48222102

Tecnología, Ciencia, Educación
ISSN: 0186-6036
imiqac@sercom.com.mx
Instituto Mexicano de Ingenieros Químicos A.C
México
Aguilar-Rodríguez, Enrique; Murrieta-Guevara, Florentino; Martínez-Gutiérrez, Martha Patricia;
Villalobos-Hiriart, Alejandro; Klip-Moshinsky, Abraham
Diseño óptimo evolutivo del proceso derefrigeración de etileno
Tecnología, Ciencia, Educación, vol. 22, núm. 1, enero-junio, 2007, pp. 5-14
Instituto Mexicano de Ingenieros Químicos A.C
Monterrey, México
Disponible en: http://www.redalyc.org/articulo.oa?id=48222102
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Tecnol. Ciencia Ed. (IMIQ) vol. 22 núm. 1, 2007 5
Diseño óptimo evolutivo del proceso de
refrigeración de etileno
Tecnol. Ciencia Ed. (IMIQ) vol. 14 núms.1-2,1999 5
Enrique Aguilar-Rodríguez * (1), Florentino Murrieta-Guevara (1), Martha Patricia Martínez-
Gutiérrez (1), Alejandro Villalobos-Hiriart (1), Abraham Klip-Moshinsky (2)
Tecnol. Ciencia Ed. (IMIQ) 22(1): 5-14, 2007
RESUMEN
* Autor a quien debe enviarse la correspondencia
(Recibido: Octubre 30, 2006, Aceptado: Enero 31, 2007)
Palabras Claves: Etileno, refrigeración
Keywords: Ethylene, refrigeration
El etileno es producido en grandes volúmenes en plantas de descompo-
sición térmica de etano y gasolinas. Para garantizar una operación con-
tinua, es necesario contar con unidades de refrigeración de etileno, que
permitan su almacenamiento en fase líquida. La licuefacción puede rea-
lizarse a través de diversos esquemas de procesamiento, de los cuales
debe seleccionarse el que presente menor costo total, que incluye la
inversión requerida y los costos de operación. En este trabajo se presen-
ta una metodología que, basada en los principios termodinámicos del
proceso de licuefacción y las propiedades termofísicas del etileno, per-
mite generar esquemas de proceso basados en el diseño evolutivo, es
decir planteando progresivamente esquemas mejores, orientados a re-
ducir cada vez más el consumo de energía. Para aplicar esta metodolo-
gía es necesario contar con un esquema de “arranque”, el cual se sujeta
a un análisis detallado, para encontrar sus virtudes y defectos, lo que
permite generar un mejor esquema posterior. Se establece el potencial
térmico de los refrigerantes que pueden aplicarse al caso particular del
etileno y se procede a la síntesis de opciones, para las cuales se realiza el
balance de materia y energía, mediante un simulador comercial, que
permita establecer su desempeño. Del análisis realizado, se encuentra
que el proceso que minimiza el consumo de energía es la ruta que pro-
pone una doble expansión del etileno con recirculación, con ahorros de
más de 20% con respecto a un proceso de expansión simple y alrededor
de 10% con respecto a procesos más complejos como los de refrigera-
ción en cascada.
MARCO DE REFERENCIA
Las plantas de etileno producen etileno a gran capa-
cidad (500-1200 MTPA) como intermediario básico
para alimentar a las diversas plantas de producción de
petroquímicos básicos. Un esquema típico de integra-
ción de la planta de etileno con otras del complejo, se
muestra en la Figura 1.
La economía de las plantas de etileno está fuerte-
mente ligada a su operación sostenida para asegurar
una operación siempre por arriba del 100% de su capa-
cidad nominal. Dado que su producción se envía a di-
versas plantas, el paro o disminución de capacidad de
una de ellas obligaría a bajar la producción en la planta
de etileno con el consecuente detrimento de su rentabi-
lidad. Para evitar lo anterior es común instalar siste-
mas de acumulación de etileno líquido a presiones
cercanas a la atmosférica, que permitan un cierto tiem-
po de residencia y la operación a máxima capacidad de
la planta de etileno. El tamaño del sistema de refrigera-
ción y almacenamiento asociado está definido por la
evaluación económica que ponga en la balanza el cos-
to de inversión del sistema contra el ahorro alcanzado
al mantener operando al límite la planta de etileno.
El proceso de refrigeración puede llevarse a cabo
mediante diversos esquemas de procesamiento, de los
cuales debe seleccionarse aquel que presente el menor
costo total, incluyendo la inversión y la operación. Este
último rubro es función fundamentalmente del consu-
mo de energía del proceso. Para encontrar el esquema
óptimo se tiene una herramienta conceptual muy útil
que es el “Diseño evolutivo” (Rao, 1996) que consiste
(1) Instituto Mexicano del Petróleo, Eje Central Lázaro Cárdenas # 152, Col. San Bartolo Atepehuacán, México, D.F. (2) Pemex-
Petroquímica, Av. Marina Nacional # 329, Col. Huasteca, 011311 México, D.F. Correo-e (e-mail): eaguilar@imp.mx

6 Tecnol. Ciencia Ed. (IMIQ) vol. 22 núm. 1, 2007
esencialmente en proponer, mediante técnicas de sín-
tesis y reglas heurísticas, un esquema “lógico” que cum-
pla con la capacidad y especificación de productos
establecida, al cual se le somete a una etapa de análisis
en donde se evalúa el consumo de energía principal-
mente, además de la operabilidad y la seguridad de la
planta. Con este enfoque es posible detectar los “pros”
y “contras” del esquema, lo que permite proponer cam-
bios (una nueva síntesis) que mantengan o mejoren sus
aspectos positivos y que cancelen o disminuyan los as-
pectos negativos. Este proceso simple da lugar a un
nuevo esquema de procesamiento que se somete al
1
Plantas
de etileno
2
Polietileno de
baja densidad
Óxido de etileno
Polietileno de
alta densidad
Cloruro de
vinilo
Polietileno
tipo “Swing” Planta
de refrigeración
de etileno
Tanque de
almacenamiento
Figura 1. Integración de una planta de etileno
Figura 2. El concepto de “Diseño evolutivo”
Bases de
diseño
Síntesis de
un esquema
de proceso
Análisis del proceso
(Costo total,
consumo de energía,
dimensiones de
equipo, operabilidad,
etc.)
Evaluación
de pros y
contras del
esquema
Se ha logrado
un esquema
óptimo
mismo análisis. Después de varios pasos de síntesis-
análisis, puede llegarse a establecer un esquema muy
atractivo, que prácticamente optimiza el diseño. La ló-
gica de búsqueda del óptimo mediante “Diseño evolu-
tivo” se muestra en la Figura 2.
TRABAJO MÍNIMO REQUERIDO
En el “Diseño evolutivo” es siempre necesario cono-
cer el consumo de energía mínima del proceso, la cual
se obtiene considerando que este se efectúa en forma
reversible, es decir, que la energía neta se aprovecha

Es posible encontrar los valores de ∆H y ∆S para el
etileno ya sea por correlaciones termodinámicas o en
un diagrama P-H que correlaciona presión y entalpía.
En este caso, la localización de los puntos de interés se
muestra en la Figura 3, de los cuales el valor del “Tra-
bajo mínimo” es el siguiente:
-Wmin = 77.6 kJ/kg etileno [(33.4 BTU/libra) = 120
BHP/100 TPD]
Este valor indica que el límite de cualquier proceso
“real” para licuar el etileno a las condiciones señaladas
es de 77.6 kJ/kg (120 BHP/100 TPD) de etileno y que
este límite no depende de aspectos específicos de cada
proceso sino que es una condición termodinámica de
referencia, la cual medirá qué tan cerca está ese proce-
so específico de su condición reversible.
ESTABLECIMIENTO DE LA CONFIGURACIÓN INICIAL
Para realizar el “Diseño evolutivo” de un proceso es
indispensable entender los fundamentos conceptuales
de la transformación que se pretende optimizar (Biegler
y col., 1997). En este caso particular, el proceso de re-
frigeración parte de la propiedad termodinámica de
los fluidos de absorber calor cuando se sujetan a un
cambio de fase, de líquido a vapor.
Esta propiedad de los fluidos se utiliza en plantas de
proceso para enfriar o refrigerar mediante un ciclo de
compresión-expansión al que se somete el fluido que
realiza esta operación. El proceso básico y su repre-
sentación termodinámica se muestran en la Figura 4.
El fluido “frío” con una mayor proporción de líquido
se evapora totalmente ➊a➋ y enfría el fluido de proce-
so, para después comprimirse ➋ a ➌ se condensa ➌ a
➍ con agua lo que permite su enfriamiento y finalmen-
te se expande en una válvula para estar nuevamente a
las condiciones iniciales ➊. Este ciclo se repite para
lograr un proceso continuo y estable.
Para este caso específico del proceso de almacena-
miento y las condiciones termonidámicas de la carga
que se encuentra a alta presión, es posible hacer uso de
esta energía para la licuefacción parcial del etileno sólo
por el efecto de estrangulamiento en una válvula; esto
se realiza mediante un proceso sin cambio de entalpía.
Así es posible estimar la cantidad de etileno que se licua
sólo por el aprovechamiento de esta energía de pre-
sión, tal como se muestra en la Figura 5.
El etileno que no se condensa deberá hacerlo me-
diante un esquema de refrigeración que complemente
los requerimientos de energía del proceso. La posibi-
lidad de opciones para la condensación de esta co-
rriente de vapor de etileno es lo que se estudia en este
trabajo.
CARACTERÍSTICAS Y POTENCIAL TÉRMICO DE
REFRIGERANTES
Desde el punto de vista económico se busca que la con-
densación de refrigerantes se efectúe con agua de en-
friamiento del proceso, por su bajo costo; cualquier otro
en el proceso, sin pérdidas o disipación energética
(Smith y col., 2001). Este valor se obtiene a partir de la
expresión:
- Wmín = ∆H – To ∆S (1)
donde
-Wmín : Trabajo mínimo reversible
∆H : Diferencia de entalpía de productos menos
entalpía de materias primas
T0 : Temperatura ambiente absoluta (289 K)
∆S : Diferencia de entropía de productos menos
entropía de materias primas
Para el caso particular de este proceso, las condicio-
nes de entrada y salida del etileno son los siguientes:
Carga
Producto
Presión
MPa (psia)
2.55 (370)
0.12 (18)
Temperatura
ºC (ºF)
-22 (-8)
-100 (-148)
P, MPa(psia)
2.55(370)
0.12(18)
1
-22ºC
(-8ºF)
-100ºC
(-148ºF)
H, kJ/kg
2
Figura 3. Condiciones de entrada y salida del
etileno en un diagrama P-H

Figura 4. El esquema básico de la refrigeración
Fluido de
proceso
Refrigerador
(Chiller)
2
3 4
1
Válvula de
expansión
Presión
Condensador
Refrigerador
Entalpía
Com
presor
Válvula
Condensador
4
3
21
LIQ
SAT
VAPSAT
Figura 5. Licuefacción por aprovechamiento de la energía de presión del etileno
Presión
Cómo procesar el
vapor producido
La energía de presión de
la carga se utiliza para
enfriar y obtener una
fracción líquida
Etileno LSAT
46%
Etileno vapor
54%
Etileno LSAT
A almacenamiento
L+V
-22ºC (8ºF)
-100ºC (-148ºF)
2.55 MPa
(370 psia)
0.12 MPa
(18 psia)
Entalpía
Válvula
43 2
1
4
3
21
L
SAT
VSAT

fluido que requiera menor temperatura deberá ser tam-
bién refrigerado, a mayor costo. Por esta razón, la eva-
luación y selección de fluidos que puedan dar el servicio
de refrigeración es una tarea crítica en la etapa de sín-
tesis del proceso (Aguilar, 2007).
Tomando como base la posible utilización de etileno
y propileno como fluidos de refrigeración, y al anali-
zar sus propiedades termodinámicas, se observa que el
etileno al tener una temperatura crítica de 9°C, no pue-
de condensarse con agua de enfriamiento que se en-
cuentra, por diseño, a 40°C; asimismo el máximo nivel
de enfriamiento o la mínima temperatura que se logra
con etileno es de -100°C que es la temperatura de satu-
ración a la presión atmosférica más la caída de presión
en el circuito de refrigeración (1.3 kgf/cm2
). Por otro
lado, el propileno sí puede condensarse con agua de
enfriamiento ya que su temperatura crítica es de 92°C,
lo que permite tener el gradiente necesario para su con-
densación; sin embargo, la temperatura mínima que se
puede lograr con este fluido es de -43°C. El etileno
entonces proporciona mayor capacidad de refrigeración
en términos de niveles de temperatura, pero el propileno
se puede condensar con agua de enfriamiento. Este com-
portamiento se observa en la Figura 6.
SÍNTESIS DE OPCIONES
Con estas consideraciones es posible proponer el uso
de ambos fluidos y aprovechar las ventajas que cada
uno presenta. Esto se logra al establecer un ciclo en
cascada etileno/propileno en el cual el primero da el
nivel de menor temperatura y el segundo permite el
uso de agua de enfriamiento para la condensación fi-
nal. La fracción de etileno de carga que permanece en
fase vapor se somete a esta refrigeración en cascada
para licuarse e incorporarse al etileno líquido para al-
macenamiento. La Figura 7 representa el esquema pro-
puesto, que será el de inicio de la optimización (Opción
1). En esta opción el requerimiento energético del pro-
ceso es el trabajo de compresión que requieren los ci-
clos de refrigeración de etileno y propileno.
Otra opción para lograr la refrigeración del etileno
se encuentra en el proceso de Linde que hace uso del
concepto original aquí planteado de expandir el fluido
a entalpía constante, para licuar una fracción de él, pero
introduciendo una variante que consiste en utilizar el
vapor frío producido en la expansión para entrar la car-
ga antes de la válvula, lo que permite obtener una ma-
yor proporción de líquido después de la expansión.
Figura 6. Comportamiento termodinámico de etileno y propileno
Presión
Etileno
Como Tc < 40ºC (105ºF)
No se puede condesar
sólo con agua
Máximo nivel de
enfriamiento a P atm
El propileno sí puede
condensar al
etileno
40ºC (105ºF)
-100ºC (-148ºF)
Tc=9ºC (49ºF)
P comp
1.67 MPa
(240 psia)
0.12 MPa
(18 psia)
Entalpía
VSAT
Presión
Propileno
Como Tc > 40ºC (105ºF)
se puede condensar
sólo con agua
Máximo nivel de
enfriamiento a P atm
40ºC (105ºF)
-43ºC (-46ºF)
Tc=92ºC (198ºF)
Entalpía
L
SAT
L
SAT
SAT
V

Después de entregar su energía térmica, el vapor de
recirculación se comprime y enfría a las condiciones
de la carga, antes de unirse a ésta para volver al proce-
so. En esta opción, la energía de compresión se sumi-
nistra en la recirculación y se evita el uso de la cascada
etileno/propileno, aún cuando el etileno como vapor
comprimido debe ser enfriado y licuado a -22°C, con
un refrigerante menos severo.
El esquema de proceso y su representación en un
diagrama P-H de esta opción 2 se muestra en las Figu-
Figura 7. Refrigeración por cascada etileno/propileno
Carga de etileno
Etileno vapor
Etileno líquido
Ciclo de etileno
refrigerante
A.E.
A.E. (Agua de enfriamiento)
Ciclo de propileno
refrigerante
-22ºC (-8ºF)
2.55 MPa
(370 psia)
-90ºC (-130ºF)
0.21 MPa
(31 psia)
ras 8 y 9, respectivamente. El enfriamiento que requie-
re la corriente de etileno del paso 9 al 10 en la Figura 8
se provee con el circuito de refrigeración de propileno.
El requerimiento energético de esta opción es el traba-
jo de compresión de la corriente de etileno vapor de la
recirculación más el trabajo de compresión del ciclo
de refrigeración de propileno. La eficiencia energéti-
ca de esta opción se presume que sea baja por el volu-
men relativamente alto (casi 50%), de la fracción de la
carga que se recircula como vapor.
1
-22ºC (-8ºF)
2.55 MPa
(370 psia)
-100ºC (-148ºF)
0.12 MPa
(18 psia)
A.E.
Carga de
etileno
Etileno vapor
Etileno líquido
10
9 8 7
2 3 4
6
5
Figura 8. Licuefacción del etileno por expansión en una etapa (Proceso Linde)

A pesar de la baja eficiencia del ciclo de Linde, este
proceso es perfectible, ya que un corolario de la segun-
da Ley de la termodinámica es que entre más etapas se
realicen en un proceso, la evolución del gradiente que
lo produce es más ordenado (hay menores gradientes a
lo largo del proceso) y eso asegura un proceso que es
menos irreversible y por lo tanto mejora su eficiencia
energética total, es decir requiere menos energía para
realizarse. Debe tenerse en cuenta sin embargo que entre
menores sean los gradientes se requiere mayor número
de equipos, es decir mayores costos de inversión que
compiten con el ahorro de costos de energía logrado.
Esta idea se esquematiza en la Figura 10.
Este concepto da origen a una nueva opción (op-
ción 3), en la cual, tomando en cuenta que la conden-
sación en el ciclo Linde se debe al gradiente de presión
que se da en la válvula de expansión, es posible llevar
a cabo dicha expansión durante dos etapas sucesivas,
la primera desde la presión de la carga (Pc) hasta una
presión intermedia (Pint) y la segunda desde la presión
intermedia hasta la presión atmosférica (Patm). En este
caso se generan dos corrientes de recirculación a dife-
Presión
-100ºC (-148ºF)
2.55 MPa
(370 psia)
0.12 MPa
(18 psia)
Entalpía
VSAT
Válvula
LSAT
3
5
4 6 7
9
81
com
pre
sor
2 10
Figura 9. Representación de la licuefacción por expansión en una etapa
Figura 10. Número de etapas y consumo de energía del proceso
Trabajo
requerido
HP/100 Ton
120
1 2 3 4 5
W mínimo
Número de
etapas de
expansión

rentes niveles de presión y temperatura que se unen a
la carga, pero que previamente ceden su energía térmi-
ca a la carga a través de un cambiador de 3 corrientes
(una caliente y dos frías), como se muestra en la Figura
11 y cuya representación en un diagrama P-H se mues-
tra en la Figura 12.
En esta opción, al igual que en la opción 2 se re-
quiere de un ciclo de refrigeración de propileno para
enfriar la salida de la primera etapa de compresión y
para enfriar y licuar la salida de la segunda etapa de
compresión. Del análisis del esquema anterior y a par-
tir de su balance de materia y energía, se observa que
la fracción de vapor en la primera etapa es menor (11%),
con respecto a su alimentación y, por lo tanto, la capa-
cidad térmica de esa corriente es relativamente baja y
no justifica su integración térmica con la corriente de
carga con un cambiador de 3 corrientes. Si se elimina
esta corriente de la integración térmica en el proceso,
se simplifica su topología al enviarse directamente a
compresión y recirculación. Esta evolución del esque-
ma de proceso es beneficiosa en términos de potencia
requerida pues en la succión se tienen condiciones de
menor temperatura, mayor densidad y por lo tanto,
menor consumo de energía de compresión. Esta modi-
ficación da origen a la opción 4, representada en la Fi-
gura 13, en la cual se indican para las diversas corrientes
de expansión los porcentajes relativos que se manejan
en cada línea.
Carga de
etileno
2.55 MPa
(379 psia)
0.12 MPa (18 psia)
-22ºC (-8ºF)
-100ºC (-148ºF)
-42ºC (-43ºF)
-100ºC (-148ºF)
P carga
Pintermedia
Patm
A.E. (Agua de
enfriamiento)
A.E.
Figura 12. Representación del proceso de dos etapas de expansión
Figura 11. Refrigeración con dos etapas de expansión
Presión
255 MPa
(370 psia)
0.12 MPa
(18 psia)
Condensador
100 C (-148 F)
Entalpía
VSAT
LSAT
13
5
9 8
4
16
6
10
11
7
13
12
15
14

RESULTADOS Y DISCUSIÓN
Para cada una de las opciones descritas se ha realizado
un balance de materia y energía detallado haciendo uso
del simulador Pro-II, y utilizando para el cálculo de las
propiedades termodinámicas la ecuación de estado de
Soave-Redlich-Kwong (SRK). En la Tabla 1 se muestran
los resultados obtenidos, señalando las características dis-
tintivas de cada proceso y en forma importante la poten-
cia requerida en los sistemas de compresión y las cargas
térmicas para refrigeración y agua de enfriamiento.
Se puede observar que en todos los casos es po-
sible obtener el etileno producto a las condiciones
requeridas, excepto para la opción 1 alternativa I,
dado que se utiliza etileno como el refrigerante más
frío y cuyo menor nivel de temperatura es -100°C,
entonces el producto puede enfriarse sólo hasta -
90°C.
Con respecto al número de equipos requerido, los
procesos, con dos etapas de expansión, requieren un
compresor más, lo cual tiene como ventaja disminuir
los requerimientos de energía, pero por otro lado au-
Condiciones del etileno
Producto refrigerado
Fracción licuada en válvulas
de expansión (%)
Número de compresores
Potencia de compresores
BHP/ 100 TPD
Carga térmica de refrigeración
(MMBTU/100 TPD)
Carga térmica de agua de enfria-
miento (MMBTU/100 TPD)
Agua de enfriamiento
Licuefacción por
refrigeración en
cascada
2.1 (30)
-90 (-130)
54
2
603
36.83
55.38
185
Recirculación de
gas en una etapa
de expansión
1.3 (18)
-100 (-148)
62
2
688
24.82
62.70
209
Recirculación de gas en
2 etapas de expansión
(Camb. de 3 corrientes)
1.3 (18)
-100 (-148)
60.5
3
562
28.26
55.14
184
Recirculación de gas en
2 etapas de expansión
(Camb. de 2 corrientes)
1.3 (18)
-100 (-148)
60.9
3
553
27.25
54.56
182
ALTERNATIVA
Presión, kgf /cm2 (psia)
Temperatura ºC (ºF)
W min
120
1 2 3 4
* Los balances termodinámicos se realizaron con el simulador Pro-II, usando la ecuación de estado de Soave - Redlich - Kwong
Tabla 1
Resultados obtenidos con el simulador Pro-II y la ecuación SRK*
Figura 13. Proceso con doble expansión y menor integración térmica
Carga de
etileno
-22ºC (-8ºF)
2.55 MPa
(370 psia)
0.12 MPa
(18 psia)
-22ºC (-8ºF)
-100ºC (-148ºF)
100%
29%
60%
89%
11%
-42ºC (-43ºF)
-100ºC (-148ºF)
Pcarga
Pintermedia
Patm
(Agua de enfriamiento)

menta la inversión y se tiene una operación más com-
pleja (Ver Figura 14).
CONCLUSIONES
Como conclusiones de este trabajo se tienen las siguientes:
a. Ha sido posible encontrar diversas rutas de proce-
samiento para la licuefacción del etileno, partiendo
de un esquema simple, establecido prácticamente
en forma intuitiva, y del entendimiento de los prin-
cipios del proceso termodinámico involucrado (en-
friamiento y condensación de un fluido) y del
comportamiento del fluido a diversas condiciones
de proceso.
b. Se confirma un corolario genérico de la síntesis
óptima de procesos, ya que al introducir un mayor
número de equipos, los procesos se hacen menos
irreversibles y consumen menos energía, es decir
siempre habrá un dilema entre número de equipos
(costos de inversión) y el consumo de energía (cos-
tos de operación). La selección del mejor esquema
se realiza mediante un ejercicio posterior de opti-
mización económica en el cual se seleccione el es-
quema con el menor costo total de la planta que
incluya costos de operación y costos de inversión.
c. En este caso particular, en que los equipos son sis-
temas de compresión con un alto costo de inver-
sión, si los recursos financieros para el proyecto
están limitados, se preferirá la alternativa 1 que con-
templa sólo 2 compresores y requiere una potencia
relativamente menor. Si en el proyecto el consumo
de energía es un indicador crítico del desempeño
de la planta, se preferirá la alternativa 4 que es la
que tiene un menor consumo de energía de com-
presión (553 BHP/100 TPD de etileno). La solu-
ción final, resultado de un estudio económico
posterior, estará dictada en primera instancia, por
las limitaciones financieras del proyecto y en se-
gunda por los indicadores de desempeño energéti-
co que se fijen para el proceso.
NOMENCLATURA
A.E. Agua de enfriamiento
L Masa de líquido
LIQSAT, Líquido saturado
LSAT
Patm Presión atmosférica
Pcarga Presión de carga
Pintermedia Presión intermedia
To Temperatura ambiente, 15.6°C (60°F)
V Masa de vapor
VSAT Vapor saturado
-Wmín Trabajo mínimo reversible
∆H Diferencia de entalpía de productos a ma-
terias primas
∆S Diferencia de entropía de productos a ma-
terias primas
∆T Diferencia de temperaturas
Unidades
BHP, HP Potencia en caballos de fuerza por sus si-
glas en inglés
BTU/lb Unidades térmicas inglesas por libra (por
sus siglas en inglés, British thermal units
per pound)
°C, C Grados Celsius
°F, F Grados Fahrenheit
kgf/cm2
Unidad de presión absoluta en kilogramos
fuerza por centímetro cuadrado
MMBTU/h Millones de unidades térmicas inglesas por
hora
MTPA Miles de toneladas métricas por año
psia Unidad de presión absoluta en libras fuer-
za por pulgada cuadrada (por sus siglas
en inglés, pounds per square inch
absolute)
TPD Toneladas métricas por día
REFERENCIAS
Aguilar, E. 2007. Diseño de procesos en ingeniería química. Ed. IPN/
IMP, México D.F. México. En prensa.
Biegler, L., Grossmann, I., Westerberg, A. 1997. Systematic Methods of
Chemical Process Design. Prentice Hall. Upper Saddle River, Nue-
va Jersey. EEUUA.
Rao, S. 1996. Engineering Optimization. Ed. Wiley and Sons. Nueva
York. EEUUA.
Smith, J.M., Van Ness, H.C., Abott, M.M. 2001. Introduction to
Chemical Engineering Thermodynamics. 6a. Ed. Mc Graw Hill.
Nueva York. EEUUA.
Figura 14. Requerimientos de potencia de cada al-
ternativa de procesamiento
Trabajo
requerido
HP/100 Ton
Licuefacción por
refrigeración del
vapor en cascada
etileno-propileno
Recirculación
del vapor de
etileno
en una etapa
de expansión
Recirculación del
vapor de etileno
en dos etapas de
expansión
(3 corrientes
integradas)
Recirculación del
vapor de etileno
en dos etapas de
expansión
(2 corrientes
integradas)
603
688
562
553
W mín

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