4. Análisis de resultados

Transcripción

1 4.1 Simulación en estado estacionario Con la finalidad de obtener resultados del caso de estudio en estado estacionario, es necesario llevar a cabo la simulación en Aspen Plus de la topología de la planta de producción de etilbenceno. De acuerdo a los datos correspondientes al caso base, en la Figura 4.1 se muestra la configuración de equipos y corrientes del proceso. Figura 4.1. Diagrama de flujo del caso de estudio en Aspen Plus Los datos obtenidos de la simulación en estado estacionario del caso de estudio serán considerados como los datos nominales. Un condensado de los resultados de la simulación en estado estacionario se muestra en la Tabla 4.1. (Para ver el cuadro de corrientes completo de Aspen Plus, referirse al Anexo A). 39

2 Tabla Datos de corrientes y equipos de la simulación en estado estacionario. CORRIENTE/EQUIPO MEDICIÓN VALOR UNIDADES FFE Flujo molar kmol/h FFB Flujo molar kmol/h R1OUT Flujo molar kmol/h R2OUT Flujo molar kmol/h R1 Temperatura 160 C R1 Carga Térmica Gcal/h R2 Temperatura C D1 (REC1) Flujo molar kmol/h B1 Flujo molar kmol/h C1 Temperatura de la alimentación C C1 Presión 4.6 Bar C1 Flujo molar del reflujo kmol/h C1 Carga Térmica del Rehervidor Gcal/h C1 Carga Térmica del Condensador Gcal/h D2 Flujo molar kmol/h B2 (REC2) Flujo molar 65.0 kmol/h C2 Temperatura en la alimentación C C2 Presión 2.1 bar C2 Flujo molar del reflujo kmol/h C2 Carga Térmica del Rehervidor Gcal/h C2 Carga Térmica del Condensador Gcal/h EB Fracción molar Sensitivity analysis: Efecto snowball Con la finalidad de analizar el efecto snowball en el estado estacionario se realizaron diferentes pruebas, mediante el uso de la herramienta del simulador Sensitivity Analysis, tal y como se describió en la metodología. De las cuatro variables manipulables elegidas, flujo de alimentación fresca de etileno y benceno, temperatura y volumen del primer reactor, este último no presentó variaciones significativas en las variables medibles del proceso, por lo cual el análisis de estos resultados no se considera significativo y no se presenta en este documento. En las siguientes secciones se muestran los efectos en las variables más importantes de proceso para los cuatro Casos. La determinación de los casos se hizo con la finalidad de observar 40

3 diferentes efectos cambiando las especificaciones de los equipos con mayor influencia en el proceso; reactores y columnas de destilación. El análisis de sensibilidad sin modificaciones en la estructura del proceso es considerado el Caso 1. En el Caso 2, se cambia la especificación de volumen por la del tiempo de residencia, con lo cual el volumen del reactor varía para tratar de mantener el nivel de conversión. En el Caso 3 se cambian las especificaciones de flujos en las columnas por el valor de la relación de boilup, de esta forma se pueden apreciar cambios en las corrientes de reciclo y de forma indirecta se deben mantener las purezas de los productos en las torres. El Caso 4 es una combinación de los Casos 2 y 3, de esta forma se espera apreciar cambios tanto en el volumen de los reactores y flujos de producto de las torres de destilación Flujos de reciclo Al realizar el análisis de sensibilidad las variables medidas del proceso fueron las corrientes de reciclo, de esta forma es posible monitorear la magnitud de efecto snowball ante cambios en las condiciones base del proceso Efecto en el flujo molar del reciclo 1 (REC1) A continuación se muestra el comportamiento del reciclo 1, REC1, cuando se cambia el flujo de alimentación fresca del reactivo limitante, etileno. Es importante mencionar que tanto para el Caso 1 como para el Caso 2 no es posible apreciar el efecto en el flujo de reciclo, dado que los flujos de ambos reciclos son especificaciones del proceso, por esta razón únicamente se muestran los resultados de los Casos 3 y 4. Como se puede apreciar en la Figura 4.2, el comportamiento del reciclo es similar en ambos Casos. Al disminuir el flujo nominal en un 30%, se aprecia un aumento en el flujo del reciclo de 20%, valor máximo. Una reducción mayor de flujo presenta valores de reciclo menores al máximo pero mayores al nominal; el valor mínimo de flujo de reciclo se presenta en el valor nominal. 41

4 Figura 4.2. Efecto en REC1 al variar el flujo molar de FFE En la Figura 4.3 se aprecia el cambio en el reciclo 1 al variar el flujo molar de benceno fresco, al aumentar en 66% el flujo de benceno el reciclo aumenta casi al doble del valor nominal. Este es un claro efecto snowball provocado por el aumento de benceno que no reacciona, el cual se ve reflejado directamente en el reciclo que contiene en mayor cantidad este reactivo. Figura 4.3. Efecto en REC1 al variar el flujo molar de FFB En la Figura 4.4 se puede apreciar que el efecto en REC1 al variar la temperatura de R1 es el más significativo. Al variar la temperatura de 50 a 350 C el cambio en el reciclo va desde 900 a 6000 kmol/h, esto es un aumento de casi 7 veces el valor nominal. La corrida para el Caso 4 presentó problemas de convergencia en valores menores a 150 C, pero el comportamiento del resto de los valores, hasta 350 C, fue el mismo que el del Caso 3. 42

5 Figura 4.4. Efecto en REC1 al variar la temperatura de R Efecto en el flujo molar del reciclo 2 (REC2) En la configuración de la planta propuesta como caso de estudio se tienen dos reciclos, el segundo reciclo se dirige a la alimentación del segundo reactor, R2. Al igual que en el caso anterior, únicamente se presentan las datos obtenidos de los Casos 3 y 4. En la Figura 4.5 se muestra el comportamiento del reciclo 2, REC2, al cambiar la alimentación fresca de etileno. Para ambos casos, Caso 3 y 4, el comportamiento presenta la misma tendencia; el valor mínimo de REC2, 65 kmol/h, se encuentra en el valor nominal de flujo de etileno, kmol/h. Presenta un máximo aproximadamente a 380 kmol/h. Figura 4.5. Efecto en REC2 al variar el flujo molar de FFE 43

6 En la Figura 4.6 se muestra el efecto en REC2 al variar el flujo molar de benceno de 600 a 1000 kmol/h, el comportamiento es el mismo para los Casos 3 y 4, un comportamiento lineal. Al aumentar el flujo de FFB en un 67 %, el reciclo aumenta casi al doble del valor nominal. Figura 4.6. Efecto en REC2 al variar el flujo molar de FFB En la Figura 4.7 se muestra el comportamiento de REC2 al variar la temperatura de R1. Para el Caso 3 desde 50 hasta poco más de 200 C el flujo molar del reciclo se mantiene constante y a temperaturas entre 200 y 300 C se presentan un disminución de flujo de 65 a 62 kmol/h. El comportamiento en el Caso 4 es similar al del Caso 3, pero las corridas en el simulador presentaron problemas de convergencia a temperaturas menores de 150 C. Después de aproximadamente 320 C ambos casos presentan un aumento en el flujo del reciclo; para el Caso 3 el aumento es sólo de 0.5 kmol/h, siendo el flujo a 350 C de 62.5 kmol/h; en el Caso 4 llega a los 66.5 kmol/h. De manera general el aumento en la corriente de reciclo no resulta significativo al incrementar la temperatura de R1, esto se debe a que el flujo de fondos de C1 (alimentación a C2) se mantiene prácticamente constate y la acumulación sólo se presenta en el destilado de C1. 44

7 Figura 4.7. Efecto en REC2 al variar la temperatura de R Efecto en las cargas térmicas Uno de los objetivos de una de las estructura de control que serán implementadas es el de minimizar el consumo energético de la planta. Por esta razón es importante observar el comportamiento de las cargas térmicas en los reactores y las columnas de destilación al hacer cambios en las variables de proceso. Es importante mencionar que no se muestran las gráficas correspondientes a la carga térmica de R1, dado que a pesar de que se debe remover calor debido a lo exotérmico de las reacciones, la temperatura del reactor puede ser mantenida por medio de agua de enfriamiento Efecto en la carga térmica en el rehervidor de C1 El consumo de energía en las columnas de destilación se da principalmente en la sección de los fondos, donde es necesario vaporizar el líquido para que regrese a la columna y se de la separación de los componentes que conforman la mezcla. Siguiendo con el esquema de los casos para el Sensitivity Analysis, se presentan a continuación los efectos en la carga térmica del rehervidor de la primera torre de destilación, C1, para los cuatro casos y los cambios en las tres variables de proceso. 45

8 En la Figura 4.8 se muestran dos gráficas, la primera para los Casos 1 y 2, dado que los resultados fueron los mismos para ambos casos, y otra gráfica para los Casos 3 y 4. En los Casos 1 y 2 al disminuir el flujo de etileno el consumo de energía disminuye desde los 13.7 Gcal/h hasta 11.7 Gcal/h. En los Casos 3 y 4 se presenta un máximo en el consumo energético de 14.9 Gcal/h en un flujo de poco más de 500 kmol/h de etileno, antes y después de este flujo el consumo energético es menor, la disminución máxima de la carga térmica es de 2.4 Gcal/h. Figura 4.8. Efecto en la carga térmica del rehervidor de C1 al variar el flujo molar de FFE Al variar el flujo de alimentación fresca de benceno el comportamiento de las variables es opuesto entre los Casos 1 y 2, en los que disminuye la carga térmica, y los Casos 3 y 4, donde la carga térmica aumenta. En la Figura 4.9 se muestran los resultados de los cuatro Casos al variar el flujo molar de FFB. En los Casos 1 y 2, la carga térmica disminuye poco más de 1 Gcal/h, lo que sugiere un ahorro energético. Ahora bien, para los Casos 3 y 4, el aumento de carga térmica es muy elevado, aún con el flujo nominal de benceno el valor de carga térmica es mayor que el registrado a las condiciones base en el estado estacionario. El aumento en la carga térmica es aproximadamente de 23 Gcal/h cuando el flujo aumenta hasta 1000 kmol/h, en los Casos 3 y 4. 46

9 Figura 4.9. Efecto en la carga térmica del rehervidor de C1 al variar el flujo molar de FFB Los datos obtenidos de la carga térmica del rehervidor de C1 al variar la temperatura en R1 se presentan en la Figura En los Casos 1 y 2 se puede apreciar que conforme aumenta la temperatura se presenta una disminución en la carga térmica, en ambos casos los datos fueron los mismos. En el Caso 3, la carga térmica se mantiene constante en un valor de 13.7 Gcal/h desde 50 hasta 200 C. Después de los 200 C se aprecia un disminución de la carga térmica hasta Gcal/h; se podría decir que la carga térmica en el rehervidor para el Caso 3 se mantiene prácticamente constante. El Caso 4 presenta un máximo en Gcal/h a una temperatura de 83 C, entre los 150 hasta los 250 C la carga térmica permanece constante, después de los 250 C la carga térmica tiende a disminuir hasta un valor de Gcal/h. 47

10 Figura Efecto en la carga térmica del rehervidor de C1 al variar la temperatura de R Efecto en la carga térmica en el rehervidor de C2 Para la obtención de etilbenceno de alta pureza se eligió una secuencia directa de separación, por lo cual son necesarias dos columnas de separación. Para obtener el valor de la carga térmica completa de la sección de separación es indispensable el análisis de la segunda torre de destilación. El primer análisis de sensibilidad se realizó disminuyendo el flujo de etileno fresco. En la Figura 4.11 se muestra una gráfica, cuyo comportamiento es el que se presentó en los cuatro casos. El comportamiento es descrito por una parábola inversa lo cual supone soluciones múltiples; el valor máximo de carga térmica se encuentra a casi 8.4 Gcal/h con un flujo molar de 378 kmol/h. Una solución múltiple puede ser un problema para el sistema de control (dependiendo de la acción del controlador). 48

11 Figura Efecto en la carga térmica del rehervidor de C2 al variar el flujo molar de FFE El caso presentado en la Figura 4.11 fue el único que presentó, de forma tan marcada, la presencia de soluciones múltiples. En la Figura 4.12 se presenta el gráfico que describe el comportamiento de la carga térmica de C2 al variar el flujo de benceno fresco. El comportamiento en los cuatro Casos fue el mismo, conforme aumenta el flujo de benceno, aproximadamente al doble, aumenta la carga térmica en un 81 %. Figura Efecto en la carga térmica del rehervidor de C2 al variar el flujo molar de FFB El hacer variaciones a la temperatura de R1 da como resultado comportamientos diferentes para los cuatro Casos del análisis de sensibilidad. En los cuatro Casos la carga térmica tiene una zona en la que permanece constante. En los Casos 1, 3, y 4 las variaciones son de una magnitud menor, van desde 49

12 7.47 hasta 7.65 Gcal/h. El Caso 2 presenta un aumento significativo desde los 50 C donde la carga térmica tiene un valor de 21 Gcal/h hasta estabilizarse en 5.47 Gcal/h a los 150 C. Las gráficas de la Figura 4.13 muestran el comportamiento descrito por la carga térmica de C2 al variar la temperatura de R1. Figura Efecto en la carga térmica del rehervidor de C2 al variar la temperatura de R Efecto en el volumen de los reactores R1 y R2 Una de las variables que se decidió analizar fue el volumen en los reactores. Para apreciar los cambios en el volumen de los reactores 1 y 2, se toman en cuenta únicamente los Casos 2 y 4 del análisis de sensibilidad, puesto que para estos Casos se realizó el cambio de la especificación de volumen por la de tiempo de residencia. Es importante mencionar que únicamente se realiza un análisis puesto que el comportamiento en el volumen de ambos reactores es el mismo. La causa de esta similitud es consecuencia de la estrecha 50

13 relación entre ambos reactores, si el volumen de la mezcla que debe reaccionar en R1 aumenta, en R2 será necesario un aumento de igual magnitud. En la Figura 4.14 se muestra el efecto en el volumen de los rectores al variar el flujo molar de la alimentación de etileno. En el Caso 2 la tendencia en el volumen es lineal con respecto al flujo, al disminuir el flujo disminuye el volumen necesario en ambos reactores. En el Caso 4 se presenta un máximo en el volumen en 211 m 3 cuando el flujo de etileno es de 500 kmol/h. Figura Efecto en el volumen de R1 y R2 al variar el flujo molar de FFE Al incrementar el flujo de benceno el volumen tiende a aumentar. El aumento que sufre el volumen en ambos reactores es más significativo que el del análisis anterior. Para el Caso 2, un incremento de 67% en el flujo aumenta en 25% el volumen del reactor. Para el Caso 4 el aumento es del 62.5 %, más de la mitad del valor nominal. El efecto es más significativo al aumentar el benceno ya que este es el reactivo en exceso y al mantener el tiempo de residencia en el reactor una mayor cantidad de benceno no reacciona y es recirculada. 51

14 Figura Efecto en el volumen de R1 y R2 al variar el flujo molar de FFB En la Figura 4.16 se muestra el efecto en los volúmenes de R1 y R2 al variar la temperatura de R1. En el Caso 2 el volumen alcanza un valor de 350 m 3 a una temperatura de 317 C, un aumento de más del doble del valor nominal a 200 C. En el Caso 4 el efecto es mucho mayor, alcanza un volumen de 1800 m 3 a una temperatura de 350 C, este comportamiento hace evidente la presencia del efecto snowball en la corriente de reciclo al R1, el aumento en volumen en R1 se ve reflejado en igual magnitud en R2. Figura Efecto en el volumen de R1 y R2 al variar la temperatura de R Efecto en la pureza del producto final El objetivo general de la planta de producción de etilbenceno es obtener un producto final de alta pureza, por lo cual monitorear como varía la pureza del etilbenceno en la corriente EB es de gran importancia. 52

15 En el análisis de sensibilidad al variar el flujo de etileno se obtuvo un único comportamiento para los cuatro Casos, dicho comportamiento se muestra en la Figura De manera general al disminuir el flujo de etileno disminuye significativamente la calidad del producto final, hasta una fracción molar de 0.2 al tener un flujo de 100 kmol/h de etileno. Figura Efecto en la pureza de la corriente EB al variar el flujo molar de FFE Al aumentar el flujo de benceno la pureza tiene el mismo comportamiento en todos los Casos, Figura La pureza disminuye conforme aumenta el flujo molar de benceno, el valor mínimo es de una fracción molar de 0.6, se obtiene a 1000 kmol/h de benceno en FFB. Si se mantiene constante la alimentación del reactivo limitante (etileno), el benceno en exceso se acumula, provocando que la separación en la primera columna sea deficiente y que parte del benceno sea alimentado a C2; la segunda columna no está diseñada para separar benceno de la mezcla y por esta razón la corriente de producto baja su pureza. 53

16 Figura Efecto en la pureza de la corriente EB al variar el flujo molar de FFB Al variar la temperatura la pureza se mantiene en el rango deseable en el Caso 3. Los Casos 1 y 4 presentan zonas de pureza constante, donde la mínima pureza llega hasta en fracción mol. El Caso 2 presenta una zona de pureza constante a partir de los 150 C; a los 50 C la fracción mol es de 0.2, aumentado hasta estabilizarse en una fracción de 0.99 a los 150 C; este comportamiento se debe a que la mezcla que entra a R1 no alcanza la temperatura adecuada para una conversión alta, provocando que la mezcla que debe ser separada en C2 esté contaminada con reactivos, lo cual baja la pureza del producto final. La Figura 4.19 muestra las gráficas del comportamiento descrito arriba. 54

17 Figura Efecto en la pureza de la corriente EB al variar la temperatura de R1 Una vez realizado el Sensitivity Analysis se tiene una idea general de la respuesta de proceso ante diversos cambios y de esta forma es posible entender mejor el comportamiento dinámico de las variables. 4.3 Estructuras de control La finalidad de este trabajo es implementar estructuras de control en la planta de producción de etilbenceno que minimicen el efecto snowball y que a la vez mantenga la pureza del producto final con un consumo de energía mínimo. En la Tabla 3.11, del apartado Metodología, se mencionan los objetivos de control de la planta completa, en base a los cuales se determinarán los lazos de control adecuados y se monitoreará el comportamiento de las variables del proceso ante perturbaciones en el sistema. 55

18 Es importante mencionar que el control de composición necesario en las torres de destilación se llevará a cabo de manera indirecta por medio de un control de temperatura. Para la elección de la etapa en la cual se debe llevar a cabo la medición de temperatura, se revisaron los perfiles de temperatura obtenidos en estado estacionario; el plato idóneo es aquel en el que el perfil de temperaturas sufre un punto de inflexión. Para C1 la temperatura fue de 186 C en la etapa 16 y para C2 fue en la etapa 21 con una temperatura de 200 C. A continuación se presentan los gráficos de perfiles de temperatura en cada plato de las torres de destilación, Figura Figura Perfiles de temperatura de C1 y C2 El control de temperatura en las columnas de destilación, según Skogestad (2007), presenta las siguientes ventajas: Estabiliza el perfil de composiciones en la columna Controla indirectamente el nivel, tanto en los fondos como en el tanque de condesados Controla indirectamente la composición Hace a los problemas restantes de composición menos interactivos, lo que hace posible tener un buen control de composición en dos puntos Hace que el comportamiento de la columna sea más lineal 56

19 4.3.1 Estructura de control de Luyben (2002) La primera estructura de control que se implementó al caso de estudio fue la presentada por Luyben en el Capítulo 17, Ethyl Benzene Process, del libro Plantwide Dynamic Simulators in Chemical Processing and Control (2002). A continuación, en la Figura 4.24, se muestran los lazos de control de la estructura de control propuesta por Luyben. Dicha estructura cumple con la regla propuesta por el mismo autor, tener un control de flujo en cada ciclo del sistema; en este caso un único controlador de flujo cumple con esta función dado que la corriente elegida, R2OUT, se encuentra dentro de ambos ciclos. Figura Estructura de control, para la planta de producción de etilbenceno, propuesta por Luyben (2002) Los controladores utilizados son todos del tipo PI. Dentro de la bibliografía se proponen valores para los controladores, pero se decidió utilizar la herramienta del simulador autosintonización para obtener parámetros propios. La técnica de sintonización empleada fue IMC propuesta por Rivera y Morari (1985), esta regla de sintonización proporciona un control robusto sin oscilación o sobretiro, teniendo una respuesta más amortiguada que la obtenida cuando se utilizan las técnicas de Ziegler- Nichols y Cohen-Coon; los parámetros obtenidos mediante estas técnicas son muy similares, pero en general la respuesta del IMC es más rápida. 57

20 En la Tabla 4.2 se muestran los valores de ganancias, tiempo integral, acción del controlador y el valor del set point correspondiente a cada controlador del proceso. Tabla 4.2. Parámetros de los controladores para la estructura de control de Luyben (2002) CONTROLADOR TIPO SET POINT K Τ I ACCIÓN FFE_FC PI Inversa R1_LC PI Inversa R1_TC PI Inversa R2_LC PI Inversa R2OUT_FC PI Inversa C1_PC PI Inversa C1_TC PI Inversa C1_CondLC PI Directa C1_SumpLC PI Directa C2_PC PI Inversa C2_TC PI Inversa C2_CondLC PI Directa C2_SumpLC PI Directa Dado que el simulador no cuenta con la opción de controladores proporcionales, el que existan valores muy grandes de tiempo integral corresponde a que el término integral de la ecuación del controlador se pueda despreciar, comportándose como un controlador proporcional. Una vez sintonizados los controladores se realiza una corrida del sistema para observar el comportamiento de las variables del proceso, esperando que este se estabilice si no hay presencia de perturbaciones. Las Figuras muestran el comportamiento de las variables en las diferentes secciones del proceso. Se puede observar que la sección de reacción, Figura 4.22, no muestra cambios significativos en las temperaturas de los reactores; la alimentación de benceno, FFB, tiene un sobrepico que llega hasta los 815 kmol/h aproximadamente en la primera hora, con la finalidad de ajustar el nivel del primer reactor, después de lo cual disminuye hasta alcanzar su valor nominal presentando pequeñas oscilaciones. El comportamiento del flujo de la corriente R2OUT se mantiene prácticamente constante, presenta un sobrepico con un valor de 1 kmol/h del valor nominal. La carga térmica de R1 disminuye 58

21 FFE_Flow (kmol/h) FFB_Flow (kmol/h) R1_Temperature ( C) R1_Q (Gcal/h) R2_Temperature ( C) R2OUT_Flow (kmol/h) Análisis de resultados hasta 0.7 Gcal/h durante aproximadamente 6 horas, después se estabiliza en el valor nominal, Gcal/h. Reaction_Section Time Hours Figura Respuesta de la sección de reacción utilizando la estructura de control de Luyben En la sección de separación correspondiente a la primera columna, Figura 4.23, se muestran los flujos de salida, flujo del reflujo, la carga térmica del rehervidor, temperatura controlada y la fracción molar de etilbenceno en la corriente de fondos. Los flujos controlan niveles en la torre por lo que sufren fluctuaciones, el flujo de destilado D1 (REC1) va en aumento pero presenta una tendencia a estabilizarse en una valor cercano al nominal. Por su parte, el flujo de los fondos, B1, disminuye, pero de igual manera presenta cierta tendencia a estabilizarse en un valor cercano al nominal. El flujo del reflujo se mantiene prácticamente constante, así como la temperatura en la etapa 16. En cuanto a la carga térmica, esta aumenta hasta 13.8 Gcal/h en la hora 4, después de este tiempo disminuye y se estabiliza en valores cercanos a los 13.7 Gcal/h. 59

22 C1_QReb (MMkcal/h) C1_RefluxFlow (kmol/h) C1_TempTray16 ( C) D1_Flow (kmol/h) B1_Flow (kmol/h) B1_EB Mole fraction Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C1 utilizando la estructura de control de Luyben En la Figura 4.24 se muestran las mismas variables de proceso que las de la Figura 4.23, pero esta vez son variables de la sección de separación correspondientes a las segunda columna; en lugar de presentar la fracción molar de EB en los fondos, ahora se presenta la pureza de producto final, EB en D2. Los flujos de salida de C2 muestran un comportamiento opuesto al de C1, el flujo D2 disminuye y el flujo de B2 aumenta. El flujo de la corriente de reflujo se mantiene constante las primeras 4.5 h después sufre un disminución de 45 kmol/h; a partir de las 5.5 h el flujo comienza a aumentar nuevamente, hasta llegar a 504 kmol/h aproximadamente. La temperatura de la etapa 20 se mantiene constante lo que asegura la pureza del producto final, la cual se mantiene en valores entre en fracción molar. La carga térmica del rehervidor sufre una disminución las primeras 6 horas de 11 Gcal/h, después de este tiempo aumenta hasta llegar al valor nominal del estado estacionario. 60

23 C2_QReb (MMkcal/h) C2_RefluxFlow (kmol/h) C2_TempTray21 ( C) D2_Flow (kmol/h) D2_EB Mole fraction B2_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C2 utilizando la estructura de control de Luyben Una vez que se probó que la estructura de control funciona adecuadamente sin generar problemas en el sistema y que las interacciones de los lazos no son significativas, se analiza el comportamiento del sistema y la estructura de control ante una perturbación. La perturbación elegida es aumentar el set point del flujo de alimentación de etileno de a 757 kmol/h, que corresponde al 20 % del flujo nominal. Esta perturbación será aplicada en todas las estructuras para poder hacer las comparaciones correspondientes. Se realizó una corrida sin perturbación durante 2 horas y después se aplica la perturbación del +20 % en el set point del controlador de flujo de la corriente FFE. En la Figura 4.25 se muestran las respuestas de las variables en la sección de reacción. El flujo de benceno fresco aumenta hasta estabilizarse en aproximadamente 750 kmol/h. El calor que debe ser removido en R1 se estabiliza en un valor cercano a Gcal/h. Las temperaturas tanto de R1 como de R2 se mantienen prácticamente constantes. El flujo de R2OUT disminuye en 0.6 kmol/h a las 2 horas, para después aumentar hasta estabilizarse en el valor nominal del estado estacionario. 61

24 FFE_Flow (kmol/h) FFB_Flow (kmol/h) R1_Q (MMkcal/h) R1_T ( C) R2_T ( C) R2OUT_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Reaction_Section Time Hours Figura Respuesta de la sección de reacción ante una perturbación de +20 % en el set point del controlador FFE_FC utilizando la estructura de control de Luyben En la Figura 4.26 se muestran las respuestas de las variables relacionadas con la sección de separación en C1 al aplicar la perturbación. Los flujos de destilado y fondos se comportan de forma opuesta. El flujo de destilado, como se esperaba del análisis de sensibilidad, se estabiliza en un valor menor al nominal, en las primeras dos horas después de aplicar la perturbación el flujo en D1 es de 850 kmol/h después disminuye hasta estabilizarse en 790 kmol/h. En flujo en B2 disminuye hasta 745 kmol/h en la hora 4 y después aumenta hasta estabilizarse en aproximadamente 800 kmol/h. La temperatura en la etapa 16 y el flujo de destilado se mantienen constantes. La carga térmica en el rehervidor se estabiliza en 13.3 Gcal/h. 62

25 C1_QReb (MMkcal/h) C1_RefluxFlow (kmol/h) C1_TempTray16 ( C) D1_Flow (kmol/h) B1_Flow (kmol/h) B1_EB Mole fraction Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C1 ante una perturbación de +20 % en el set point del controlador FFE_FC utilizando la estructura de control de Luyben Utilizando la estructura de Luyben (2002), la respuesta en la sección de separación en C2 se muestra en la Figura En esta estructura, tanto la temperatura de la etapa 21 como el flujo de la corriente de reflujo permanecen constantes. La carga térmica oscila de forma moderada hasta estabilizase en 8.2 Gcal/h. La composición de etilbenceno en el producto final aumenta las primeras 4 horas hasta , despues disminuye y se estabiliza en una fracción molar de El flujo que se recircula al reactor 2, flujo de fondos de la columna 2, se etabiliza en 48 kmol/h, lo cual es 27 % menor al valor nominal en el estado estacionario. El flujo de destilado oscila entre los 690 y 790 kmol/h, rango en el cual el flujo siempre es mayor que el nominal en el estado estacionario, 630 kmol/h. 63

26 C2_QReb (MMkcal/h) C2_RefluxFlow (kmol/h) C2_TempTray21 ( C) D2_Flow (kmol/h) D2_EB Mole fraction B2_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C2 ante una perturbación de +20 % en el set point del controlador FFE_FC utilizando la estructura de control de Luyben Estructura de control de Larsson y colaboradores (2003) Uno de los objetivos económicos más importantes al operar una planta completa es la minimización de consumo energético; Larsson y colaboradores (2003) propusieron una estructura cuya finalidad es minimizar dicho consumo de energía. Aplicando los pasos de la metodología de Skogestad (2004) expuesta en el apartado de Revisión Bibliográfica, es posible extrapolar el esquema de control a una planta con equipos por duplicado, como lo es el caso de estudio de este trabajo. La estructura de control resultante para la planta de etilbenceno se muestra en la Figura 4.28, donde la principal diferencia con respecto a la estructura propuesta por Luyben (2002) radica en el lazo de control por relación en las torres de destilación. 64

27 Figura Estructura de control, para la planta de producción de etilbenceno, propuesta por Larsson y colaboradores (2003) Para la estructura adaptada de la propuesta de Larsson y colaboradores (2003), se realizó una sintonización de todos los controladores con la ayuda de la herramienta de autosintonización de Aspen Dynamics. En la Tabla 4.3 se muestran los parámetros de los controladores de esta estructura. Tabla 4.3. Parámetros de los controladores para la estructura de control de Larsson y colaboradores (2003) CONTROLADOR TIPO SET POINT K Τ I ACCIÓN FFE_FC PI Inversa FFB_FC PI Inversa R1_LC PI Directa R1_TC PI Inversa R2_LC PI Directa C1_PC PI Inversa C1_TC PI Inversa C1_CondLC PI Directa C1_SumpLC PI Directa C1_RefluxFC PI Inversa C2_PC PI Inversa C2_TC PI Inversa C2_CondLC PI Directa C2_SumpLC PI Directa C2_RefluxFC PI Inversa 65

28 Al implementar la estructura e iniciar la simulación se presentaron diversos problemas en la convergencia de las bombas 1 y 2, esto se debió a que el flujo en el destilado de C1 y el flujo en los fondos de C2 se redujeron significativamente (alcanzando valores de cero). La falta de flujo en ambas corrientes afecta todo el proceso debido a que dichas corrientes son los reciclos a los reactores. El problema fundamental es que no existe en toda la estructura un controlador de flujo para los ciclos, a diferencia de la estructura propuesta por Luyben (1994). En la estructura de Larsson y colaborares (2003) los únicos controles de flujo implementados se encuentran en las alimentaciones frescas, pero ninguno de los efluentes tiene control de flujo, lo que provoca la disminución considerable de las corrientes de reciclo en el proceso y esto a su vez evita que la simulación se pueda completar de manera satisfactoria Estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) Dados los problemas presentados al llevar a cabo la simulación dinámica de la estructura de control propuesta por Larsson y colaboradores (2003), se decidió hacer modificaciones que combinaran la regla de Luyben, controlar un flujo en cada reciclo, y la configuración de Larsson para minimizar el consumo energético. La presente estructura lleva por nombre Estructura de control de Alpuche y Ramírez por los nombres del autor y asesor de la presente Tesis. Como resultado, la nueva estructura conserva los controladores en las torres tal como se implementaron en la estructura de Larsson; las modificaciones se realizaron en el lazo de control del nivel del reactor e implementado un lazo de control de flujo. El nuevo lazo de control en el nivel de R1 se controla ahora con el flujo de alimentación fresca de benceno, igual que en la estructura de Luyben (2002), el nivel de R2 se sigue controlando con la salida del mismo, quedando libre un variable manipulable, la corriente de salida de R1. Dicha corriente tendrá un lazo de control de flujo; este lazo minimizará el efecto snowball y evitará problemas en las secciones de separación. En la Figura 4.29 se muestra la estructura de control modificada. 66

29 Figura Estructura de control, para la planta de producción de etilbenceno, propuesta por Alpuche y Ramírez (2009) Para la estructura propuesta por Alpuche y Ramírez (2009) se realizó una nueva sintonización de todos los controladores, en la Tabla 4.4 se muestran los parámetros de los controladores de la nueva estructura. Tabla 4.4. Parámetros de los controladores para la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) CONTROLADOR TIPO SET POINT K ΤI ACCIÓN FFE_FC PI Inversa R1_LC PI Inversa R1_TC PI Inversa R2_LC PI Directa R1OUT_FC PI Inversa C1_PC PI Inversa C1_TC PI Inversa C1_CondLC PI Directa C1_SumpLC PI Directa C1_RefluxFC PI Inversa C2_PC PI Inversa C2_TC PI Inversa C2_CondLC PI Directa C2_SumpLC PI Directa C2_RefluxFC PI Inversa 67

30 FFE_Flow (kmol/h) FFB_Flow (kmol/h) R1_Temperature ( C) R1_Q (Gcal/h) R1OUT_Flow (kmol/h) R2_Temperature ( C) R2OUT_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Una vez sintonizados los controladores, se realizaron corridas en estado dinámico para monitorear el comportamiento de las variables y la acción realizada por los controladores, así como su eficiencia. En la sección de reacción de la planta las variables monitoreadas se estabilizan de forma rápida y en los valores nominales. Las excepciones se muestran en el flujo de salida de R2, R2OUT, el cual disminuye y se estabiliza en 1984 kmol/h, 11 kmol/h menos que el valor nominal, y en el flujo de R1OUT, que se estabiliza 10 kmol/h por debajo del valor nominal en estado estacionario. En la Figura 4.30 se muestra el comportamiento de las variables en la sección de reacción utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009). Reaction_Section Time Hours Figura Respuesta de la sección de reacción utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) En la Figura 4.31 se muestra el comportamiento de la sección de separación, en la primera columna de destilación, al aplicar la estructura de control propuesta. Todas las variables se estabilizan en valores muy cercanos a los nominales del estado estacionario y presentan poca oscilación antes de estabilizarse. La carga térmica en el rehervidor disminuye 0.9 Gcal/h del valor en estado estacionario. 68

31 C1_CondQ (Gcal/h) C1_RebQ (Gcal/h) C1_RefluxFlow (kmol/h) C1_TempTray16 ( C) D1_Flow (kmol/h) B1_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C1 utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) En la segunda columna de destilación, C2, el comportamiento de las variables presenta pocas oscilaciones. La pureza de producto final se mantiene constante durante toda la simulación en una fracción molar de La carga térmica del rehervidor sufre una pequeña disminución durante la primera hora, después de esto aumenta hasta estabilizarse en el valor nominal del estado estacionario, 7.05 Gcal/h. La respuesta en la sección de separación en C2 se muestra en la Figura

32 C2_CondQ (Gcal/h) C2_RebQ (Gcal/h) C2_RefluxFlow (kmol/h) C2_TempTray21 ( C) D2_Flow (kmol/h) D2_EB_Mole Fraction B2_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C2 utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) Una vez probados los controladores de la nueva estructura, se aplica una perturbación al set point del controladores FFE_FC de +20 %, el valor original de set point es kmol/h y el nuevo valor es de 757 kmol/h. Se dejó correr la simulación sin perturbación durante dos horas, en este tiempo se aplica la perturbación al set point. En la sección de reacción el flujo de benceno fresco presenta un sobrepico que alcanza los 785 kmol/h a las 7 horas, después de este tiempo disminuye hasta estabilizarse en 757 kmol/h para ajustarse al nuevo flujo del otro reactivo. R1OUT se estabiliza en su valor nominal del estado estacionario, mientras que R2OUT se estabiliza 10 kmol/h por debajo del nominal. Las temperaturas en los reactores se estabilizan rápidamente, R1 en 160 C, valor nominal, y R2 dos grados por arriba del valor nominal, en 169 C. La carga térmica tiene un valor más negativo que el del valor nominal, se estabiliza en Gcal/h, mientras que el valor nominal es de Gcal/h. En la Figura 4.33 se muestra el comportamiento de las variables en la sección de reacción cuando se aplica una perturbación usando la estructura de control propuesta. 70

33 FFE_Flow (kmol/h) FFB_Flow (kmol/h) R1_Temperature ( C) R1_Q (Gcal/h) R1OUT_Flow (kmol/h) R2_Temperature ( C) R2OUT_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Reaction_Section Time Hours Figura Respuesta de la sección de reacción ante una perturbación de +20 % en el set point del controlador FFE_FC utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) En la sección de separación en la primera columna, se aprecia una disminución en la carga térmica del rehervidor de 0.56 Gcal/h. El flujo de la corriente de reflujo disminuye, estabilizándose en 1073 kmol/h. La temperatura en la etapa 16 permanece constante. El flujo de la corriente que se recircula al primer reactor, D1, se estabiliza en 760 kmol/h, lo que representa una disminución del valor nominal de 140 kmol/h. El flujo de fondos aumenta en los 140 kmol/h que faltan en el destilado. De manera general, todas las variables sufren pocas oscilaciones y se estabilizan de forma rápida, este comportamiento se puede apreciar en la Figura

34 C1_CondQ (Gcal/h) C1_RebQ (Gcal/h) C1_RefluxFlow (kmol/h) C1_TempTray16 ( C) D1_Flow (kmol/h) B1_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C1 ante una perturbación de +20 % en el set point del controlador FFE_FC utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) El comportamiento en la sección de separación de C2 se muestra en la Figura El rehervidor aumenta su carga térmica de 7.5 Gcal/h en el estado estacionario hasta aproximadamente 9 Gcal/h, valor en el que se estabiliza. El flujo de la corriente de reflujo en C2 se estabiliza en un valor cercano a los 600 kmol/h, aumentando 19% del valor nominal. La temperatura de la etapa 21 se mantiene estable en 200 C. El flujo de fondos de C2 se mantiene en valores cercanos a los 68 kmol/h. El flujo de destilado aumenta durante aproximadamente 12 horas, alcanzado un valor máximo de 780 kmol/h, a partir de las 12 horas el flujo comienza a disminuir. La pureza del producto final se estabiliza en en fracción mol. 72

35 C2_CondQ (Gcal/h) C2_RebQ (Gcal/h) C2_RefluxFlow (kmol/h) C2_TempTray21 ( C) D2_Flow (kmol/h) D2_EB_Mole Fraction B2_Flow (kmol/h) Análisis de resultados Separation_Section_C Time Hours Figura Respuesta de la sección de separación C2 ante una perturbación de +20 % en el set point del controlador FFE_FC utilizando la estructura de control de Alpuche y Ramírez (2009) Comparación de respuestas en las estructuras de control analizadas El proceso sufre de cambios bruscos y oscilaciones en sus variables al utilizar la estructura de control de Luyben (2002), aún sin perturbaciones. En la primera columna el rehervidor se estabiliza en un valor de carga térmica 0.1 Gcal/h por arriba del nominal. En la segunda torre, el rehervidor alcanza hasta las 11 Gcal/h, pero se estabiliza en el valor nominal. En este caso la especificación de pureza en el producto se cumple satisfactoriamente. Cuando se aplica la perturbación en el set point en FFE_FC, la carga térmica en el rehervidor de C1 se estabiliza en 13.3 Gcal/h, 0.3 Gcal/h por debajo del valor nominal, mientras que en C2, el rehervidor se estabiliza en una carga térmica 8.2 Gcal/h cuando el nominal es de 7.5 Gcal/h. La pureza en el producto es de en fracción mol, lo que no cumple, de manera estricta, con la especificación de pureza en el producto final. La modificación en los lazos de control realizados a partir de la estructura adaptada de Larsson y colaboradores (2003) dio muy buen resultados; claramente un control de flujo era necesario, dada la presencia de reciclos. Al utilizar la estructura de control propuesta por Alpuche y Ramírez (2009) 73

36 durante una operación normal, las variables del proceso se estabilizan de forma rápida y con pocas oscilaciones, las cargas térmicas de los rehervidores se estabilizan en valores menores a los nominales, obteniendo, de manera general, mejores respuestas que las que obtienen al utilizar la estructura de Luyben (2002). En la estructura de Alpuche y Ramírez (2009), al aplicar la perturbación de +20 % en el controlador de flujo de etileno, las respuestas de la variables monitoreadas sufren cambios menos drásticos que los presentados por la estructura de Luyben (2002), y se estabilizan 3 horas antes; la carga térmica de C1 disminuye pero la carga de C2 tiene un aumento de 1.5 Gcal/h. Tener un control en relación para el reflujo mantiene la pureza de producto siempre dentro de un rango que cumple con las especificaciones del proceso, a pesar de que no se controla directamente. De manera general, cuando se aplica la perturbación en el sistema, en ambas estructuras la carga térmica del rehervidor en C1 disminuye del valor nominal, mientras en C2 la carga térmica aumenta, este comportamiento es contrario a lo que se esperaría del análisis de sensibilidad realizado; esta diferencia se debe a que en el análisis de sensibilidad al cambiar el flujo de uno de los reactivos el otro se mantenía constante en el valor nominal, al introducir las estructuras de control la corriente que no sufre la perturbación se ajusta hasta llegar a la relación nominal entre ambos reactivos. Al tener una mayor cantidad de reactivos que cumplen con la relación nominal, la cantidad de etilbenceno que forma es mayor, por lo que es necesario que en la primera torre se condense la mayor parte de producto, disminuyendo así la carga térmica requerida en el rehervidor de C1, pero incrementando la cantidad de etilbenceno alimentada a C2, por lo que se requiere mayor carga térmica en el rehervidor para mantener la pureza en el destilado y recircular la menor cantidad posible de etilbenceno en REC2. 74