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CONCLUSIONES 
 
 A partir de los balances de masa y energía se logró determinar las 
variables de operación que intervienen en el sistema de enfriamiento del 
reactor D-201; así como las condiciones termodinámicas necesarias que 
deben mantener las corrientes de proceso para mantener un estricto 
control sobre la temperatura del reactor. 
 
 
 El análisis en estado estacionario del proceso permitió estimar en 
función de las condiciones operacionales y composición del flujo de 
alimentación al reactor de polimerización D-201, el comportamiento del 
sistema durante el proceso de reacción y el proceso de remoción de calor 
a través de la recirculación de gases condensados. 
 
 
 El modelo termodinámico seleccionado Peng-Robinson logró estimar 
las propiedades termodinámicas de las corrientes de proceso 
involucradas en la remoción de calor del reactor D-201, manteniendo un 
error relativo inferior a un 10% con respecto a los valores de flujo, presión 
y temperatura registrados en planta. 
 
 
 Los análisis de sensibilidad realizados a partir del modelo de 
simulación en estado estacionario, arrojaron que la variable que ostenta 
una mayor influencia sobre la capacidad de enfriamiento del condensador 
parcial E-201 es la temperatura del condensado recirculado al reactor; así 
mismo se logró establecer que el flujo agua de enfriamiento tiene un 
efecto significativo sobre esta temperatura, sin embargo por encima de los 
100.000 Kg/h, el incremento del flujo de agua no produce un efecto 
marcado sobre la misma, debido a que la extracción de calor ocurre 
principalmente por medio del calor latente absorbido por el propileno 
durante el cambio de fase que se lleva a cabo en el condensador. 
101 
 
 
 
 
 El sistema de control propuesto es un esquema de control en cascada 
conformado por el lazo maestro TIC-210A/B, el cual controla la 
temperatura del reactor ejerciendo una acción de control sobre el lazo 
esclavo TIC-216, el cual a su vez manipula el flujo de agua que entra al 
condensador parcial E-201. 
 
 
 El esquema de control establecido en el sistema de enfriamiento del 
reactor D-201, logró ejercer una acción de regulación sobre la variable 
termodinámica temperatura, manteniendo un control estricto sobre esta, 
evitando así posible fenómenos adversos como la presurización del 
reactor, así mismo se observó su comportamiento a través de la gráfica 
de señales de control de los controladores y su respuesta ante 
perturbaciones en el punto de ajuste de la variable. 
 
 
 Al comparar el desempeño del sistema de control propuesto con el 
sistema de control implementado actualmente en planta, se comprobó 
que este logra alcanzar la estabilización de la variable controlada en un 
tiempo considerablemente más corto sin perder el seguimiento sobre el 
punto de ajuste. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
102 
 
 
RECOMENDACIONES 
 
 Emplear como modelo termodinámico Soave-Redlich-Kwong (RKS), 
para visualizar el impacto sobre las condiciones termodinámicas de las 
corrientes de proceso y establecer una comparación entre ambos 
modelos termodinámicos, asegurando de esta forma la selección 
adecuada del modelo para el sistema de enfriamiento. 
 
 
 Aplicar la simulación en estado dinámico a otras unidades de proceso 
para establecer sistemas de control avanzados que permita optimizar la 
operación de estos equipos y realizar estimación de parámetros 
termodinámicos durante los diversos procesos químicos llevados a cabo 
en planta. 
 
 
 Instalar indicadores de presión y temperatura a la entrada y salida del 
condensador parcial E-201, tanto en lado proceso como en lado agua; 
para de esta forma mantener un mejor control sobre las variables de 
proceso y poder estimar de mejor manera los fenómenos termodinámicos 
que ocurren en esta unidad de proceso. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
103 
 
 
BIBLIOGRAFÍA 
 
 Acedo, José. (2004). Control avanzado de procesos. Segunda 
edición. Editorial Díaz de Santos. Madrid. 
 
 Arias, Fideas. (2006). El proyecto de investigación: introducción a 
la metodología científica. Quinta edición. Editorial Epísteme. Caracas. 
 
 Beltrán, Maribel. (2012). Tecnología de polímeros. Primera edición. 
Publicaciones Universidad de Alicante. Alicante. 
 
 Billmeyer, Fred. (1975). Ciencia de los polímeros. Primera edición. 
Editorial Reverte. Madrid. 
 
 Cengel, Yunus, Boles, Michael. (1994). Termodinámica. Segunda 
edición. Editorial McGraw-Hill. México D.F. 
 
 Felder, Richard, Rousseau, Ronald. (2004). Principios elementales 
de los procesos químicos. Tercera edición. Editorial Limusa Wiley. 
México. 
 
 Foust, Alan. (1996). Principios de operaciones unitarias. Segunda 
edición. Editorial Cecsa. México D.F. 
 
 Himmelblau, David. (2002). Principios básicos y cálculos en 
ingeniería química. Sexta edición. Editorial Prentice Hall. Texas. 
 
 Kuo, Benjamin. (1996). Sistemas de control automático. Séptima 
edición. Editorial Prentice Hall. Illinois. 
 
104 
 
 
 McCabe, Warren, Smith, Julian y Harriot, Peter. (2007). Operaciones 
unitarias en ingeniería química. Séptima edición. Editorial McGraw-Hill. 
México, D.F. 
 
 Levenspiel, Octave. (1999). Ingeniería de reacciones químicas. 
Tercera edición. Editorial Wiley. México. 
 
 Ogata, Katsuhiko (1998). Ingeniería de control moderna. Tercera 
edición. Editorial Prentice Hall. México. 
 
 Scenna, Nicolas. (1999). Modelado, simulación y optimización de 
procesos químicos. Primera edición. Editorial Limusa. México. 
 
 Seymour, Raymond y Carraher, Charles. (1995). Introducción a la 
química de los polímeros. Primera edición. Editorial Reverte. Madrid. 
 
 Wittcoff, Harold. (2004). Industrial organic chemicals. Segunda 
edición. Editorial Wiley. Estados Unidos. 
 
Tesis 
 
 Díaz, María. (2014). Sistema de control para bombas centrifugas 
verticales, en estación de bombeo de agua salada en refinería 
(EBAS). Universidad Rafael Belloso Chacín. 
 
 Fonseca, Alberto. (2014). Sistema de control avanzado para la 
regulación termodinámica en las unidades de fraccionamiento de 
líquidos de gas natural. Universidad Rafael Belloso Chacín. 
 
 Garrido, Juan. (2012). Diseño de sistemas de control multivariable 
por desacoplo con controladores PID. Universidad Nacional de 
Educación a Distancia. 
105 
 
 
 Medina, Astrid. (2014). Modelo matemático de las variables flujo y 
nivel de la planta piloto UNIPRO/EV. Universidad Rafael Belloso 
Chacín. 
 
 Santiago, Leonardo. (2013). Sistema de control óptimo para la 
interfase emulsión-crudo en tanque de lavado. Universidad Rafael 
Belloso Chacín. 
 
 Serrudo, Andrés. (2013). Control óptimo para la temperatura de la 
salido de un intercambiador de calor de placas en el proceso de 
enfriamiento de mosto. Universidad Rafael Belloso Chacín. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
106 
 
 
ANEXO 1 
 DIMENSIONAMIENTO DEL CONDENSADOR PARICAL E-201. 
 
Datos de diseño: 
 
Lado Frio (Lado 
Carcaza/CW) 
Lado Caliente (Lado 
tubos/C3) 
Flujo másico (Kg/h) 317.500 29.743 
Temperatura de 
entrada (ºC) 
32 70 
Temperatura de salida 
(ºC) 
38 40 
Densidad (Kg/m3) ---------- 440 @ 55 ºC 
Viscosidad (cP) ---------- 0,054 @ 55 ºC 
Cp (Kcal/Kg. ºC) ---------- 0,802 @ 55 ºC 
K (Kcal/h. cm) ---------- 0,074 
Factor de 
ensuciamiento (m2.h. 
ºC/Kcal) 
0,0003 (ro) 0,0002 (ri) 
 
LMTD =
(70 − 38) − (40− 32)
ln
= 17,312	℃ 
P =
70℃− 40℃
70℃− 32℃ = 0,789; 			R =
38℃ − 32℃
70℃ − 40℃ = 0,200 
 
Con P = 0,789 y R = 0,200 en la figura 10.34 de “Applied Process Design” Vol. 
3 
ΔT	corrección =0,875 
 
c − LMTD = ΔT 	. LMTD = 0,875	. 17,312	℃ = 15,148	℃ = 59,266	℉ 
 
- Coeficiente de condensación 
107 
 
 
Area	transversal	tubos = 995	.
π
4 	 .
0,843	ft
12 = 3,857	ft 
G =
0 + 54674,63
2
Lb
h 	.		
1
3,857	ft = 7087,715lb
h. ft 
G =
65572,08 + 10897,45
2
Lb
h 	.		
1
3,857	ft = 9913,084
lb
h. ft 
G = 7087,715
lb
h. ft + 9913,084
lb
h. ft
440
56,8
/
= 34678,303
lb
h. ft 
Re =
D	.		G 	
u =
0,0703		ft	.		34678,303
.
	
0,131
	.
= 18609,807 
 
Con Re = 18609,807 de la fig. 10-75: 
ϕ =
hcm	.		D	
K .
Cp	. u
K = 130 
130 =
hcm	. 0,0703	ft	
0,0497
. .℉
.
0,802
.℉
	 . 0,131
.
0,0497
. .℉
 
hcm = 117,953
Btu
h. ft .℉ = hi 
hio = 117,953
Btu
h. ft .℉
	 .
0,843	in
1	in
= 99,434
Btu
h. ft .℉
 
 
- Coeficiente lado carcaza (Agua) 
 
de =
4	 (P/2). 0,86	. P − .
. 
de	 =
4	 (1,25	in/2). 0,86	.1,25	in− . ( 	 )
. 	 = 0,711	in 
 
De la figura 10-54: C´ = 0,250 in 
a =
D 	. C´. B
p. 144 =
45,276	in	. 0,250	in	. 14,567	in
1,25	in	.144 = 0,916	ft 
108 
 
 
G =
699967,593
0,916	ft = 764156,761	
lb
h	. ft 
R =
D 	.		G
u =
0,059	ft	.		764156,761	
	.
1,738	
	.
= 25940,880 
 
De la figura 10-54: jh = 98 
jh =
h 	.		D
Ka 	.		
C 	.		u
Ka .		
u
u
,
= 98 
98 =
h 	.		0,059	ft
0,3612	
	. .℉
	.		
1,030
.℉
	.		1,738	
	.
0,3612	
	. .℉
.		(1) , 
 
h = 1022,904	
Btu
h. ft .℉ 
 
- Coeficiente sensible de enfriamiento (Gas) 
 
=
	.		
=
0,0703	 	.		9913,084	
	.
0,027	
	.
= 25810,734 
 
De la figura 10-46: jh = 88 
ℎ =
ℎ 	.
	.		
	.		
= 98 
88 =
ℎ 	.		0,0703	
0,0175	
	. .℉
	.		
0,233
.℉
	.		0,027	
	.
0,0175	
	. .℉
 
 
ℎ = 15,576	 ℎ. .℉ 
ℎ =
0,843
1 . 15,576	 ℎ. .℉ = 13,131	 ℎ. .℉ 
 
109 
 
 
Factor de ensuciamiento lado tubos: r = 0,0002	 . .℃ = 0,000976	 . .℉ 
Factor de ensuciamiento lado carcasa: r = 0,0003	 . .℃ = 0,001465	 . .℉ 
 
 
- Área superficial de condensación 
 
U =
1
+ ri	. + rt + ro +
 
U =
1
, 	 . .℉
+ 0,000976	 . .℉ 	 . 	
, 	
+ 0	 . .℉ + 0,001465	 . .℉ +
, 	 . .℉	
 
U = 73,221
Btu
ft . h.℉ 
 
Q = 54674,641	
lb
s 	 . 109,8	
Btu
lb = 6003275,584
Btu
h 
 
A =
Q
U	. LMTD =
6003275,584
73,221
. .℉
	 .59,266	℉
= 1383,397	ft 
 
- Área de enfriamiento sensible de gas 
 
U =
1
+ ri	. + rt + ro +
 
U =
1
, 	 . .℉
+ 0,000976	 . .℉ 	. 	
, 	
+ 0	 . .℉ + 0,001465	 . .℉ +
, 	 . .℉	
 
U = 12,538
Btu
ft . h.℉ 
 
Q = Q − Q 
Q = 7560444,634
Btu
h − 6003275,584
Btu
h = 1557169,050
Btu
h 
 
110 
 
 
A =
1557169,050
12,538
. .℉
	 . 59,266℉
= 2095,569	ft 
 
 
 
- Área total 
 
A = A + A = (1383,397 + 2095,569)ft = 3478,966	ft 
A = 995	.π	.
1
12 ft	. 19,685	ft = 5127,753	ft 
%	sobredimensionamiento =
5127,753	ft
3478,966	ft = 1,474 = 47,4	% 
 
- Calculo del U total 
 
U =
7560444,634
3478,966	ft 	.		59,266℉ = 36,668
Btu
ft . h.℉ 
 
Calculo del U usado (unidad sobredimensionada) 
 
U =
7560444,634
5127,753	ft 	.		59,266℉ = 24,878
Btu
ft . h.℉ 
 
A = 460	m = 4951,399	ft 
 
 
- Caída de presión lado carcasa 
Con Re = 25940,880 en fig. 10-140 --> f = 0,0018 
ΔPs =
fs	. 	Gs 	. 	 ´.		( + 1)
2	. g	. p. 	 ´.ϕ 
ΔPs =
0,0018	. 	764156,761 	.		3,77	. (14 + 1)
2	. 4,18x10 	.		62,42	.0,059	. 1 
111 
 
 
ΔPs = 19,306	psi 
 
- Caída de presión lado tubos 
G = G + G = 17000,799	 ft . h 
=
	.		
=
0,0703	 	.		17000,799	
	.
0,070	
	.
= 17073,660 
Con Re = 17073,660 en fig. 10-137 --> f = 0,00027 
ΔP =
0,00027	. 17000,799	. 19,685	. 1
2	. 4,18x10 	. 25,87	.		0,0703	.		 ,
,
, 
ΔP = 0,00151	psi 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
112 
 
 
ANEXO 2 
 HOJA DE ESPECIFICACIÓN DEL CONDENSADOR PARICAL E-201 
ARROJADA POR EL COMPLEMENTO ASPEN EDR. 
 
 
Fuente: Aspen EDR. 
113 
 
 
ANEXO 3 
 HOJA DE ESPECIFICACIÓN REAL DEL CONDENSADOR PARCIAL E-
201. 
 
 
Fuente: Base de diseño (2010).