catalizador

En el anexo D se ilustra el diagrama de bloque de la sección de regeneración continua del catalizador (CCR) perteneciente a la unidad de reformación catalítica de la refinería Puerto La Cruz.

2.11.2 Zona de quemado

El catalizador desciende entre dos mallas filtrantes concéntricas verticales junto con el gas de regeneración caliente utilizado para quemar carbón contenido en el catalizador gastado. Este flujo de gas de regeneración circula radialmente entre las mallas mediante el soplador G-2016 y se enfría en contracorriente con aire en el intercambiador E-2020. En este circuito se controla el oxígeno es controlado para limitar la producción de calor en la quema de coque del catalizador. Luego de haber quemado en su totalidad el coque del catalizador, el mismo fluye a la zona de cloración, donde el catalizador se pone en contacto con el gas de cloración, formado por aire proveniente de la zona de secado y cloruro orgánico que es inyectado por la bomba G-2019 A/B.

El gas de cloración circula a través del lecho del catalizador que es mezclado con los gases de la zona de quemado. El aire es calentado en el intercambiador eléctrico E-2024. El objetivo de esta zona es recuperar el polo activo de ácido clorhídrico del catalizador una vez que queda libre de coque el área superficial del mismo.

2.11.3 Zona de secado

Se elimina el exceso de humedad al catalizador mediante aire proveniente

74

del secador M-2016, y entra al fondo de la torre de regeneración D-2020 para ser enfriado. El aire de la zona de enfriamiento fluye ascendentemente e ingresa a la zona de secado, el cual es utilizado nuevamente en la zona de cloración. El aire seco caliente circula en contracorriente al flujo de catalizador.

2.11.4 Tolva de cierre

el catalizador enfriado y oxidado en la torre de regeneración D-2020, circula al tambor de sello de nitrógeno D-2025, el cual está localizado en la parte inferior de la torre de regeneración D-2020, el cual separa la atmósfera de hidrógeno-hidrocarburo de la tova de cierre D-2026. Existe la facilidad de adicionar catalizador fresco por gravedad en el embudo D-2028 de la tolva de cierre de adición D-2024, aguas arriba del tambor de sello de nitrógeno D2025. El catalizador de este último se dirige hacia a la tolva de cierre D-2026, que controla la transferencia de catalizador regenerado de la torre de regeneración que regresa a los reactores D-2001/2002/2003. La tolva de cierre consta de tres zonas separadas.

El flujo de catalizador a través de la tolva de cierre es controlado cambiando la presión diferencial entre las zonas, alternadamente, iniciando y parando el flujo de catalizador en cada zona. El gas elevador de catalizador desde la tolva de cierre a los reactores es gas neto del tambor de recontacto N° 2 D-2007, y para la reducción catalizador oxidado.

2.12 Reactor de la unidad de reformación catalítica (U-20)

Son tres reactores apilados uno encima del otro D-2001/2002/2003, de lecho móvil de flujo ascendente y su diseño se basa sobre una velocidad espacial

75

total que proporciona el volumen de catalizador necesario. En cada uno de los reactores la mezcla de gases de recirculación y alimentación vaporizada fluye anularmente a lo largo del lecho del catalizador donde esta última es reformada para formar los diferentes productos.

La alimentación al reactor N°1, D-2001 entra por la parte superior fluyendo descendentemente a través del lecho del catalizador así como radialmente a través del espacio anular; el producto fluye entonces en forma ascendente a través de la tubería central y sale por medio de un codo de extracción localizado en la parte alta del reactor como se puede observar en la Figura 2.6. Posteriormente el producto se dirige aguas abajo a los calentadores de fuego directo donde se recalienta antes de entrar al siguiente reactor. El mismo proceso ocurre en el reactor N°2, D-2002 hasta el reactor N°3, D-2003 en donde sale finalmente el producto (efluente inestable) como se muestra en el anexo B. La mayoría de las reacciones son endotérmicas y, en consecuencia, existe una caída significativa de temperatura a lo largo de cada reactor. En los dos primeros reactores se llevan a cabo la deshidrociclización de parafinas y la deshidrogenación de naftenos y son ambas muy endotérmicas. Generalmente, el último reactor promueve una combinación de deshidrociclización de parafinas y de reacciones de hidrocraqueo. (UOP, 2002)

76

Figura 2.6 Dinámica de las corrientes en los reactores (UOP, 2012) 2.13 Horno de la unidad de reformación catalítica (U-20)

Existen tres calentadores de gas en una unidad típica de reformación. El calentador de carga es del tipo radiación convección y además es de tipo caja con tubos de proceso tipo U (ver figura 2.7). Este diseño provee una baja caída de presión a través de los calentadores. La alimentación pasa a través de la sección de radiación únicamente. El calor que todavía tiene los gases de combustión es recuperado en la sección de convección generalmente para generación de vapor o rehervidor de columna.

Cada calentador está equipado con quemadores de gas combustible montados en los muros finales de cada caja del calentador. El gas combustible que fluye hacia los quemadores es generalmente ajustado por un controlador de presión que controla la temperatura a la salida del horno y

77

de entrada al reactor. La corriente de aire a través del calentador es controlada por un regulador de tiro (damper) localizado en la chimenea sobre la

sección

de

convección.

Los manómetros de

corriente

de aire

(vacuómetros) son instalados en la zona de radiación, entradas de convección, y, antes y después del “damper” para monitorear la corriente de aire a través del calentador. Se debe mantener una presión negativa por seguridad y eficiencia en la operación del horno. (UOP, 2002)

Figura 2.7 Esquema general del horno de precalentamiento de carga al reactor 2.14 Programa de simulación PRO/II

Es un sistema de simulación por computadora desarrollado por la empresa Simulation Sciences Inc. que resulta muy útil para ingenieros de procesos en las industrias químicas, petrolera, de gas natural y combustibles sintéticos. Combina las bases de datos de una gran biblioteca de compuestos químicos

78

y métodos termodinámicos de predicción de propiedades, con las más avanzadas y flexibles técnicas de operaciones unitarias.

Provee al ingeniero de procesos con las facilidades computacionales para realizar todos los cálculos de balance de masa y energía necesarias para modelar la mayoría de los procesos de estado estable, además de realizar desde la simple evaluación de propiedades de mezcla y equilibrio líquido-vapor hasta la simulación completa de una planta de procesos, permitiendo también la optimización de diseño en base a las condiciones económicas u operacionales. (SIMCI and Invensys Company, 1997). 2.15 Programa aspem PIMS

Fue desarrollado por la empresa Aspen Tech, el cual emplea una técnica de programación lineal que permite optimizar el diseño y las operaciones para mejorar la eficiencia y rentabilidad de una refinería o cualquier otra industria en consideración.

Dentro de la amplia gama de aplicaciones del PIMS cuentan las siguientes: 

Evaluación de cambios en la alimentación en las unidades de proceso



Dimensionamiento de plantas



Optimización de mezclas de productos



Programación de operaciones



Elaboración de nuevos productos



Optimización del margen de refinación

79

Los modelos de programación lineal construidos con el PIMS son diseñados para evaluar situaciones dentro de un periodo de tiempo definido referidas a una industria en particular. (Aspen Technology, 2003) 2.16 Programa aspen process explorer

Es una aplicación de la empresa de Aspen Tech utilizada para graficar y analizar datos a tiempo real desde una fuente de datos (base de datos) determinada. Esta aplicación es una herramienta poderosa debido a sus capacidades para reportar y analizar datos, y está integrada a través de la tecnología ActiveX de Microsoft. Entre las herramientas que ofrece Aspen Process Explorer, se encuentran: 

Buscador de tags (Aspen Tag Browser). Es de utilidad para la búsqueda de las etiquetas (tags) de los medidores de campo en la base de datos InfoPlus.21 de una manera simple y avanzada.



Herramienta de tendencia (Trending Tool). Permite

graficar el

comportamiento de una variable, ya sea la magnitud de valores enteros, reales o estadísticos en un lapso de tiempo definido por el usuario. 

Herramienta de control de tiempo (Timeline Control Tool). Incluye todos los elementos que controlan el marco del tiempo para una gráfica determinada, como por ejemplo la cantidad de tiempo transcurrido entre el tiempo de inicio y final (Plot Span) y el calendario, entre otros;



Leyenda. Muestra la información del tag que se está graficando.



Adicionalmente a los gráficos de tendencias, el Aspen Process Explorer ofrece los siguientes tipos de gráficos:



Curvas X-Y. Se grafica la magnitud de un tag de la base de datos contra otro punto en la misma base de datos, utilizando una escala de

80

tiempo definida por el usuario. También permite calcular y graficar una curva de regresión. 

Gráficos de proceso. También conocidos como esquemáticos, los cuales son una representación de los diagramas de flujo de proceso donde es posible observar los valores reportados por los elementos de control a tiempo real y la ubicación de los mismos sobre las líneas de proceso. Además cuenta con hipervínculos que permiten interrelacionar los esquemáticos de las diferentes áreas de la planta.



Gráficos de control estadístico, o SPC Plots. (Aspen Technology, 2003).

CAPÍTULO III DESARROLLO DEL TRABAJO

3.1 Definición de la futura calidad de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto de conversión profunda de la refinería puerto la cruz

En esta etapa se procedió a simular una mezcla de dos corrientes provenientes de la unidad hidrotratadora de nafta (NHT) y unidad recuperadora de gases (GRU-88) del proyecto Conversión Profunda, mediante el programa de simulación de procesos PRO/II. Para ello se revisaron los manuales de referencia del simulador (Simulation Sciences Inc.) para la comprensión y manejo del programa. Esta información fue complementada con la revisión de recursos bibliográficos, tesis de grado, artículos y publicaciones en internet referente al modelaje de una simulación. 3.1.1 Descripción de los pasos seguidos para

la construcción del

modelo

Los pasos para la construcción del modelo en el paquete de simulación PRO/II se muestran en la figura 3.1 y son explicados en cada paso.

82

Figura 3.1 Esquema para el desarrollo del modelo de simulación en PRO/II 3.1.1.1 Paso 1: datos generales del proceso

En esta sección se seleccionaron en el modelo de simulación las unidades dimensionales de los datos de entrada y salida, la definición del problema, la solicitud de propiedades en el reporte de salida, número de iteraciones por cálculo, tolerancia de los cálculos y secuencia del cálculo para operaciones unitarias. 3.1.1.2 Paso 2: definición de los componentes

Esta sección es utilizada para definir los componentes químicos presentes en

83

el problema.

En el despliegue de la ventana selección de los componentes se definieron las parafinas, naftenos y aromáticos totales de las corrientes provenientes de la unidad hidrotratamiento de nafta (NHT) y unidad recuperadora

de

gases

(GRU)

del

proyecto

Conversión

Profunda

suministrados por la refinería Puerto La Cruz para el período de estudio de abril a septiembre del 2015, presentados en la tabla 3.1.

Tabla 3.1 Componentes de las corrientes de alimentación de NHT y GRU COMPONENTES TOTALES (% v/v) CORRIENTE DE ALIMENTACIÓN

Parafinas

Naftenos

Aromáticos

Unidad de hidrotratamiento de nafta (NHT)

34,46

50,43

15,01

Unidad recuperadora de gases (GRU)

33,78

51,62

14,51

3.1.1.3 Paso 3: método termodinámico

La opción de ecuaciones termodinámicas del PRO/II están basadas en modelos matemáticos y ecuaciones de estado clásicas que describen las características de las corrientes mediante el cálculo de propiedades de transporte,

temperaturas,

presiones,

composición

y

propiedades

termodinámicas como entropía y entalpia. Existen distintos métodos para calcular propiedades y el usuario selecciona la más conveniente según el problema que se esté tratando.

El método termodinámico elegido para el desarrollo de la simulacion de la mezcla de corrientes de alimentación provenientes de las unidad hidrotratadora de nafta (NHT) y unidad de recuperadora de gases (GRU) del proyecto Conversión Profunda fue Soave Redlich kwong (SRK), debido a que

84

el manual de referencia del simulador PRO/II recomienda que se aplique este método para la unidades que procesan alimentaciones a ser reformadas y a bajas presiones de operación que se encuentren dentro del rango de 0 a 4.985 psig.

3.1.1.4 Paso 4: construcción del diagrama de flujo

Se llevó a cabo utilizando la interfaz gráfica interactiva, llamada Provisión, que usa menú, listas y formas para interpretar las instrucciones del usuario. Además posee características únicas que ayudan en la construcción del diagrama de flujo del proceso: botones, íconos y en algunos casos pantallas de entrada bordeadas en seis colores usados para indicar el nivel de datos al usuario como puede observarse en la tabla 3.2. Cada operación tiene un esquema de configuración definida en el programa. Entre las principales operaciones unitarias con que cuenta PRO/II están: columnas, reactores, compresores, intercambiadores, etc.

Tabla 3.2 Código de colores usados por PRO/II COLOR ROJO VERDE AZUL AMARILLO

SIGNIFICADO Datos requeridos. Acciones o datos requeridos del usuario. Datos opcionales que pueden ser suministrados por el usuario. Datos suministrados al sistema. Información completada por el usuario Datos cuestionables. Peligro de que la información suministrada esté fuera del rango normal.

GRIS

Campo de datos no disponibles.

NEGRO

Datos de entrada no requeridos.

En este trabajo se seleccionó como operación unitaria un mezclador (mixer) que funciona como tanque de almacenamiento donde se mezclan dos

85

corrientes. La primera corriente proviene de la unidad hidrotratadora de nafta (NHT), y la segunda corriente de la unidad recuperadora de gases del proyecto Conversión Profunda (GRU-88). 3.1.1.5 Paso 5: definición de las corrientes de flujo

En esta sección se definen todas las corrientes de alimentación asignándole un nombre para su identificación y se introducen las condiciones de operación de la corriente. Existen diferente tipos de corriente los cuales son: corriente con composición y condiciones térmicas definidas, corrientes de condiciones térmicas definidas y datos de ensayo de destilación ASTM (corriente “assay”), corriente de composición definida por referencia a otra corriente y corrientes sin composición ni condiciones definida a las cuales solo se le asigna el nombre.

Se definieron dos corrientes de alimentación dirigidas al mezclador y una corriente de salida como se puede visualizar en la figura 3.2. Las corrientes de alimentación que provienen de la unidad recuperadora de gases del proyecto Conversión Profunda y unidad hidrotratadora de nafta fueron nombradas como GRU y NHT respectivamente. La corriente de salida fue identificada como ALIM. Luego se introdujeron en el simulador los datos de temperatura, presión, flujo, gravedad específica y ensayo de destilación ASTM D-86 para cada corriente de alimentación definida, los cuales se pueden observar en las tablas 3.3 y 3.4.

86

Figura 3.2 Representación gráfica de las mezcla de las corrientes de alimentación GRU y NHT introducidas al mezclador y corriente de salida (ALIM) en el simulador de procesos PRO/II Tabla 3.3 Propiedades de las corrientes de alimentación de GRU y NHT suministradas para el período de estudio abril-septiembre del 2015 Propiedades Flujo volumétrico (bpd) Temperatura (°F) Presión (psig) Gravedad especifica

Corriente de alimentación GRU NHT 6.854 28.200 250 250 35,3 35,3 0,77 0,77

Tabla 3.4 Ensayo de destilación ASTM-D86 para las corrientes de alimentación de GRU y NHT suministradas para el período de estudio abrilseptiembre del 2015 Porcentaje de destilado (% v/v) 1 10 50 90 99

Temperaturas de las corrientes de alimentación (°F) GRU 233 251 276 306 334

NHT 228 239 272 306 345

87

3.1.1.6 Paso 6: datos del equipo

Para el mezclador no fue necesaria la recolección de información del tanque D-1904 para su simulación, debido a que esté por defecto utiliza las condiciones de operación de las corrientes de alimentación de la unidad recuperadora de gases del proyecto Conversión Profunda y unidad hidrotratadora de nafta dado a que como se puede visualizar en la tabla 3.3 la presión y temperatura son las misma para cada corriente antes mencionada.

3.1.1.7 Paso 7: corrida de la simulación

Luego de haber suministrado los datos de los componentes, propiedades, ensayos de destilación ASTM-D86, condiciones operacionales y definición de las corrientes de alimentación provenientes de la unidad recuperadora de gases del proyecto Conversión y unidad hidrotratadora de nafta presentados en las tablas 3.1, 3.3 y 3.4, requeridos por el programa de simulación PRO/II, se procedió a ejecutar la corrida del modelo.

Los resultados de la corriente de salida (ALIM) dados por el modelo de simulación para una mezcla de dos corrientes de alimentación provenientes de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto Conversión Profunda y unidad hidrotratadora de nafta (NHT) se pueden observar en la tabla 4.1. Los resultados del modelo de simulación antes mencionados se puede visualizar en el anexo E.

88

3.2 Estimación de la temperatura WAIT en los reactores según el contenido resultante de naftenos y aromáticos para un octanaje de 100 RONC mínimo

Para llevar a cabo esta sección es necesario definir las condiciones del proceso, los cuales se presentan a continuación: 3.2.1 Velocidad espacial (LHSV)

Para la obtención de este parámetro se realizó la búsqueda de información en el manual del licenciante UOP encontrándose un volumen del catalizador cargado a los reactores de 3.333 ft3 y se tomó un flujo de alimentación mínimo de 4.085 ft3/h, con dichos valores se determinó la velocidad espacial mediante la ecuación 2.18, como se ejemplifica a continuación:

3.2.2 Cantidad de naftenos y aromáticos presentes en la corriente de alimentación de la unidad de reformado catalítico

Se tomó en consideración la cantidad de naftenos y aromáticos resultantes de la simulación donde se obtuvo la nueva calidad de alimentación a procesar en la unidad de reformado catalítico (U-20). Dentro de los componentes de la nueva alimentación la cantidad de naftenos es de 50,7 % v/v y la cantidad de aromáticos es de 14,9 % v/v.

89

3.2.3 Número de octano (RONC)

En la unidad de reformación catalítica este parámetro se ajusta a un valor comprendido entre un rango de 95 a 102. En este trabajo se fijó en un valor de 100 como mínimo debido a que se quiere aumentar la producción en la unidad y obtener un mejor rendimiento del producto.

Una vez definidas las condiciones del proceso como velocidad espacial, cantidad de naftenos y aromáticos en la alimentación de la unidad de reformado catalítico y número de octano (RON), se establecen cuatro pasos para la estimación de la temperatura WAIT.

3.2.3.1 Paso 1

Se determinó el índice actividad catalítica mediante la ecuación 2.20 y se sustituyeron los valores de la cantidad de naftenos y aromáticos de la nueva alimentación, obteniéndose lo siguiente:

3.2.3.2 Paso 2

Con el índice de actividad catalítica obtenido y un parámetro RONC fijado en un valor de 100 se ingresó a la figura 3.3 y se obtuvo una temperatura WAIT 1 de 906 ºF.

90

Figura 3.3 Requerimiento WAIT para 1.0 LHSV 3.2.3.3 Paso 3

Con el LHSV (1,2 de 6 ºF.

) se ingresó a la figura 3.4 y se obtuvo una temperatura

91

Figura 3.4 Requerimiento WAIT para la corrección del LHSV 3.2.3.4 Paso 4

Para calcular la temperatura WAIT se utilizó la ecuación 3.1 sustituyendo los valores de Temperatura WAIT1 (906 °F) y Temperatura WAIT2 (6 °F) obtenidos en los pasos 2 y 3.

Temperatura WAIT = Temperatura WAIT1 + Temperatura WAIT2

(Ec. 3.1)

Temperatura WAIT = 906 °F + 6 °F Temperatura WAIT = 912 °F Este procedimiento se repite para cada carga de alimentación para un rango de estudio de 4.085 a 8.188 fft3/h. Los valores calculados en esta sección están reportados en la tabla 4.2.

92

3.3 Determinación del flujo de gas combustible en los hornos de reacción según el WAIT estimado

Mediante el programa de procesos PRO/II se simuló un horno de reacción con la finalidad de determinar el flujo de gas combustible necesario para alcanzar la temperatura WAIT

(912 °F) calculada en el objetivo anterior.

Para ello se revisaron los manuales del simulador de procesos PRO/II. Esta información fue complementada con la revisión de recursos bibliográficos, tesis de grado, artículos y publicaciones en internet referente al modelaje de una simulación.

Se procedió a la construcción de la simulación del horno de reacción siguiendo los pasos establecidos en la figura 3.1, los cuales se describen a continuación: 3.3.1 Paso 1: datos generales

Se definieron las unidades dimensionales de los datos de entrada y salida del modelo, la definición del problema, la solicitud de propiedades en el reporte de salida, número de iteraciones por cálculo y tolerancia del cálculo para las operaciones unitarias.

3.3.2 Paso 2: definición de los componentes

Para el desarrollo del modelo de simulación del horno de reacción se definieron los componentes existentes en la librería del programa PRO/II tales como: metano, etano, propano, isobutano, butano, isopentano, pentano, oxigeno, nitrógeno, monóxido de carbono, hidrógeno y sulfuro de hidrógeno.

93

Los pseudocomponentes se generan al introducir las composiciones correspondientes a cada corriente de alimentación al horno. 3.3.3 Paso 3: método termodinámico

Se eligió el método termodinámico de Peng-Robinson (PR) para la simulación del horno de reacción, debido a que el manual del programa de procesos PRO/II recomienda que se aplique este método para una corriente de gas combustible con una composición menor a 5 % de nitrógeno y monóxido de carbono. Las composiciones del gas combustible se pueden observar en la tabla 3.5. 3.3.4 Paso 4: construcción del diagrama de flujo

Se realizó la construcción del diagrama de flujo para la simulación del horno de reacción en el programa de procesos PRO/II mediante la interfaz interactiva Provisión. Para ello se procedió a incorporar: 

Un horno de reacción el cual fue utilizado para elevar la temperatura WAIT a 912 °F



Dos corrientes de alimentación, donde la primera está compuesta por nafta y la segunda es una mezcla de gas combustible y aire



Dos corrientes de salida, donde la primera es nafta y la segunda es gas de combustión



Un mezclador utilizado como quemador en el horno de reacción, con la finalidad de que ocurra las reacciones de combustión entre la corriente de aire y gas combustible

94



Un controlador para mantener la relación de la corriente de alimentación de gas combustible/nafta

3.3.5 Paso 5: definición de las corrientes de flujo

Se procedió a identificar las corrientes de alimentación y de salida en la simulación del horno de reacción como se puede visualizar en la figura 3.5. Las corrientes de alimentación que se dirigen al horno de reacción provienen de la unidad hidrotratadora de nafta y del mezclador, las cuales fueron definidas con los nombres de NAFTA1 y S2. Por otra parte las dos corrientes de salida del horno de reacción se identificaron como NAFTA2 y GC2.

Para el mezclador fue necesario la incorporación de dos corrientes de alimentación, donde la primera es gas combustible y la segunda aire. La corriente de alimentación de gas combustible y de aire fueron designados como GC1 y S1 respectivamente.

95

Figura 3.5 Representación gráfica de las corrientes de alimentación y de salida para la simulación del horno de reacción en el programa de procesos PRO/II Luego de identificadas las corrientes de alimentación y de salida para el desarrollo de la simulación del horno de reacción se procedió a introducir en el programa de procesos PRO/II para cada corriente de alimentación definida los datos requeridos de: temperatura, presión, flujo, composición, gravedad °API y ensayo de destilación ASTM-D86, los cuales fueron suministrados por la refinería Puerto La Cruz para el periodo de estudio de abril a septiembre del 2015 se pueden visualizar en las tablas 3.5, 3.6, 3.7 y 3.8.

96

Tabla 3.5 Composición de la corriente de alimentación de gas combustible para el período de estudio abril-septiembre del 2015 Componentes

% molar

Oxigeno

0,002

Nitrógeno

0,008

Etano

8,986

Metano

71,567

Propano

1,274

Butano

0,191

Isobutano

0,528

Pentano

0,028

isopentano

0,043

Monóxido de carbono

0

Agua

0

Dióxido de azufre

0

Sulfuro de hidrógeno

0,035

Tabla 3.6 Composición de la corriente de alimentación de aire Componentes

% molar

Nitrógeno Oxigeno

0,79 0,21

Tabla 3.7 Propiedades de las corrientes de alimentación definidas en la simulación del horno de reacción como GC1, S1 y NAFTA1 para el período de estudio abril-septiembre del 2015 Propiedades Corriente de alimentación

Temperatura (°F)

Presión (psig)

Flujo (bbl/h)

Gravedad (°API)

GC1

125

150

-

-

S1

90

125

1.424,9

-

NAFTA1

805,3

57,7

729

51,9

97

Tabla 3.8 Ensayo de destilación ASTM D-86 para la corriente de alimentación definida en la simulación del horno de reacción como NAFTA1 para el período de estudio abril-septiembre del 2015 Porcentaje de Temperatura (°F) destilado (% v/v) 1

228,3

5

235,6

10

241,4

30

260,7

50

273,8

90

312,3

95

323,4

100

336,2

3.3.6 Paso 6: datos del equipo

Para el desarrollo de la simulación del horno de reacción se introdujo en el programa de procesos PRO/II la especificación general del horno, estimaciones

iniciales

y

especificación

de

temperatura.

Los

datos

suministrados al horno de reacción en el programa PRO/II fueron proporcionados por la refinería Puerto la Cruz y se pueden visualizar en las tablas 3.9, 3.10 y 3.11.

Para el controlador solo fue indispensable la relación de flujo de gas combustible/flujo de nafta pesada (140.000) suministrada por la refinería Puerto La Cruz para el periodo de estudio de abril a septiembre del 2015. Ninguna especificación operacional fue necesario para el mezclador.

98

Tabla 3.9 Especificación general del horno de reacción en el programa PRO/II para el período de estudio abril-septiembre del 2015 Transferencia de calor al gas a procesar

Transferencia de calor del gas a la pared del horno

Calor por convección (Btu/h.°F)

Temperatura de salida del proceso (°F)

Temperatura de la pared del horno (°F)

Calor perdido a través de la pared del horno (%)

6,1607 x 106

1.050

1.461,2

2

Tabla 3.10 Estimaciones iniciales de la simulación del horno de reacción en el programa PRO/II para el período de estudio abril-septiembre del 2015 Estimaciones iniciales Temperatura promedio de piel de tubo (°F)

Temperatura bridgewall (°F)

1.219,2

1.098

Para introducir el dato del máximo delta de temperatura requerido para la sección de especificación de temperatura en la simulación del horno de reacción, se realizó el cálculo de la diferencia de temperatura WAIT obtenida en el objetivo anterior (912 °F) y temperatura de salida de la corriente de nafta en el reactor de reformación catalítica (779 °F) suministrada por el programa Aspen Process Explorer. El cálculo para la obtención del máximo delta de temperatura se presenta a continuación:

Max. Delta de temperatura = Temp. WAIT–Temp. de salida del reactor (Ec. 3.2)

Max. Delta de temperatura = 912 °F - 779 °F Max. Delta de temperatura = 133 °F 3.3.7 Paso 7: corrida de la simulación

Suministrados todos los datos requeridos en la simulación del horno de reacción en el programa de procesos PRO/II, se procedió a la corrida del

99

modelo de simulación, obteniéndose un flujo de gas combustible de 101.860 ft3/h.

Este procedimiento se repite para un rango de corriente de alimentación de nafta al reactor de 729 a 1.208 barriles por hora (bph) y un rango de temperatura WAIT de 912 a 955 °F. Los resultados de los flujos de gas combustible arrojados por la simulación del horno de reacción en el programa de procesos PRO/II se pueden observar en la tabla 4.4. Los resultados de la simulación del horno de reacción se visualizan en el anexo F. 3.4 Estimación del nuevo rendimiento de reformado y el beneficio económico

en función del

procesamiento

de

la

nafta

pesada

proveniente de la unidad recuperadora de gases

3.4.1 Estimación del nuevo rendimiento de reformado

Se elaboró una gráfica de índice de estabilidad catalítica vs rendimiento de reformado apreciado en la figura 3.11, el cual presento un comportamiento lineal. Los datos para la construcción de esta grafica fueron suministrados por la refinería Puerto La Cruz y se encuentran referidos en tabla 3.11.

Tabla 3.11 índice de estabilidad catalítica y rendimiento de reformado suministrados para el periodo de estudio abril-septiembre del 2015 Índice de estabilidad catalítica (% v/v)

Rendimiento de reformado (%)

50 60 70

85,5 87,5 89,5

100

Se procedió a calcular el índice de estabilidad catalítica utilizando la ecuación 2.22, tomándose en consideración la cantidad de naftenos (50,7 % v/v) y aromáticos (14,9 % v/v) procedente de la simulación donde se pudo conocer la nueva calidad correspondiente a la alimentación a procesar en la unidad de reformación catalítica, como se describe a continuación:

INDICEEC = [50,7 + 14,9] % v/v INDICEEC = 65,6 % v/v

Una vez conocido el índice de estabilidad catalítica (65,6 % v/v) se procedió a visualizar en la figura 3.6 el valor correspondiente al rendimiento de reformado el cual fue de 88,6 %.

Figura 3.6 Gráfico de rendimiento de reformado vs índice de estabilidad catalítica

101

3.4.2 Estimación del beneficio económico en función del procesamiento de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases

Debido a un cambio a futuro en la dieta de crudo a procesar en la refinería Puerto La Cruz y la incorporación de una nueva alimentación proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU-88) del proyecto Conversión Profunda es necesario estimar el impacto económico que esto puede causar en la calidad de reformado requerido como componente esencial en la formulación de gasolinas. Para ello se llevó a cabo mediante el simulador Aspen PIMS la estimación del beneficio económico de este proyecto de acuerdo a los datos de componentes y servicios suministrados por la refinería Puerto la Cruz los cuales se aprecian en las tablas 3.12, 3.13, 3.14 y 3.15.

Para el desarrollo de esta simulación el programa Aspen PIMS se basó en tres tablas: tabla de compra de insumos adquiridos, tabla de venta que lista los productos finales destinados al mercado interno, tabla de compra de servicios y por último la tabla de capacidad de procesamiento de las unidades de la refinería Puerto La Cruz. Se realizaron dos simulaciones las cuales fueron llamadas modelo 1 (caso base) y modelo 2 (submodelo de reformación). El procedimiento que se efectuó para introducir los datos de componentes, unidades de proceso y servicios en la tabla de compra de insumo, tabla de venta de insumos y tabla de servicios para la simulación del modelo 1 en el programa Aspen PIMS en el periodo de estudio de abril a septiembre del 2015 fue el siguiente:

1.

Se le asigna a las componentes seleccionados un identificador de componente (TAG)

2.

Se establecen las unidades de bbl/día y valores de $/bbl

102

3.

Se definen las restricciones tomados en cuenta para el modelo 1 las cuales son:



La alimentación a evaluar es la misma que se procesa actualmente con una dieta de crudo de: Anaco Wax/Santa Bárbara (41 °API), Leona (24 °API), Merey (16 °API) y Mesa (30 °API).



La carga a reformar fue fijada en 35 Mbpd



El rendimiento de reformado 84,8 %



Octanaje de 97 RON



Índice de estabilidad catalítica de 46,5 % v/v

1.

Se realizó la corrida de la simulación arrojando como resultado una función objetivo de 785,89 miles de dólares por día (M$/día), el cual representa el margen de ganancia de la empresa.

Para el modelo 2 (submodelo de reformación) se repite el mismo procedimiento del modelo 1 para variaciones en las restricciones donde la alimentación a evaluar es diferente a la que se procesa actualmente en la refinería Puerto la Cruz con una dieta de crudo de: Anaco Wax/Santa Bárbara (41 °API), Leona (24 °API), Merey (16 °API) y Mesa (16 °API), rendimiento de reformado de 88,6 %, octanaje de 100 RON e Índice de estabilidad catalítica de 65,6 % v/v, resultando de la función objetivo un valor de 907,41 M$/día.

Los resultados obtenidos para la simulación del modelo 1 y modelo 2 en el programa Aspen PIMS están reportados en las tablas 4,6 y 4,7. Los resultados de la simulación para el Modelo 1 y 2 se pueden visualizar en el anexo G.

103

Una vez obtenida la función objetivo para los modelos 1 y 2 simulados en el programa Aspen PIMS, se procedió a la comparación mediante el cálculo matemático de la diferencia entre ambas la cual se presenta a continuación:

Variación de Fn. Objetivo = Fn. Objetivo (modelo 2) - Fn. Objetivo (modelo 1) (Ec. 3.3)

Variación de Fn. Objetivo (M$/día) =

907,41 - 795,89

Variación de Fn. Objetivo (M$/día) = 111, 42 Tabla 3.12 Compra de insumos adquiridos por RPLC para el período de estudio abril-septiembre del 2015 TAG

Componentes

Unidad (bbl/día)

Costo ($/bbl)

AWX SBB MES MEY I4J VPX k3a VGJ FCK ALT CAO FXN

Anaco Wax Santa Bárbara Mesa T54 Merey Isobutano Jose Nafta pesada Isla VGO 0,3%S Amuay Gasolina natural Jose Nafta catalítica ISL Alquilato importado Comp. alto octano -S/ Nafta FCC importada

9.375 28.124 79.500 70.000 2.345 10.135 863 1.864 10.000 4.722 10.715 1.000

55.166 55.000 50.950 43.900 39.500 56.490 59.292 45.808 58.546 76.685 68.188 58.600

104

Tabla 3.13 Productos vendidos por RPLC para el período de estudio abrilseptiembre del 2015 TAG

Componentes

Unidad (bbl/día)

Costo ($/bbl)

LPV PMV UPV C6C JEV JET DMV RE2 DHX RA2 710 62S COQ

LPG Gasolina 91 octanos Gasolina 95 octanos Nafta liviana Jet M.L Jet A-1 Diesel automotor 0.5 Reformado 102 Diesel hidrotratado Destilados de DA-2 Residual El Chaure Res. 2.2 % S/ 450 SSF Coque

330 31.119 17.859 10.228 1.120 8.884 3.673 23.582 38.237 54.460 4.826 26.139 764

18.800 65.220 68.549 46.915 61.179 61.179 59.797 82.762 60.981 41.080 41.292 39.792 14. 620

Tabla 3.14 Compra de servicios utilizados en U-20 para el período de estudio abril- septiembre del 2015 TAG

Servicios

Unidad (bbls/día)

Costo ($/bbl)

CCC CHF H2O KWH STM

Catalizador Ácido fluorhídrico Agua de enfriamiento Electricidad Vapor

8.692 585 13.515 117.273 11.557

1.054 661 53 32 1.897

Tabla 3.15 Capacidad de las unidades de proceso que conforman la RPLC para el período de estudio abril-septiembre del 2015 TAG

Unidades de proceso

Capacidad (bbls/día)

AT1 AT2 AT3 GA1 GA2 RE1 RE3 T01

Destiladora DA-1 Destiladora DA-2 Destiladora DA-3 Max gasolina DA1 Max gasolina DA2 Max residual DA1 Max residual DA3 Separador nafta DA3

79.500 70.000 37.499 13.030 4.760 21.370 7.327 14.917

105

Tabla 3.15 Capacidad de las unidades de proceso que conforman la RPLC para el período de estudio abril-septiembre del 2015 (Continuación) TAG

Unidades de proceso

Capacidad (bbls/día)

NSP REF NHT DHT CCU ALK DM1 SV1

New naphtha SPLTR Reformación catalítica Hidrotratador de naftas Hidrotratador de diesel FCC Alquilación DHT DSL MODE REF Rate -SEV CAP

31.963 35.000 35.000 35.000 14.700 4.386 38.000 735.000

CAPÍTULO IV RESULTADOS

4.1 Definición de la futura calidad de nafta pesada proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto de conversión profunda de la refinería puerto la cruz

La refinería Puerto La Cruz procesa actualmente cuatro tipos de crudos: Anaco Wax/Santa Bárbara (41 °API), Leona (24 °API), Merey (16 °API) y Mesa (30 °API). Como caso de estudio en este trabajo se analizó un cambio a futuro en la dieta de la refinería procesando un crudo Mesa de 16 °API, manteniendo constante los tres crudos mencionados anteriormente; también se consideró la puesta en marcha del proyecto Conversión Profunda el cual procesará un crudo pesado proveniente de la Faja Petrolífera del Orinoco y un aumento máximo de flujo de alimentación a la unidad de reformación catalítica (U-20) de 35 Mbpd.

Un cambio en la dieta de procesamiento general de la refinería Puerto La Cruz y la incorporación de una alimentación proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU-88) del proyecto Conversión Profunda implicaría directamente una variación en la calidad de nafta pesada a procesar en U-20. Por lo que se haría necesario la cuantificación y caracterización de la nueva corriente a tratar para determinar las nuevas características operacionales inherentes al proceso de reformado, y de ser necesario

el

redimensionamiento

y/o

cambio

de

los

operacionales establecidos para la unidad de reformado catalítico.

parámetros

107

En la tabla 4.1 se pueden apreciar los valores de las propiedades físicas de la alimentación a la unidad de reformado catalítico (U-20), obtenidas mediante la simulación de la mezcla de dos corrientes provenientes de la unidad recuperadora de gases (GRU) y la unidad de hidrotratamiento de nafta (NHT), y suministradas por RPLC, los cuales se detallan a continuación. Tabla 4.1 Propiedades físicas de la alimentación a la U-20, obtenidas mediante la simulación de la mezcla de dos corrientes provenientes de GRU y NHT, y suministradas por RPLC Propiedades Flujo volumétrico (bpd) Flujo volumétrico ft3/h Gravedad (°API) IBP (°F) EBP (°F) Parafinas (% v/v) Naftenos (% v/v) Aromáticos (% v/v)

Alimentación Actual Simulada 32.000 35.000 7.486 8.188 53,5 51,9 210,2 228,3 330,2 336,2 49,7 34,3 29,5 50,7 20,2 14,9

4.1.1 Flujo volumétrico

Como se puede apreciar en la tabla 4.1 la unidad de reformado catalítico (U20) de la refinería Puerto La Cruz procesa actualmente 32.000 bpd de nafta hidrotratada, proveniente de la unidad de hidrotratamiento de nafta (NHT), siendo este flujo el óptimo para realizar las operaciones con una aceptable capacidad de maniobra, ya que la unidad fue diseñada para un flujo máximo de 35.000 bpd. Mientras que el flujo simulado resultó 35.000 bpd, ya que se le añade otra corriente proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto Conversión Profunda, era de esperarse el incremento en dicha corriente (simulada) por lo antes mencionado.

108

Es importante destacar que el aumento en el futuro flujo volumétrico de nafta pesada (simulado) supone un inconveniente operacional en dicha unidad (U-20) ya que la misma estaría operando al tope de su capacidad, por lo que no habría lugar para maniobras en caso de fallos en la misma, haciéndose necesario un redimensionamiento de la (U-20) o una disminución del flujo volumétrico proveniente de la unidad (GRU) para una adecuada operación de la misma. 4.1.2 Gravedad (°API)

Según UOP (2002) la corriente de alimentación de nafta pesada hidrotratada que va a las unidades de reformado catalítico debe tener una gravedad mínima de 51,8 °API, esto con el fin de evitar que compuestos pesados no convertibles dañen y ensucien los lechos catalíticos de los reactores de dichas unidades, además para asegurar la máxima conversión posible en compuestos reformados deseables sin la necesidad de variar ningún otro parámetro operacional (presión y temperatura) que desplacen el equilibrio termodinámico hacia reacciones no deseables dentro del proceso.

Como se puede notar en la tabla 4.1 el valor de la gravedad °API en la corriente simulada es 51,9, valor aunque muy cercano al límite establecido por UOP (2002) permite evitar cualquier inconveniente relacionado con el funcionamiento de los catalizadores, la modificación de los parámetros operacionales y el adecuado funcionamiento de la unidad, garantizando así las especificaciones de la corriente de salida de la unidad (U-20).

109

4.1.3 Punto inicial de ebullición (IBP)

El punto inicial de ebullición es un indicativo de la volatilidad de los productos derivados del petróleo y de su comportamiento en la aplicación que se les pretenda dar, es decir, mientras más bajo sea el (IBP) más volátiles serán los compuestos

contenidos

en

una

mezcla

de

hidrocarburos.

Las

especificaciones de los productos derivados del petróleo generalmente incluyen límites de destilación para asegurar que tengan un comportamiento adecuado en lo que respecta a su volatilidad. (COVENIN, 1995)

Como se refiere en la tabla 4.1 el punto inicial de ebullición (IBP) de la nafta pesada que actualmente procesa la unidad de reformado de RPLC es 210,2 °F, siendo ligeramente menor al valor obtenido mediante simulación (228,3 °F). Esta diferencia puede deberse a la incorporación de la corriente proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU) del proyecto Conversión Profunda que actualmente implementa RPLC, puesto que el citado proyecto contempla la implementación de una nueva tecnología para el procesamiento de los crudos pesados y extra pesados provenientes de la Faja Petrolífera del Orinoco, y al variar la dieta de la refinería se estaría alterando las especificaciones de los productos obtenidos en las demás unidades aguas abajo de las unidades de destilación.

UOP (2002) establece como temperatura de referencia del punto inicial de ebullición 181 °F para naftas pesadas hidrotratadas. Es evidente que ninguno de estos valores se acerca al valor de referencia, por lo tanto los hidrocarburos presentes en la corriente de salida, tanto actual como futura, de la unidad de reformado (U-20) tienen un grado de volatilidad fuera del valor propuesto para unidades de reformado y esto favorece la formación de compuestos más pesados a los deseados.

110

4.1.4 Punto final de ebullición (EBP)

Este parámetro está directamente relacionado con las especificaciones de volatilidad requeridas en la gasolina automotriz, el punto final debe ser limitado debido a la dificultad de combustión de los componentes pesados, al riesgo de ensuciamiento de la cámara de combustión y a problemas de dilución del aceite lubricante en los motores de los vehículos, lo que conllevara al desgaste de los mismos. Se recomienda que se establezca como límite del punto final de ebullición 395 °F esto con la finalidad de evitar los problemas antes mencionados (UOP, 2002)

En la tabla 4.1 se reflejan valores del EBP de 330,2 °F y 336,2 °F, tanto para la alimentación actual como simulada respectivamente, los cuales están dentro del rango establecido por UOP. Estos parámetros indican que la alimentación en cuanto a este parámetro es y será óptima, puesto que la presencia

de

compuestos

pesados

es

muy

poca,

reduciendo

significativamente el factor de ensuciamiento del catalizador por coquización. 4.1.5 Parafinas, olefinas, naftenos y aromáticos (PONA)

Para este análisis se tomaran como referencia los valores establecidos por la empresa licenciante (UOP, 2002) la cual establece como estándares en la carga de alimentación a las unidades de reformado los siguientes valores.

Parafinas 44,3 % v/v. Comparando este valor con los reportados en la tabla 4.1 para la alimentación actual (49,7 % v/v) y simulada (34.3 % v/v) se aprecia que el contenido de parafinas en la alimentación actual es ligeramente superior al establecido por el licenciante, si bien el contenido de

111

estas es muy importante en la alimentación (ya que las mismas promueven la formación de compuestos cíclicos que aumentan el octanaje del reformado), es importante destacar que las parafinas de bajo peso molecular tienden a craquearse dando compuestos de menos de 4 átomos de carbono y a ser precursores en la formación de benceno, que es indeseable debido a las regulaciones ambientales que sobre ese compuesto existen.

Mientras que para la alimentación simulada el contenido de parafinas se encuentra 10 % v/v por debajo del valor propuesto por el licenciante, pudiendo afectar esto en la calidad futura del reformado, aunque este valor relativamente bajo pudiera solaparse con el incremento de alguno de los otros componentes presentes en la alimentación que promuevan la formación de compuestos cíclicos.

Naftenos 33,6 % v/v. En la tabla 4.1 se reportan valores de 29,5 % v/v para la alimentación actual y de 50,7 % v/v para la simulada, se aprecia claramente el incremento significativo de naftenos en la alimentación simulada con respecto a la alimentación actual, esto resulta ser muy significativo para la calidad del reformado ya que los naftenos son componentes deseables en el proceso por que aumentan el potencial de aromatización de la alimentación, incrementando el octanaje del mismo.

Aromáticos 22,1 % v/v. Haciendo la comparación de este valor con los de la tabla 4,1 la cual reporta 20,2 % v/v para la alimentación actual y 14,9 % v/v para la simulada, se puede apreciar la baja proporción de aromáticos de la alimentación simulada con respecto a la actual, y a su vez comparándola con el valor proporcionado por el licenciante como referencia se evidencia que la corriente simulada queda muy restringida en cuanto a los compuestos aromáticos que son los precursores directos de la calidad del reformado, esta

112

disminución de aromáticos con respecto a la corriente actual es debida a la incorporación de la corriente de la unidad recuperadora de gases (GRU), la cual al hacer aumentar el flujo hace que los componentes más volátiles disminuya.

Aunque algunos parámetros de la alimentación simulada estuvieron fuera de las especificaciones propuestas por el licenciante prevalece el ligero aumento del punto final de ebullición, así como también el incremento sustancial de naftenos con respecto a la alimentación actual, lo que evidencia una ligera mejoría en la calidad de la alimentación simulada con respecto a la actual, por ser estos últimos junto a los aromáticos (que mermaron) los principales compuestos que aumentan la calidad del reformado.

4.2 Estimación de la temperatura WAIT en los reactores según el contenido resultante de naftenos y aromáticos para un octanaje de 100 RONC mínimo

En vista que la refinería Puerto La Cruz planea incrementar y mejorar la producción de reformado incorporando una corriente de nafta proveniente de la unidad recuperadora de gases (GRU-88) del proyecto Conversión Profunda con una composición diferente a la que se procesa actualmente en la (U-20), se realizó un perfil de temperatura WAIT,

en función de la

variación de la carga que procesa dicha unidad, fijando un RONC de 100 para el producto e índice de actividad catalítica de 103, valores diferentes a los que se trabajan actualmente.

En la tabla 4.2 se observa que para un rango de carga de nafta pesada a procesar de 4.085 a 8.188 ft3/h los valores obtenidos de temperatura WAIT y

113

velocidad espacial se encuentran dentro de los rangos establecidos por el licenciante UOP, entre 900 y 1.020 °F y entre 1,25 - 2,5 h-1, respectivamente. Por otra parte se puede visualizar que el comportamiento de la temperatura WAIT es directamente proporcional al flujo y a la velocidad espacial, ya que a medida que estos dos parámetros se van incrementando también lo hace la temperatura WAIT, esto ocurre debido a que la velocidad espacial (LHSV) es función del flujo y del volumen de catalizador cargado a los reactores y dado que dicho volumen permanece constante (por efecto de la tecnología CCR empleada en U-20) entonces la velocidad espacial solo se verá afectada por la variación del flujo de entrada a los reactores. Se puede establecer entonces que para una variación de composición de alimentación y cambio del octanaje del reformado deseado bastaría con la manipulación del flujo de entrada a los reactores ya que por consiguiente se ajustaría la temperatura WAIT, y se promoverían las reacciones de reformado deseado.

Contrastando el rango de temperatura WAIT, según el flujo de nafta pesada y velocidad espacial obtenidos con los manejados actualmente reportados en la tabla 4.3 se puede observar que son considerablemente menores los obtenidos en comparación con los actuales, esto es debido al cambio en la composición de la alimentación a reformar la cual generó un incremento en el índice de actividad catalítica (103 % v/v) favoreciendo el periodo de vida útil del catalizador.

114

Tabla 4.2 Parámetros para la obtención de la temperatura WAIT fijando un RONC de 100 y un índice de actividad catalítica de 103 Carga (ft3/h)

LHSV (h-1)

4.085 4.435 4.902 5.369 5.836 6.302 6.769 7.236 7.703 8.188

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

Temperatura WAIT1 (°F)

906

906

Temperatura WAIT2 (°F)

Temperatura WAIT (°F)

6 11 15 21 24 27 30 32 36 49

912 917 921 927 930 933 936 938 945 955

Tabla 4.3 Carga, temperatura WAIT y velocidad espacial suministrada por RPLC para el período de estudio abril-septiembre 2015 para un RON de 97 y un índice de actividad catalítica de 98,4 Carga (ft3/h)

LHSV (h-1)

Temperatura WAIT (°F)

4.562 5.177 5.740 5.814 5.866 5.926 6.737 7.190

1,3 1,3 1,6 1,7 1,7 1,7 1,9 2,1

932 959 963 963 968 980 967 969

4.3 Determinación del flujo de gas combustible en los hornos de reacción según el WAIT estimado

La temperatura es uno de los parámetros operacionales más importantes a ser controlados dentro de cualquier planta química, puesto que de ésta depende el control de muchos otros parámetros y de manera directa la calidad de los productos. La misma puede controlarse de muchas formas, la

115

principal y más importante es a través de la incorporación de hornos que calientan la(s) mezcla(s) a ser tratada(s), funcionan principalmente con gas combustible y controlando el flujo del mismo, además del flujo de aire, se puede tener pleno control de la temperatura de una unidad de procesos. Es por ello que se pretende determinar el flujo de gas combustible que ingresa a los hornos de reacción de la (U-20) tomando en consideración la temperatura WAIT.

En relación a los resultados reportados en la tabla 4.4 se aprecia que el flujo de gas combustible que ingresa a los hornos es directamente proporcional a la carga de nafta y temperatura WAIT, esto debido a que en la medida que se incremente la cantidad de nafta cargada a los mismos mayor será el requerimiento de calor para vaporizarla y de esta manera cumplir con los requerimientos del proceso en relación a la temperatura de admisión a los reactores y por ende garantizar la calidad del producto. Mientras mayor sea la carga de nafta que entre a los hornos mayor será el consumo de gas combustible.

En el estudio realizado por Rodríguez (2011) se reportan consumos de gas combustible de 188.483; 297.275; 105.683 ft3/h, para los hornos B-2001, B-2002 y B-2003 respectivamente, aunque no se establece la cantidad de nafta pesada alimentada a la U-20 en el estudio, es evidente la discrepancia entre los valores, esto puede deberse a una mayor flujo de alimentación de nafta pesada o al empleo de una temperatura WAIT diferente a la propuesta en el presente trabajo.

Contrastando los rangos de temperatura WAIT y flujo de gas combustible, según la carga de nafta pesada simulados con los manejados actualmente

reportados

en

la

tabla

4.5

se

aprecia

que

son

116

considerablemente menores los simulados en comparación con los actuales, esto se debe a que la composición de alimentación de nafta utilizada para la simulación del horno es diferente a la que rutinariamente se trata en la unidad de reformado actualmente. Es evidente que el flujo de gas combustible está directamente relacionado con la temperatura WAIT y las características de la alimentación, es decir, mientras mayor sea el porcentaje de naftenos y aromático menor será el requerimiento de gas combustible. Tabla 4.4 Flujo de gas combustible a los hornos de reacción según la carga de nafta pesada y temperatura WAIT estimada para una composición de alimentación diferente. Carga de nafta (bbl/h) 729 792 875 958 1.042 1.125 1.208 1.375 1.458

Temperatura WAIT (°F) 912 917 921 927 930 933 936 945 955

Flujo de gas combustible (ft3/h) 101.860 110.880 122.500 134.120 145.880 157.500 169.120 192.500 204.120

Tabla 4.5 Carga de nafta y temperatura WAIT en función del flujo de gas combustible suministrada por la RPLC para el periodo de estudio abrilseptiembre del 2015 Carga de nafta (bbl/h) 922 982 1.022

Temperatura WAIT (°F) 959 961,5 963

Flujo de gas combustible ft3/h 152.980 162.980 169.570

117

4.4 Estimación del nuevo rendimiento de reformado y el beneficio económico

en función del

procesamiento

de

la

nafta

pesada

proveniente de la unidad recuperadora de gases

Todo cambio realizado en el funcionamiento de una corporación genera un impacto económico que puede ser negativo o positivo, sin embargo los cambios realizados mediante la ejecución de este trabajo solo pueden aportar beneficios los cuales están directamente relacionados con un alto rendimiento y calidad del producto reformado.

En la tabla 4.6 se pueden observar los resultados obtenidos para la estimación del rendimiento del reformado tanto actual como futuro de la (U20) los cuales son de suma importancia para la cuantificación de la calidad del mismo. Se aprecia un importante incremento en el rendimiento del reformado futuro con respecto al reformado que se produce actualmente, esto debido a la incorporación de la corriente proveniente de la unidad recuperadora de gases del proyecto Conversión Profunda (GRU-88), dado que la misma contiene mayor cantidad de hidrocarburos livianos así como también de naftenos y aromáticos que incrementan el rendimiento de la unidad al elevarse el octanaje de 97 a 100 RON, generando gasolinas de mejor calidad a las que actualmente se obtienen.

También se observa un ligero pero significativo incremento en el margen de ganancia bruta de 111.420 $/día, dado a que los reformados con mayor número de octanos tienen mayores precios de mercado, esto indica que la estrategia propuesta por la empresa de incorporar dicha corriente a la (U-20) será exitosa a largo plazo ya que le generara un incremento importante a sus ganancias nada despreciables.

118

Tabla 4.6 Rendimiento y función objetivo para el reformado actual y futuro obtenido para los modelos 1 y 2

Rendimiento (%) %) Función objetivo (M$/día)

Modelo 1 (reformado actual) 84,8 785.890

Modelo 2 (reformado futuro) 88,6 907.410

En la tabla 4.7 se puede visualizar los resultados del modelo 1 y 2 para la adquisición de los insumos de mezclado de gasolina en volumen (Mbpd) obtenidos por el simulador Aspen PIMS, donde se aprecia que para el modelo 2 ocurre una disminución en la compra del alquilato y por ende aumenta la adquisición de la gasolina natural, caso contrario sucede en el modelo 1, esto debido a que el modelo 2 deja de incorporar componentes de alto octano (alquilato) para sustituirlo por componentes de bajo octano y costo (gasolina natural), todo esto como consecuencia de un incremento de octanaje (97 RON a 100 RON) y cambio en la composición de la alimentación de nafta pesada a procesar en la unidad de reformado catalítico. Tabla 4.7 Insumos de mezclado de gasolina obtenidos por el simulador Aspen PIMS para los modelos 1 y 2

TAG

Componentes

AWX

Anaco Wax

Modelo 1

Modelo 2

Volumen (Mbpd) 9,37

Volumen (Mbpd) 9,37

119

Tabla 4.7 Insumos de mezclado de gasolina obtenidos por el simulador Aspen Pims para los modelos 1 y 2 (Continuación) Modelo 1

Modelo 2

Volumen

Volumen

(Mbpd)

(Mbpd)

TAG

Componentes

SBB

Santa Bárbara

28,12

28,12

MES

Mesa T54

79,50

79,50

MEY

MEREY

70,00

70,00

I4J

Isobutano Jose

2,34

2,34

VPX

Nafta pesada Isla

10,13

10,13

K3a

VGO 0.3%S Amuay

0,86

0,86

VGJ

Gasolina natural Jose

1,82

1,86

FCK

Nafta catalítica Isla

10,00

10,00

ALT

Alquilato importado

4,77

4,72

CAO

Componente alto octano-S

10,72

10,72

FXN

Nafta FCC importada

1,00

1,00

CAPÍTULO V CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

5.1 Conclusiones

1.

La calidad de la futura alimentación resultó ser favorable en función de su mayor contenido de naftenos y menor contenido de parafinas y aromáticos.

2.

Los valores del punto inicial de ebullición (IBP) para ambas alimentaciones cumplieron con las especificaciones establecidas para limitar la formación de benceno.

3.

El punto final de ebullición (EBP) para ambas alimentaciones está dentro de los parámetros establecidos para una baja coquización del catalizador de los reactores.

4.

La temperatura WAIT estimada para la nueva alimentación, presentó una disminución con respecto a la alimentación actual debido a la cantidad de naftenos presentes.

5.

El aumento del índice de actividad catalítica está directamente relacionada con la cantidad de naftenos presentes en la alimentación.

6.

El aumento de la cantidad de naftenos en la alimentación simulada implicó una mejora en la calidad del reformado.

7.

La velocidad espacial (LHSV) resultó dependiente del flujo de la alimentación.

8.

Se determinó que para un cambio de octanaje de reformado y una calidad de alimentación diferente a la procesada en la unidad de reformación se debe ajustar la carga para mantener una temperatura WAIT adecuada y promover las reacciones de reformado deseadas.

121

9.

Los valores obtenidos de temperatura WAIT y velocidad espacial para una variación de carga a procesar de máxima a mínima se encuentran dentro de los rangos establecidos por el licenciante UOP.

10. El flujo de gas combustible resultó estar estrechamente relacionado a la temperatura WAIT y la cantidad de naftenos y aromáticos presentes en la alimentación. 11. Los rangos de temperatura WAIT y flujo de gas combustible de la alimentación simulada fueron considerablemente menores que en la alimentación actual. 12. El rendimiento del reformado para la nueva calidad de la nafta pesada a procesar (88,6 %) presentó un aumento con respecto al rendimiento actual (84,8 %). 13. El beneficio económico neto debido a la incorporación de una nueva corriente (GRU-88) a la (U-20) resultó en 907.410 M$/día, y la variación con respecto al reformado actual de 111.420 M$/día. 5.2 Recomendaciones 

Establecer perfiles de estabilidad catalítica variando tanto la carga como la temperatura WAIT para determinar que parámetro en más influyente en la calidad del reformado obtenido.



Comparar las composiciones de PONA de las corrientes actual (NTH) y futura (GRU), tomando en consideración los resultados de laboratorio de la corriente de conversión profunda para corroborar los resultados obtenidos.

122

BIBLIOGRAFÍA

Aspen Technology, (2003). Aspen Process Explorer. Foundation Course. Estados Unidos. Boadas, K. (2010). “Evaluación operacional de la Torre Estabilizadora D1909 y Desbutanizadora D-2011 de las Unidades de Hidrotratamiento y Reformación de Nafta de la Refinería Puerto la Cruz-PDVSA”. Trabajo de grado, Departamento de Ingeniera Química, Universidad de Oriente, Núcleo Anzoátegui, Barcelona. Venezuela. Castillo, R. (2010). “Desarrollo de modelos de regresión que representen el comportamiento del número de octano y rendimiento del reformado de la unidad de reformación catalítica de nafta (U-20) de la refinería Puerto la Cruz-PDVSA”. Trabajo de grado, Departamento de Ingeniera Química, Universidad de Oriente, Núcleo Anzoátegui, Barcelona. Venezuela.

COVENIN, (1995). Norma Venezolana de Productos Derivados del Petróleo. Destilación. “Determinación de: Punto Inicial y Final de Ebullición”.

Fahim, M. Al-Sahhaf T y Elkilani, A. (2010). Fundamentals of Petroleum Refining. Primera Edición. Editorial Elsevier. Amsterdam.

Instituto Francés del Petróleo (IFP). (2005). Manual Process Ingeneering Aplied to Petroleum Refining. Módulo 7. Francia.

123

Mago, Y. (2004). “Desarrollo de un modelo de simulación que represente el comportamiento de la Unidad de Reformación Catalítica de la Refinería Puerto la Cruz”. Trabajo de Grado. Departamento de Ingeniería Química, Universidad de Oriente, Núcleo Anzoátegui, Barcelona. Venezuela. Malavé, F. (2003). “Desarrollo de correlaciones que permitan estimar rendimientos de productos en la unidad de coquificación retardada así como propiedades fisicoquímicas de corrientes de procesos del complejo de mejoramiento de crudo extrapesado de Petrozuata”. Trabajo de grado, Departamento de Ingeniería Química, Universidad de Oriente, Núcleo Anzoátegui, Barcelona. Venezuela. Montesdeoca, D. (2013). “Simulación de la Unidad de Reformado Catalítico de Refinería Estatal Esmeralda”. Escuela Técnica Superior de Ingenieros Industriales. Universidad Politécnica de Madrid. España.

Oliveros, G. (2008). Proyecto Conversión Profunda de la Refinería Puerto la Cruz.

[En

línea].

Disponible:

http://www.latinpetroleum.com/pdf/Gabriel_oliveros.pdf Ormaechea, A. (1980). “Pre-diseño, optimización y evaluación económica de una unidad de reformación catalítica”. Tomo I, Tesis de grado, Coordinación de Ingeniería Química, Universidad Simón Bolívar.

Perry, R. (1992). Manual del Ingeniero Químico. Sexta Edición. Editorial Mac Graw-Hill. México.

PDVSA. (2006). Libro de Refinería Puerto La Cruz. Gerencial General de Refinación. Refinería Puerto la Cruz, Venezuela.

124

PDVSA. (2005). Memoria Descriptiva del Proyecto Conversión Profunda. Refinería Puerto la Cruz, Venezuela.

PDVSA (2002). Manual de operación de la unidad de Reformación Catalítica Unidad CCR (Proyecto VALCOR). Refinería Puerto la Cruz, Venezuela.

PDVSA (2002). Manual Técnico Reformación Catalítica. Formación Industrial. Centro Internacional de Educación y Desarrollo CIED. Puerto la Cruz. PDVSA CIED. (2000). Manual Módulos de capacitación. “Regeneración Continua del Catalizador (C.C.R)”. Refinería Puerto la Cruz, Venezuela. Rodríguez, M (2011). “Evaluación de la operación actual de los hornos B2001/2002/2003 de la Unidad de Reformación Catalítica de Nafta (U-20) de la Refinería Puerto la Cruz-Pdvsa”. Trabajo de Grado. Departamento de Ingeniería Química, Universidad de Oriente, Núcleo Anzoátegui, Barcelona. Venezuela. SimSci and Invensys Company. (1997). PRO II, user’s guide version 5.1. Process Engineering Suite. United States of America. UOP. (2012). CCR Platforming – General Operating Manual.

UOP. (2002). Manual NHT/CCR PLATFORMING CYCLEMAX Process Technology.

METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO

EVALUACIÓN TÍTULO

DEL

PROCESAMIENTO

DE

NAFTA

PESADA DEL PROYECTO CONVERSIÓN PROFUNDA EN LA UNIDAD DE REFORMACIÓN CATALÍTICA DE LA REFINERÍA PUERTO LA CRUZ

SUBTÍTULO

AUTOR (ES): APELLIDOS Y NOMBRES López M., Iroska J.

CÓDIGO CVLAC / E MAIL CVLAC: 17.741.674 EMAIL: [email protected] CVLAC: E MAIL:

PALÁBRAS O FRASES CLAVES: evaluación, procesamiento, nafta, RPLC, evaluación de procesamiento, procesamiento de nafta pesada, proyecto conversión profunda, unidad de reformación catalítica, refinería puerto la cruz

METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO

ÁREA

SUBÁREA

ESCUELA DE INGENIERÍA Y

INGENIERÍA QUIMICA

CIENCIAS APLICADAS

RESUMEN (ABSTRACT): El trabajo realizado consistió en la evaluación del procesamiento de nafta pesada del proyecto Conversión Profunda en la unidad de reformación catalítica de la refinería Puerto La Cruz. Con este fin se procedió a definir la calidad futura de nafta pesada a procesar simulando la mezcla de dos corrientes provenientes de la unidad recuperadora de gases (GRU-88) y la unidad hidrotratadora de nafta (U-19) empleando como herramienta el simulador comercial de procesos PRO/II, donde las propiedades físicas de la alimentación resultante (simulada) se compararon con la alimentación manejada (actual), obteniéndose que la alimentación simulada reflejó índices más favorables en los puntos de ebullición inicial y final, así como también en la composición de parafinas, olefinas, naftenos y aromáticos (PONA) con respecto a la alimentación actual. Para un rango de carga de 17,5 a 35 mil barriles por día (Mbpd) se estimó la temperatura promedio de entrada a los reactores (WAIT) de 912 a 955 °F, mediante gráficas establecidas por el licenciante UOP, resultando en una disminución considerable de la temperatura promedio de entrada al reactor en comparación con la manejada en el período de estudio de abril a septiembre del 2015 (932 a 962 °F para el mismo rango de carga). Por otra parte, se determinó el flujo de gas combustible en los hornos de reacción de 101.860 a 204.120 ft3/h mediante simulación, para el rango WAIT (912 a 955 °F), logrando la reducción del combustible que puede ser aprovechado a futuro para otros procesos de alta demanda como alquilación, craqueo catalítico fluidizado y calderas. Para estimar el nuevo rendimiento del reformado (88,6 % v/v) y el beneficio económico de la empresa (907,32 M$/día) se determinó el índice de estabilidad catalítica para la futura calidad de nafta pesada a procesar (65,6 % v/v), generando así un incremento en la adquisición de componentes de bajo octanaje y costo (gasolina natural jose) (45,81 $/Bbl) en sustitución de componentes de alto valor económico (alquilato importado) (76,68 $/Bbl).

METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO

CONTRIBUIDORES: APELLIDOS Y NOMBRES

ROL / CÓDIGO CVLAC / E_MAIL ROL

CA

AS

TU X

JU

CA

AS X

TU

JU

CA

AS

TU

JU X

CA

AS

TU

JU X

CVLAC:

Obando, Yaneis

E_MAIL E_MAIL ROL CVLAC:

González, Luis

E_MAIL E_MAIL ROL CVLAC:

Rodulfo, Arturo

E_MAIL E_MAIL ROL CVLAC:

Marfisi, Shirley

E_MAIL E_MAIL

FECHA DE DISCUSIÓN Y APROBACIÓN: 2017

06

23

AÑO

MES

DÍA

LENGUAJE: SPA

METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO

ARCHIVO (S): NOMBRE DE ARCHIVO TESIS.EVALUACIÓN DEL PROCESAMIENTO DE NAFTA PESADA DEL PROYECTO CONVERSIÓN PROFUNDA EN LA UNIDAD DE REFORMACIÓN CATALÍTICA DE LA REFINERÍA PUERTO LA CRUZ.doc

TIPO MIME

Application/msword

ALCANCE: ESPACIAL:

REFINERÍA PUERTO LA CRUZ

(OPCIONAL)

TEMPORAL:

06 MESES

(OPCIONAL)

TÍTULO O GRADO ASOCIADO CON EL TRABAJO: INGENIERO QUÍMICO

NIVEL ASOCIADO CON EL TRABAJO: PREGRADO

ÁREA DE ESTUDIO: DEPARTAMENTO DE INGENIERIA QUÍMICA INSTITUCIÓN: UNIVERSIDAD DE ORIENTE / NÚCLEO DE ANZOÁTEGUI

METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO

METADATOS PARA TRABAJOS DE GRADO, TESIS Y ASCENSO

DERECHOS:

DE ACUERDO AL ARTÍCULO 41 DEL REGLAMENTO DEL TRABAJO DE GRADO: “LOS TRABAJOS DE GRADO SON DE LA EXCLUSIVA PROPIEDAD DE LA UNIVERSIDAD DE ORIENTE Y SÓLO PODRÁN SER UTILIZADOS PARA OTROS FINES CON EL CONSENTIMIENTO DEL CONSEJO DE NÚCLEO RESPECTIVO, QUIÉN DEBERÁ PARTICIPARLO PREVIAMENTE AL CONSEJO UNIVERSITARIO, PARA SU AUTORIZACIÓN”

Iroska Josmar López Madail

AUTOR

Ing. Quimico Yaneis Obando (M. Sc.)

Ing. Químico Arturo Rodulfo (M. Sc.)

Dra. Shirley Marfisi

TUTOR

JURADO

JURADO

Ing. Químico Yraima Salas (M. Sc.)

POR LA COMISIÓN DE TRABAJOS DE GRADO