REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA UNIVERSIDAD DEL ZULIA FACULTAD DE INGENIERÍA DIVISIÓN DE POSTGRADO PROGRAMA DE POSTGRADO EN INGENIERÍA DE GAS DISEÑO TERMODINÁMICO DE UN SISTEMA DE ALIVIO Y VENTEO DE BAJA PRESIÓN PARA TANQUES DE ALMACENAMIENTO DE PRODUCTOS FRACCIONADOS DE LGN Trabajo de Grado presentado ante la Ilustre Universidad del Zulia para optar al Grado Académico de: MAGÍSTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA DE GAS Autor: Ing. Richard Jaramillo Tutor: Ing. Jorge Barrientos Maracaibo, Julio de 2009 Jaramillo Rosales, Richard de Jesús. “Diseño termodinámico de un sistema de alivio y venteo de baja presión para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de LGN”. (2009) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeniería. División de Postgrado. Maracaibo, Venezuela. 143 P. Tutor: Prof. Jorge Barrientos. RESUMEN El propósito del presente Trabajo de Grado fue desarrollar una herramienta de cálculo que permita estimar las dimensiones de un sistema de alivio y venteo de baja presión empleando las ecuaciones de Weymouth y/o Panhandle A, para dimensionar los cabezales de alivio, y las ecuaciones descritas en el GPSA y la norma API RP 521 para estimar las dimensiones de un mechurrio vertical de quema de gases. Para lograr dicho objetivo se desarrolló un análisis de la situación actual del sistema de alivio y venteo de una de las instalaciones de fraccionamiento de LGN ubicada en el occidente del país, a través de reuniones con los trabajadores y recopilación de información asociada con las capacidades de diseño del sistema, se evalúo la hidráulica del sistema y finalmente se estableció un procedimiento para diseñar los cabezales primarios y secundarios y estimar las dimensiones del mechurrio. Las soluciones numéricas obtenidas se compararon con soluciones analíticas disponibles, obteniéndose resultados satisfactorios. Palabras Clave: contingencias. Dispositivos de alivio, contrapresión, mechurrio, Jaramillo Rosales, Richard de Jesús. "THERMODYNAMIC DESIGN OF A LOW PRESSURE RELIEF SYSTEM FOR GNL PRODUCTS STORAGE TANKS". (2009) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeniería. División de Postgrado. Maracaibo, Venezuela. 143 P. Tutor: Prof. Jorge Barrientos. ABSTRACT The purpose of this job was to develop a calculation tool for estimating the size of a pressure-relieving and despressuring systems at low pressure using the equations of Weymouth and / or Panhandle A for sizing relief heads, and the equations described in the GPSA and the standard API RP 521, in order to dimension a vertical flare gas. To achieve this objective was developed an analysis of the current state of relief and venting system of one of the NGL fractionation plant located in the west of the country, through meetings with workers and collecting information associated with the design capabilities of system, the system’s hydraulic were evaluated and finally was established a procedure for designing primary and secondary heads and then to estimate the size of the flare. The numerical solutions obtained were compared with analytical solutions available, obtaining satisfactory results. Key words: Pressure-Relieving Devices, back pressure, elevated flares, sources of overpressure. DEDICATORIA A Dios todopoderoso y eterno; A la memoria de mi abuela, Modesta Méndez; A mi esposa; A mis padres y hermana; A mis amigos y amigas. AGRADECIMIENTOS A Dios nuestro señor por la oportunidad que he tenido de aprender, mejorar y de crecer junto a personas tan especiales para mí, por estar conmigo en cada paso que doy, por fortalecer mi corazón e iluminar mi mente y por haber puesto en mi camino a aquellas personas que han sido mi soporte y compañía durante todo el periodo de estudio. A los profesores Jorge Barrientos, José Ignacio Romero y Ángel Medina por su apoyo durante el desarrollo de esta tesis. Hoy y siempre a mi familia, a mi esposa Neivis por su apoyo y comprensión. A mis padres Elsa y Freddy, y mi hermana Kelly, por la educación, amor y fortaleza que me han dado, sin la cual, no habría sido posible seguir el camino para alcanzar todas las metas que me he trazado. En último lugar, aparte de mi familia, en el medio de trabajo y en lo social quiero agradecer a las personas que han colaborado tanto activamente como pasivamente en la obtención de este logro. TABLA DE CONTENIDO 1 Página RESUMEN……………………………………………………………………………………………. 3 ABSTRACT…………………………………………………………………………………………… 4 DEDICATORIA……………………………………………………………………………………. 5 AGRADECIMIENTO……………………………………………………………………………… 6 TABLA DE CONTENIDO………………………………………………………………………. 7 LISTA DE FIGURAS……………………………………………………………………………. 10 LISTA DE TABLAS………………………………………………………………………………. 11 CAPÍTULOS I INTRODUCCIÓN………………………………………………………………....... 14 II DESCRIPCIÓN DEL PROBLEMA………………………………………………. 16 2.1 Negocio del gs en Venezuela……………………………………………… 16 2.2 Planteamiento del problema……………………………………………… 17 2.3 Formulación del problema…………………………………………………. 19 2.4 Objetivos de la investigación………………………………............. 20 2.4.1 General………………………………………….………………………… 20 2.4.2 Específicos………………………………………………………………. 20 2.5 Justificación………………………………………………………………………… 20 2.6 Delimitación del problema…………………………………………………. 21 III MARCO TEÓRICO……………………………………………………………………. 22 3.1 Antecedentes………………………………………………………………....... 22 3.2 Fundamentos teóricos………………………………………………………… 23 3.2.1 Sistema de alivio de presión…………………………………… 23 3.2.2 Dispositivos de alivio de presión……………………………. 27 3.2.2.1 Válvulas de seguridad o alivio……………………. 27 3.2.2.2 Válvula reguladora de presión…………………… 32 3.3 Factor contrapresión en sistemas de alivio de presión……. 32 3.4 Mechurrio……………………………………………………………………………. 36 3.4.1 Componentes principales mechurrio a baja presión 36 3.4.2 Métodos de quemado sin humo……………………………… 45 3.4 Variables que originan cargas de vapor……………………………. 48 3.5 Generación de carga de alivio…………………………………………… 49 3.6 Ecuaciones para dimensionar el cabezal de alivio……………. 51 IV MARCO METODOLÓGICO……………………………………………………….. 62 4.1 Tipo de investigación…………………………………………………………. 62 4.2 Diseño de la investigación…………………………………………………. 63 4.3 Técnicas para la recolección de información……………………. 63 4.4 Procedimiento para dimensionar un sistema de alivio……… 64 SOLUCIÓN DE UN CASO REAL DE CAMPO……………………………. 67 V 5.1 Descripción del proceso actual de área de almacenaje de la instalación………………………………………………………………………. 5.2 Descripción del sistema de alivio actual de la instalación… 5.3 Descripción de contingencias que producen cargas de alivio…………………………………………………………………………………… 70 71 5.3.2 Falla eléctrica general……………………………………………… 71 5.3.3 Falla de bombas de recirculación de propano………… 71 5.3.4 Falla de bombas de recirculación de isobutano……… 71 5.3.5 Falla de bombas de recirculación de nbutano………… 72 5.3.6 Fuego………………………………………………………………………. 72 vapores de propano……………………………………............ 5.3.8 Falla de los compresores de refrigeración en el área de fraccionamiento…………………………………………. 5.3.9 Enfriamiento de la línea durante el proceso de carga de buques……………………………………………………… Modelaje del proceso de almacenaje en estado estable, empleando el simulador de procesos Hysys 3.2………………. 5.5 70 5.3.1 Falla eléctrica área de almacenaje…………………………. 5.3.7 Falla de los compresores de recuperación de 5.4 67 Cargas de alivio generadas durante el almacenamiento de productos fraccionados de LGN……………………………………. 72 72 73 73 77 5.5.1 Falla eléctrica área de almacenaje…………………………. 77 5.5.2 Falla de bombas de recirculación de propano………… 80 5.5.3 Falla de bombas de recirculación de nbutano………… 81 5.5.4 Falla de bombas de recirculación de isobutano……… 83 5.5.5 Falla del compresor de recuperación de vapores de propano……………………………………………………………………. 5.5.6 Fuego………………………………………………………………………. 5.5.7 Enfriamiento de líneas en el proceso de carga a buques……………………………………………………………………… 84 86 91 5.5.8 Análisis e interpretación de resultados…………………… 97 Dimensionamiento del sistema…………………………………………. 104 5.6.1 Transporte de carga de alivio………………………………… 104 5.6.2 Dimensionamiento de los cabezales de alivio………… 105 5.6.2.1 Análisis e interpretación de resultados……. 107 5.6.2.2 Evaluación con simulador Inplant…………….. 113 5.6.3 Dimensionamiento del mechurrio…………………………… 114 5.6.3.1 Cálculo y análisis de resultados………………… 115 VI CONCLUSIONES……………………………………………………………………… 122 6.1 Referida a las descripción del sistema existente………………. 122 6.2 Referida a las contingencias que generan cargas de alivio 123 6.3 Referida al dimensionamiento de los cabezales de alivio… 124 6.4 Referida al dimensionamiento del mechurrio…………………… 124 VII RECOMENDACIONES……………………………………………………………… 126 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS………………………………………………………. 127 ANEXOS………………………………………………………………………………………………. 129 5.6 LISTA DE FIGURAS Figura Página 1 Proceso productivo del gas……………………………………………. 17 2 Esquema típico proceso planta de procesamiento………… 18 3 Válvula de alivio de presión convencional…………………….. 28 4 Válvula de alivio de presión con fuelles equilibrados……. 30 5 Válvula de alivio de presión operada por piloto……………. 30 6 Disco de ruptura para protección de depósitos y tubería…………………………………………………………………………….. 32 7 Válvula típica de regulación de presión…………………………. 32 8 Componentes sistemas de mechurrio…………………………… 37 9 Boquillas para sistemas de mechurrio…………………………… 38 10 Componentes de un piloto……………………………………………… 38 11 Sistema de encendido generador frente de llama………… 39 12 Sistema de encendido electrónico…………………………………. 40 13 Tipos de estacas en sistemas de mechurrio…………………. 41 14 Dispositivos para reducir el gas de purga……………………… 42 15 Esquema tanque de sello hidráulico……………………………… 43 16 Esquema típico “Knockout Drum (KOD)”……………………… 44 17 Dimensión referencial tamaños de estacas de mechurrio (GPSA)…………………………………………………………… 18 Dimensión referencial tamaños de estacas de mechurrios (API)……………………………………………………………. 19 60 61 Distorsión de la llama aproximada causada por la velocidad lateral del viento y la velocidad del gas de 61 quema a la salida de la boquilla……………………………………. 20 Esquema modelaje proceso de almacenamiento………….. 21 Esquema para dimensionamiento del tamaño del cabezal de alivio……………………………………………………………… 68 107 LISTA DE TABLAS Figura Página 1 Condiciones de operación de alimentación……………………. 73 2 Composición de alimentación………………………………………… 74 3 Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de propano………………………………………. 4 Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de nbutano………………………………………. 5 Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de isobutano……………………………………. 6 Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de propano……………………………… 7 Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de nbutano……………………………… 8 Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de isobutano…………………………… 9 Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de propano……………………………… 10 Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de nbutano……………………………… 11 Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de isobutano…………………………… 12 Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de propano……………………………… 13 Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de nbutano……………………………… 14 Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de isobutano…………………………… 79 79 80 80 81 81 82 82 83 83 84 84 Falla del compresor de recuperación de vapores de 15 propano-carga de alivio generada tanque de propano…………………………………………………………………………… 85 16 Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio generada tanque de 85 nbutano…………………………………………………………………………… 17 Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio generada tanque de 86 isobutano………………………………………………………………………… 18 Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de propano…………………………………………………………. 19 Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de nbutano………………………………………………………… 20 Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de isobutano……………………………………………………… 21 Enfriamiento de líneas-carga total tanque de propano…………………………………………………………………………… 22 Enfriamiento de líneas-carga total tanque de nbutano…………………………………………………………………………… 23 Enfriamiento de líneas-carga total tanque de isobutano………………………………………………………………………… 94 95 95 96 96 97 24 Resumen carga de alivios generada…………………………… 98 25 Resumen composición de vapores alivio………………………. 99 26 Carga de alivio manejadas por los compresores y los dispositivos de seguridad………………………………………………. 27 Resumen carga de alivio a ser manejadas por el mechurrio………………………………………………………………………… 28 Resumen condiciones de alivio hacia el mechurrio………. 29 Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga – Weymouth…………………………………………………………. 30 Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga – Weymouth…………………………………………………………. 31 Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga –Weymouth…………………………………………………………… 32 Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio – máxima 100 104 106 108 108 109 110 carga - Panhandle A………………………………………………………. 33 Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A………………………………………………………. 34 Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A………………………………………………………. 35 Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A………………………………………………………. 36 Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de propano - Panhandle A…………………………………… 37 Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de nbutano - Panhandle A…………………………………… 38 Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de isobutano - Panhandle A………………………………… 39 Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio – falla del compresor - Panhandle A…………………………………………. 40 Contrapresiones cabezales de alivio – máxima cargasimulador Implant - Panhandle A………………………………….. 110 110 111 112 112 112 113 113 INTRODUCCIÓN En las Plantas de Fraccionamiento de Líquidos de Gas Natural (LGN), específicamente en el área de almacenamiento, existen riesgos presentes y potenciales que deben determinarse considerando los factores relacionados con el proceso, los equipos, las instalaciones asociadas, las condiciones locales y los posibles errores operacionales. Una vez determinados estos riesgos, se deben incorporar en el diseño de la planta, facilidades adecuadas para minimizar la posibilidad de ocurrencia de incendios, explosiones y otros accidentes, de tal manera que el personal de operaciones y de mantenimiento pueda llevar a cabo sus actividades de una forma efectiva y segura. Entre estas facilidades se encuentran los sistemas de alivio de presión, los cuales se utilizan como último recurso para evitar que un equipo presurizado supere su límite de presión, reduciendo el riesgo de producir daños materiales y humanos. Los sistemas de protección contra sobrepresión se usan en instalaciones petroleras para garantizar que se cumplan los niveles de seguridad requeridos y proteger la inversión realizada. Su instalación es tan importante como la elección del sistema adecuado para cada situación. Por tanto, un sistema de alivio debe considerarse un elemento obligatorio de seguridad dentro del diseño de una instalación específica. Por otra parte, cada día se producen en la industria problemas durante la operación normal, producto de una selección inadecuada, una instalación incorrecta, falta de mantenimiento o un diseño inapropiado de estos sistemas. Razón por la cual, se plantea esta investigación dentro del área de almacenaje de productos fraccionados de LGN en las plantas de fraccionamiento de gas ubicadas en el occidente del país, concretamente en el Municipio San Francisco, Estado Zulia. La estructura de este trabajo de investigación se presenta de la siguiente manera: En el Capítulo 1, descripción del problema, se presenta el planteamiento, formulación, objetivos, justificación y delimitación de la investigación. En el Capitulo 2, marco teórico, se definen los términos técnicos relacionados con los sistemas de alivio, sistemas de mechurrios y todos los elementos asociados a estos. Así como, las ecuaciones empleadas para dimensionar el sistema. En el capítulo 3, marco metodológico, se describe el tipo y diseño de investigación empleada, técnicas para la recolección de la información y el procedimiento a seguir para dimensionar un sistema de alivio y venteo de baja presión. En el Capítulo 4, se detalla la solución de un caso real de campo, presentación, análisis e interpretación de los resultados. CAPITULO I DESCRIPCIÓN DEL PROBLEMA 2.1. Negocio del gas en Venezuela El gas natural es un combustible de origen fósil que se extrae del subsuelo, se encuentra en la naturaleza en las llamadas “bolsas de gas”, bajo tierra cubiertas por capas impermeables que impiden su salida al exterior. Puede encontrarse acompañando al crudo en pozos petrolíferos (gas natural asociado) o bien en yacimientos exclusivos de gas natural (gas natural no asociado). Venezuela, tomando en cuenta la Faja Petrolífera del Orinoco, cuenta con una importante reserva de este recurso energético, esto la convierte en uno de los principales productores a nivel mundial. El Plan Estratégico de la empresa petrolera estatal venezolana Petróleos de Venezuela, S.A. (PDVSA) 2006-2012, enmarcado en el Plan Siembra Petrolera 2005-2030, promueve la aceleración de los diferentes proyectos de exploración y producción de gas en tierra firme y costa afuera, tomando en cuenta, además de las necesidades del mercado interno, la nueva estrategia dispuesta por el Ejecutivo Nacional en cuanto a la creación del Cono Energético, que incluye el suministro de gas a los países de Latinoamérica, el Caribe y la Cuenca Atlántica. PDVSA se encarga de la extracción, tratamiento y la distribución del gas en nuestro país. Estas mismas actividades determinan los tres grandes negocios o divisiones de una de sus filiales PDVSA Gas, a saber, Producción, Procesamiento y Transporte (o Transmisión) y Distribución. En cada uno de estos negocios se desarrollan una serie de procesos. En la etapa de Producción se realiza la extracción, es decir, involucra las actividades en la cuales se extrae el gas del yacimiento. De acuerdo a la Ley Orgánica de los Hidrocarburos Gaseosos, en su Artículo 75, los procesos que se deben realizar en la etapa de Procesamiento son separación, extracción, fraccionamiento, almacenamiento y comercialización de los LGN y otras sustancias asociadas al gas natural, sin embargo, el proceso actual sólo incluyen los procesos de fraccionamiento, almacenamiento y comercialización de los LGN, el resto de los procesos los realiza PDVSA Exploración y Producción. Finalmente, Transporte y Distribución, se encarga de llevar el gas metano hasta los clientes finales. (Ver figura 1) Figura 1. Proceso productivo del gas. (Gerencia de Procesamiento PDVSA Gas. 2008) 2.2. Planteamiento del problema Las plantas de fraccionamiento de LGN están diseñadas para procesar los líquidos del gas natural proveniente de las plantas extractoras de líquidos. El LGN es procesado en torres de fraccionamiento, tales como: despropanizadoras, desbutanizadoras, des-isobutanizadoras, entre otras. Los productos fraccionados son pre-enfriados a través de arreglos de intercambiadores de calor, dispuestos aguas abajo del tope de las torres, para luego ser enviados a los tanques de almacenamiento, donde, tras una expansión súbita, alcanzan las condiciones de presión y temperaturas necesarias para su almacenaje. Estas condiciones se pueden mantener mediante distintos procesos, entre los cuales podríamos destacar la recirculación de una porción de sus productos fraccionados, la cual es tomada del fondo de cada uno de los tanques. Para el caso del tanque de propano, dicha porción es bombeada al tope con la corriente de producción, mientras que para los tanques de butanos la porción de recirculación de fondo es enfriada a través de unos intercambiadores con una porción de la corriente de propano de fondo. (Ver figura 2) Durante el almacenamiento es inevitable la formación de vapores, los cuales se acumulan en el tope a mayor temperatura. En condiciones normales los vapores son recuperados mediante sistemas de compresores. Cuando los flujos de alivio sobrepasan la capacidad de diseño de los compresores o se genera alguna contingencia, estos son desviados a través del cabezal de alivio hasta el mechurrio. Figura 2. Esquema típico proceso planta de procesamiento. El sistema de alivio y venteo de baja presión debe estar constituido por un cabezal que permita manejar los vapores generados por sobrepresión en los tanques de almacenamiento. Estos vapores son descargados al cabezal a través de las válvulas de control de presión. La corriente aliviada y recolectada en el cabezal de alivio será llevada a un tambor de venteo, el cual permite separar los posibles líquidos que se puedan formar debido a la condensación de la mezcla de las corrientes aliviadas. Posteriormente, estos gases serán enviados hacia un mechurrio. El diseño de un sistema de alivio es típicamente complejo y debe ser óptimo. “Este puede variar entre una designación vaga de unos cuantos pies de línea hasta dibujos preliminares. En el último caso, los accesorios se convertirán en tramos rectos de tubo equivalente para llegar a un requerimiento total de presión necesaria”. (PDVSA 90616.1.022, 1990, p.13) Por otra parte, los sistemas de alivio de presión instalados en los patios de almacenamiento de productos fraccionados de LGN, especialmente en las instalaciones de fraccionamiento de gas ubicadas en el occidente del país, requieren ser evaluados y rediseñados, ya que estas plantas han sido sometidas a distintos cambios en sus condiciones de operación e infraestructura original. Para realizar estos diseños, existen actualmente a nivel industrial una gran variedad de software que son empleados para modelar sistemas de alivio, sin embargo, resultan poco accesibles y prácticos para ser empleado a nivel académico o industrial. Esta situación hace necesaria la implantación de una herramienta de cálculo sencilla y de fácil acceso que permita realizar el dimensionamiento del cabezal de alivio y/o estaca del mechurrio de un caso real de campo, mediante la aplicación de ecuaciones de flujo de gas, tales como la Weymouth y/o Panhandle A. 2.3. Formulación del problema ¿Cómo se realiza el diseño de un sistema de alivio y venteo de baja presión para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de LGN? 2.4. 2.4.1. Objetivos de la investigación General Diseñar un modelo termodinámico de un sistema de alivio y venteo de baja presión para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de LGN. 2.4.2. Específicos Seleccionar un caso real para describir el proceso de almacenaje, el proceso de alivio existente y las variables operacionales que generan cargas de alivio Identificar las contingencias que generan cargas de alivio en los tanques de almacenaje de LGN. Modelar el proceso de almacenaje en estado estable empleando el simulador de proceso Hysys 3.2. Determinar las cargas de alivio generadas durante el almacenamiento de productos fraccionados de LGN. Dimensionar un sistema de alivio de baja presión (cabezal de alivio y altura del mechurrio) que genere protección a la instalación, empleando las ecuaciones de gas. Diseñar una herramienta de cálculo para el diseño del sistema. Comprobar los resultados obtenidos con simuladores disponibles en el mercado. 2.5. Justificación Actualmente los sistemas de alivio y venteo de las plantas de fraccionamiento de gas ubicadas en el occidente del país, específicamente en el Estado Zulia, presentan deficiencia en cuanto al manejo de las cargas generadas por la vaporización en los tanques de productos fraccionados de LGN, por lo que se hace necesario evaluar y rediseñar dichos sistemas así como buscar nuevas tecnologías para optimizar el proceso de alivio y venteo a baja presión. Existen en el mercado programas de simulación cerrados costosos que están destinados a un numero finito de usuarios, es por ello que este trabajo de grado pretende desarrollar una herramienta de cálculo sencilla que pueda ser empleada a nivel académico e industrial, y así contar con una instrumento útil que sea competitivo con los programas comerciales. 2.6. Delimitación del problema El contexto de acción de este trabajo de investigación se centrará en las plantas de fraccionamiento de LGN ubicadas en el Municipio San Francisco del Estado Zulia. CAPITULO II MARCO TEORICO Una vez establecidos los objetivos de la investigación, es necesario describir los elementos teóricos que fundamentan el proceso de conocimiento y que serán directamente utilizados en el desarrollo de este trabajo. 3.1. Antecedentes Numerosas artículos técnicos referentes a problemas puntuales han sido publicados en la actualidad, dentro de las publicaciones más destacadas se puede citar: Galvarro (2001), en su publicación titulada “Criterios de Diseño de Sistemas de Quemador en Plantas de gas”, señala que el proceso de alivio no representa un proceso en régimen permanente, es decir, donde el caudal entrante es igual al caudal saliente, sino más bien es un proceso dinámico donde se libera materia y energía acumulada en un periodo de tiempo reducido. Además, menciona que el estudio de los diferentes escenarios de emergencia es crucial en la reducción de los costos iniciales de inversión debido a que una buena filosofía de emergencia reducirá los caudales de venteo y por consiguiente las dimensiones del quemador en su conjunto. También indica que la selección adecuada de válvulas de alivio, bien sea del tipo modulante o de apertura total, definirá los caudales de alivio. Las cargas individuales calculadas para cada dispositivo de alivio se tabularon de tal manera de determinar la carga total del sistema de quemador bajo las circunstancias de los distintos escenarios de emergencia. Estos escenarios fueron evaluados con el simulador de procesos HYSYS bajo la modalidad de régimen permanente o estacionario, modo que no permitió tomar en cuenta, según Galvarro, el tiempo de alivio de cada dispositivo en particular durante el venteo múltiple de varias válvulas de alivio al mismo tiempo. De ahí que, no se pudo hacer un seguimiento preciso del proceso dinámico que representa una situación de alivio. Con los resultados del simulador de proceso se determinó la contrapresión para cada dispositivo de alivio en cada escenario de emergencia y compararon con los datos de diseño proporcionados por el departamento de mantenimiento, asegurando de que la contrapresión calculada no sobrepasará la contrapresión permisible indicada por el fabricante de las válvulas de alivio de presión. En conclusión, según Galvarro, el uso de software para el cálculo hidráulico en modo dinámico pudo haber contribuido a reducir los costos de inversión, debido al efecto de la variable tiempo que eventualmente hubiese reducido la carga en las descargas múltiples al sistema y consecuentemente se hubiesen reducido las dimensiones de los colectores matrices. 3.2. Fundamentos teóricos 3.2.1. Sistema de alivio de presión Consiste en un arreglo de un dispositivo de alivio de presión, tubería y medios de disposición concebidos para la recolección, transporte y disposición segura de alivios. Tal sistema, puede estar formado por un simple dispositivo de alivio de presión con o sin tubería de descarga ubicada en un recipiente o línea; sistemas más complejos incluyen varios dispositivos de alivio de presión que descargan a un cabezal común y terminan en un equipo de disposición. En términos generales, este permite garantizar la disposición segura de gases aliviados y líquidos, los cuales se recogen en una línea principal y son llevados hasta un mechurrio. El sistema debe diseñarse principalmente para: Reducir las concentraciones a nivel del suelo de materiales peligrosos. Proveer la disposición segura de los gases y/o líquidos inflamables. Reducir las emisiones del compuesto orgánico (VOC) e hidrocarburos. Uno de los pasos más críticos para establecer la función y configuración correcta de cada uno de los sistemas es realizar una evaluación de los riesgos presentes en una instalación específica, considerando todos los escenarios posibles. Para ello, se debe identificar inicialmente los peligros potenciales durante la operación de la forma más razonable posible. Entre los distintos escenarios de peligro que pueden presentarse, están: Errores en las condiciones de operación, errores humanos, sobrellenado, falta de mantenimiento, características físicas y químicas del fluido (polimerización, cristalización, reacciones exotérmicas, corrosión, toxicidad, estabilidad…), condiciones específicas atmosféricas (vibraciones, erosión, fuego externo), entre otros. Todas estas situaciones pueden provocar que la presión exceda los límites de diseño de un equipo. Luego, en base a los resultados obtenidos, se diseña y selecciona el sistema de seguridad más efectivo para un equipo en concreto. También se debe considerar la existencia de contrapresiones, que sin duda pueden afectar las características de funcionamiento y la capacidad de alivio de un sistema de alivio de presión. Por otra parte, cuando se diseña un equipo se debe: Eliminar o reducir los riesgos identificados, incorporar sistemas de protección si los riesgos no pueden ser eliminados, informar al usuario de posibles riesgos residuales, indicar las medidas de protección apropiadas, prevenir el uso incorrecto de los sistemas de seguridad, siempre dando preferencia a las soluciones intrínsecamente seguras. Por consiguiente, es inevitable el uso de sistemas de seguridad, como por ejemplo el uso de sistemas de alivio de presión, en el diseño de los equipos presurizados. Estos se diseñan para poder trabajar independientemente de otras funciones, y deberán ser fiables en cualquiera de las condiciones determinadas en la evaluación de riesgos (puestas en marcha, paradas, mantenimientos). Existen varios elementos para limitar la presión y proteger los equipos presurizados: a. Dispositivos de apertura y cierre. b. Dispositivos solo de apertura. c. Combinación de ambos. Los dispositivos pueden ser clasificados como de aplicación primaria (donde existirá un único sistema de alivio de presión) y como aplicación secundaria. Sin embargo, para seleccionar una de estas opciones se requiere considerar distintos parámetros, ya sean técnicos y/o económicos. Fike Ibérica. (2008) menciona que el uso de dispositivos de sólo apertura ofrece mayormente soluciones más económicas, pero una vez accionados requieren que el proceso pare o sea desviado para que el sistema pueda ser reemplazado. Por tanto, este tipo de dispositivo puede ser empleado exclusivamente como sistema primario de alivio de presión en aquellos casos donde la mermas de fluido y las paradas de producción sean aceptables. El uso de estos sistemas como alivio de presión secundario está muy extendido en la industria. Por otro lado, el uso de dispositivos de apertura y cierre permiten poder seguir trabajando aun incluso cuando se hayan accionado. Por lo que, este tipo de dispositivos son los preferidos para aplicaciones de alivio de presión primario en equipos donde no se puede permitir que el sistema permanezca abierto durante mucho tiempo. Sin embargo, el riesgo de fugas, de suciedad, de obturación, de hielo, de corrosión, etc., pueden tornar estos sistemas ineficientes. Los dispositivos de apertura y cierre son generalmente válvulas de seguridad. Mientras que, los dispositivos de sólo apertura más conocidos son los discos de ruptura. La combinación de los dos dispositivos, un disco de ruptura delante de la válvula de seguridad, es una solución común, ya que ofrece lo mejor de cada sistema individualmente, de esta forma el disco de ruptura actúa de sello entre el proceso y la válvula de seguridad, reduciendo los costos de operación y mantenimiento (corrosión, reparaciones, entre otros.). Además, aumenta la seguridad del sistema ya que elimina los riesgos de polimerización y obstrucción de la válvula. El uso del disco de ruptura en combinación con una válvula debe considerarse en aquellos casos en los que la corrosión o la suciedad de los elementos internos de la válvula pueda ocasionar un problema (en este caso el disco se instalaría delante de la válvula) ó en aquellos casos en los que la contrapresión aguas debajo de la válvula de seguridad pueda ocasionar cambios en su presión de ajuste (en este caso el disco se instalaría detrás de la válvula). En todos los casos donde exista la combinación de estos dispositivos se deben tomar medidas para evitar la acumulación de presión entre los dos elementos. Un incremento de presión en este espacio (debido a cambios de temperatura, fugas menores, etc.) puede provocar cambios incontrolables en la presión de apertura del sistema. En ciertos casos, debido a razones ambientales o de seguridad, el alivio de presión no puede aplicarse. Por tanto, ninguno de los dispositivos descritos puede ser empleado, por lo que el equipo debe fabricarse para poder soportar el máximo posible de presión, es decir, un diseño intrínsicamente seguro. Para el caso de los tanques de almacenaje de productos fraccionados de LGN, los sistemas de alivio de baja presión deben diseñarse para manejar venteos de emergencia hacia los quemadores a fin de proteger el sistema en caso de sobrepresión. Así como, incluir válvulas de gas con interruptor de vacío para el envío de gas a los tanques y de esta forma compensar cualquier baja de presión. En caso de sobre-presión en el sistema de alivio, se instalará una válvula de control automático (Válvula Reguladora de Presión) para liberar el exceso de presión del gas hacia el quemador y así controlar esta condición anormal de operación. Finalmente, como último equipo de seguridad, se conectarán en los tanques de LGN válvulas de alivio para presión y vacío que descarguen directamente a la atmósfera para manejar cambios de alta y baja presión. (NFPA 59A, 2001) Dentro del sistema, también es importante el diseño y configuración de las tuberías de descarga. Estas tienen que ser lo más cortas y rectas posibles y deberán diseñarse de forma que la velocidad de descarga sea subsónica. Entre los elementos y condiciones asociadas a un sistema de alivio se encuentran: 3.2.2. Dispositivos de alivio de presión Estos sistemas funcionan por la presión estática interna y están diseñados para abrir durante una situación anormal o emergencia, de manera tal de prevenir un aumento excesivo de la presión de fluido interno, por encima de un valor específico. El dispositivo también puede estar diseñado para prevenir un vacío excesivo. Entre estos dispositivos se encuentran las válvulas de alivio de presión, los dispositivos de alivio de presión de solo apertura y las válvulas de alivio de vacío. 3.2.2.1. Válvulas de seguridad o alivio Están diseñadas para liberar fluido cuando la presión interna supera el umbral establecido. Su misión es evitar una explosión, el fallo de un equipo o tubería por un exceso de presión. Permanecen cerradas en funcionamiento normal y solo se abren si el fluido sobrepasa la presión requerida, liberando el exceso. Existen también las válvulas de alivio que liberan el fluido cuando la temperatura supera un límite establecido. Estas válvulas son llamadas válvulas de alivio de presión y temperatura. Estas válvulas afectan el tamaño de la línea y las condiciones de alivio. La forma más fácil y económica de disponer del efluente, durante una situación que requiere alivio, sería descargarlo a la atmósfera, lo cual puede hacerse cuando la descarga no contiene líquidos (o no se forma ninguno por condensación), y cuando los vapores así descargados se mezclan suficientemente bien con el aire como para estar por debajo del límite inferior de explosividad, antes de alcanzar una fuente de ignición. Esto implica que la salida de la válvula de seguridad debe estar colocada en una posición relativamente alta. Además, es necesario verificar que la emisión cumpla con las normas pertinentes sobre control de contaminación, ruido y seguridad del personal. Por consiguiente, la alternativa es un sistema de alivio que conduzca los vapores lejos de la planta, hasta un mechurrio o un punto seguro de descarga. Hay tres tipos básicos: convencional, fuelles equilibrados, y accionada por piloto. Válvulas de alivio y seguridad convencionales: En una válvula de alivio y seguridad convencional, la presión de entrada actúa contra un resorte que cierra la válvula, y la contrapresión en la salida de la válvula cambiará la presión a la cual se abriría la válvula. (Ver figura 3). Figura 3. Válvula de alivio de presión convencional. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990, P.20) Para servicios de gas: No pueden ser empleadas para contrapresiones acumuladas superiores al 10% de la presión de ajuste, ya que esto ocasiona que la válvula se cierre (para sobrepresión del 10%). Para servicios de líquido: Al igual que el servicio de gas, no puede ser usada para contrapresiones acumuladas mayores al 10% de la presión de alivio, ya que la acumulación de contrapresión disminuye la capacidad y eventualmente el flujo se detiene, sin cambio de presión de ajuste. Válvulas de seguridad y alivio equilibradas: En una válvula con fuelles equilibrados, el área efectiva de los fuelles es la misma que el área del asiento de la boquilla y se evita la acción de la contrapresión sobre la parte superior del disco; así la válvula se abre a la misma presión de entrada aún cuando la contrapresión puede variar (Ver figura 4). Para servicios de gas: La capacidad máxima se mantiene hasta contrapresiones de un 30–50% de la presión de ajuste, reduciendo su capacidad a contrapresiones más altas. Sin embargo, se debe tomar en cuenta los catálogos del fabricante. Para servicios de líquido – La acumulación de contrapresión reduce el flujo, pero menos que en el caso de válvulas convencionales. También, es recomendable consultar los catálogos del fabricante. Válvulas de seguridad y alivio accionadas por piloto: Una válvula de alivio y seguridad accionada por piloto es un dispositivo que consiste de dos partes principales, una válvula principal y un piloto. La presión de entrada actúa sobre el tope del pistón de la válvula principal, con mayor área expuesta a la presión sobre el tope del pistón que sobre el fondo; la presión, no un resorte, sostiene cerrada la válvula principal. A la presión de ajuste, el piloto se abre, reduciendo la presión sobre el tope del pistón y la válvula se abre por completo. (Ver figura 5). Figura 4. Válvula de alivio de presión con fuelles equilibrados (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990, P.20) Figura 5. Válvula de alivio de presión operada por piloto. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990, P.21) Estas se utilizan preferentemente compuestas por dos elementos para altas presiones, están separables: Un cuerpo principal que contienen la tobera y el obturador, y una válvula auxiliar que torna la presión del sistema y controla la apertura del obturador principal. En caso de presiones de ajuste extremadamente bajas existen válvulas de alivio y seguridad accionadas por piloto con diafragmas livianos sin fricción, en lugar de los pistones pesados. Para servicios de gas: Tiene el mismo efecto que una válvula convencional con contrapresión constante. No presentan reducción en la capacidad hasta contrapresiones iguales a 55% de la presión de ajuste; luego la reducción en capacidad es gradual. Para servicios de líquido: Existe una reducción gradual debido a que hay caída reducida de presión disponible. También, es recomendable consultar los catálogos del fabricante. En general, se necesitan inspecciones y pruebas periódicas para asegurar que cualquier sistema de alivio y seguridad sea confiable, especialmente el sistema con válvulas con fuelles. Aún cuando estas son altamente recomendadas en la mayoría de las aplicaciones, se emplean como uso más frecuente las válvulas de seguridad y alivio convencionales. Mientras que las válvulas actuadas por piloto pueden ser ventajosas en algunos procesos, ya que es más pequeña que una válvula de resorte, sin embargo no se recomiendan cuando pueden formarse hidratos en la válvula del piloto o cuando otro material extraño pueda acumularse y hacer inoperativo al piloto. Para más seguridad puede usarse filtros en la línea de suministro al piloto. Discos de ruptura: Podemos definir a los discos de rupturas como un dispositivo de alivio de presión de sólo apertura, que, como su nombre lo indica, se rompen al alcanzar su presión de calibración, permitiendo la descarga a través de la sección de desalojo, debiendo reemplazarse cuando el sistema se encuentre totalmente despresurado.(Ver figura 6) Figura 6. Disco de ruptura para protección de depósitos y tubería. (Fike Ibérica, 2008) 3.2.2.2. Válvula reguladora de presión Se utilizan cuando es necesario reducir la presión, manteniéndola en valores prefijados, al margen de la cantidad de fluido que pasa a través de ella. Estas válvulas autorreguladoras presentan como componentes principales, una válvula de control de presión (50) y una unidad de ajuste de presión (58, 72) para fijar un rango de presión. Figura 7. Válvula típica de regulación de presión. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990, P.22) 3.3. Factor contrapresión en sistemas de alivio de presión Fike Ibérica. (2008) Expone que el diseño de los sistemas de seguridad y la selección del sistema de alivio de presión debe realizarse considerando todas las condiciones de operación que pueden presentarse durante la vida del equipo presurizado. También describe que uno de los problemas que a menudo se menosprecia y que puede inducir fallos inesperados de un sistema de seguridad es el efecto de la contrapresión en los sistemas de alivio de presión. Por lo que, varios ensayos en laboratorios se han realizado a diferentes válvulas de seguridad comerciales para comprobar su funcionamiento bajo los efectos de la contrapresión, demostrando la diferencia que puede haber entre el tarado (presión de ajuste predeterminada) indicado por el fabricante y el real. Esta diferencia puede ser tan grande que resulten casos en los que el equipo presurizado trabaje por encima de su presión de diseño. La instalación de un fuelle en la válvula puede ayudar, pero no solucionar el problema. El uso de discos de ruptura aguas abajo de una válvula de seguridad ofrecerá una mayor fiabilidad del sistema por un costo bajo, evitando los efectos indeseados de la contrapresión. Por otro lado, los tramos de tubería de entrada a los sistemas de alivio de presión deben ser tan cortos y rectos como sea posible, y en el caso de las válvulas de seguridad la pérdida de carga no debe exceder el tres por ciento (3%) de la presión de tarado (predeterminada) de la válvula. La pérdida de carga total se calcula usando la capacidad real de la válvula, y debe tener en cuenta cualquier efecto de la combinación con un disco de ruptura u otro componente. La determinación del tamaño de la válvula de alivio está descrita en los catálogos de los fabricantes y en el libro de datos de ingeniería GPSA (1998). Hay dos casos básicos de diseño: líquido y vapor. Estos deben ser distinguidos principalmente porque para aliviar 100% de flujo de líquido se requiere 25% de sobrepresión, mientras que para alivio de vapor sólo se requiere 10%. La mayoría de los sistemas de alivio y seguridad de líquidos de proceso se ajustan normalmente a 10% de sobrepresión, lo que significa que las válvulas para líquidos funcionan a 60% de su carrera (la carrera total ocurre a 25% de sobrepresión). Parece razonable que sólo se requerirá 10% de sobrepresión para obtener el flujo total, en caso de alivio de dos fases (gas–líquido). (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990) La contrapresión es la presión existente en el cabezal de descarga al cual alivia un dispositivo de alivio de presión. Dicho de otra manera, es la suma de las contrapresiones superimpuesta y acumulada. Al tratarse de líneas de alivio, definimos tres tipos de contrapresión: Contrapresión acumulada: Incremento en la presión en el cabezal de descarga, la cual se genera después que un dispositivo de alivio de presión abre. Es decir, es la contrapresión variable desarrollada como resultado del flujo en la línea de alivio. Contrapresión superimpuesta: Presión estática existente a la salida de un dispositivo de alivio de presión al momento de su apertura. Esta contrapresión proviene de otras fuentes y puede ser constante o variable. Es decir, es la contrapresión inicial antes de abrirse la válvula, causada por la descarga de otras válvulas al mismo cabezal. Contrapresión constante: Es una contrapresión no variable creada por la succión de un compresor o equipo similar. Existen otros términos técnicos empleados durante el diseño de sistemas de alivios que son importantes mencionar: Acumulación: Aumento de presión sobre la máxima presión de trabajo permisible (MAWP) de un recipiente durante la descarga a través de un dispositivo de alivio de presión y se expresa en unidades de presión o como porcentaje de presión. Las acumulaciones máximas permisibles, se establecen por los códigos de diseño aplicables a contingencias operacionales y de fuego. Contingencia: Evento anormal que causa una condición de emergencia. Contingencia doble: Ocurrencia simultánea de dos o más contingencias sencillas que no están relacionadas entre si. Evento: Suceso que envuelve el comportamiento de un equipo, una acción humana o un agente o elemento externo al sistema y que causa desviación de su comportamiento normal. Máxima presión de operación: Máxima presión esperada durante la operación de un sistema. Máxima presión de trabajo permisible (MAWP): Máxima presión manométrica permisible en el tope de un recipiente a una temperatura especificada. La MAWP se calcula usando el espesor nominal de cada elemento del recipiente sin considerar el espesor adicional por corrosión ni otras cargas de presiones. Es la base para fijar la presión de un dispositivo de alivio de presión. Presión de abertura: Valor de presión estática, corriente arriba de la válvula, a la cual existe un levantamiento apreciable del disco y empieza a observarse un flujo de venteo continuo. Presión de ajuste: Presión manométrica a la cual es ajustada una válvula de alivio de presión para abrir bajo condiciones de servicio. Presión de cierre: Valor de la presión estática, aguas arriba de la válvula, a la cual el disco de la válvula hace contacto nuevamente con su asiento o cuando el levantamiento alcanza el valor de cero. Presión de diseño manométrica: Condición de presión más severa, coincidente con la temperatura más severa que se espera durante la operación. Esta presión puede ser usada en lugar de la MAWP, si esta última no ha sido establecida. La presión de diseño es igual o menor que la MAWP. Sobrepresión: Contrapresión de un fluido por encima de la presión de ajuste del dispositivo de alivio de presión y se expresa en unidades de presión o como porcentaje de presión. La sobrepresión coincide con la acumulación cuando el dispositivo de alivio de presión esta ajustado a la MAWP del recipiente. Presión de Vapor Reid: Presión ejercida por la porción de un líquido evaporado dentro de un recipiente a una temperatura dada. Venteo normal: Se produce debido a requerimientos operativos o cambios atmosféricos. Venteo de emergencia: Requerido cuando una condición anormal existe al interior o exterior de un tanque, tal como la ruptura de un serpentín para calentamiento interno o la presencia de fuego en el exterior. 3.4. Mechurrio Componente clave de los sistemas de desechos cerrados dado que provee de un medio de disposición seguro de las corrientes provenientes de las válvulas de alivio, purgas de vapores, desvíos de corrientes de proceso, drenajes de equipos, etc., quemándolos bajo condiciones controladas de modo que los equipos adyacentes o el personal no estén expuestos a peligro, al mismo tiempo que se satisfacen los requerimientos de control de contaminación ambiental. También se puede definir como el conjunto de equipos aguas abajo en los procesos de una planta que permiten aliviar las corrientes de gases a la atmósfera de forma segura, económica y amigable al ambiente. 3.4.1. Componentes principales mechurrio a baja presión La lista de componentes típicos cubre como mínimo los siguientes renglones: Boquilla, pilotos, control de ignición de pilotos, estacas y estructuras del mechurrio, purga de gases, sellos líquidos, separadores “Knockout Drum” (KOD) y controles auxiliares (control del vapor, sopladores, controles para pilotos y gas de purga, discos de ruptura). Figura 8. Componentes sistema de mechurrios (John Zink, 2005) Las boquillas del mechurrio se usan para manejar con seguridad, el exceso de gases de desecho por medio de la combustión. Esta determina la tecnología de combustión a emplear en el sistema de alivio. Una representación grafica de estos tipos de boquilla se muestran en la figura 9. Existen diferentes tipos de tecnología para la boquilla, entre las cuales están: Boquillas NO asistidas (con humo): Utilidad y Fosas de quema. Boquillas asistidas por Aire (sin humo) Boquillas asistidas por Vapor (sin humo) Boquillas asistidas por Presión(sin humo): Coanda, Multi-punto y KLC Boquillas para Fosa Asistidos por Vapor Utilidad HP - Coanda Asistidos por Aire HP - MultiMulti-punto Figura 9. Boquillas para sistemas de mechurrios (John Zink, 2005) La Boquillas sin humo (fumífuga) esta compuesta de uno o varios pilotos de encendido continuo, tubería de ignición, tubería del piloto (gas combustible) y conexión bridada, y opcionalmente un guardabrisa y un aro de retención de llama. Los pilotos deben ser de un diseño probado, capaces de permanecer encendidos y poder ser encendidos durante condiciones de viento huracanado y de lluvia. Estos están diseñados para producir una llama muy estable y confiable que pueda asegurar la ignición de los gases aliviados En la figura 10 se muestran los componentes de un pilote. aire (1) ORIFICIO (2) MEZCLADOR (3) SECCION DE FLUJO Combustible aire Figura 10. Componentes de un piloto (John Zink, 2005) En el control de ignición del piloto puede realizarse por medio de dos sistemas: Tablero Generador de Frentes de Llama (FFG) o Sistema de Encendido Electrónico. El Generador de Frente de Llamas, esta compuesto por una válvula manual y un indicador de presión para gas combustible, una válvula manual y un indicador de presión para aire comprimido, una cámara de ignición completa con dispositivo de encendido y una boca de inspección, y un transformador de ignición completo con un conmutador. Este sistema requiere de aire comprimido, puede ser operado remotamente, bien sea, en forma automática o manual, y la línea de encendido debe estar seca. Una figura representativa de este sistema se muestra en la figura 11. Por otro lado, el sistema electrónico de encendido no requiere de aire comprimido, puede ser operado remotamente, bien sea, en forma automática o manual, no requiere de una línea de ignición entre el panel de control y el mechurrio, pero si de un cable de ignición y el encendido posee un monitoreo continuo. (Ver figura 12). PILOT #1 PILOT #2 PILOT #3 FLAME ON FLAME ON FLAME ON FLAME OFF FLAME OFF FLAME OFF AUTO * OFF MANUAL PI FUEL GAS INLET PI S S AIR INLET Figura 11. Sistema de encendido generador frente de llama (John Zink, 2005) La altura de la chimenea del mechurrio (estaca o estructuras) esta relacionada con la radiación térmica a nivel del suelo. Sin embargo, independientemente del nivel de radiación, para mechurrio que operan a baja presión, se recomienda que la intensidad de radiación a nivel del suelo este por debajo de 2000 BTU/hr*pies2 y en el límite de propiedad menor o igual a 500 Btu/hr*pies2. Así mismo, el nivel de ruido en la línea límite de propiedad debe ser como mínimo menor de 85 dBA. Es importante considerar la instalación de facilidades para mantenimiento a modo de bajar toda la estaca, o solamente la boquilla del mechurrio. (Guía PDVSA CB-201P, 1990) Pilot Nozzle Barra de Ceramica (Electrodo) Caja de ignición Alto V DC Cable de Ignición Ignition Inlet Plato Inspirador Entrada de gas Piloto Figura 12. Sistema de encendido electrónico (John Zink, 2005) La mayoría de los diseños están orientados a operar como estacas elevadas y también en arreglos angulares típicos en las plataformas costa afuera. (Ver figura 13) Existen tres diseños básicos de estacas elevadas: Estacas auto soportadas Estacas soportadas por Guayas Estacas soportadas por Derrick. Autosoportada Soportada por Guayas Derrick Arreglo Angular Figura 13. Tipos de estacas en sistemas de mechurrios (John Zink, 2005) Como dispositivo para prevención de retroceso de la llama puede usarse un tanque de sello de agua o un sello seco; éste último se usa en conjunto con un suministro continuo de gas de purga. En los casos donde la boquilla es completamente abierta a la atmósfera, es requerido una purga continua (fuel gas o nitrógeno) para prevenir la entrada de aire al mechurrio ó el cabezal de alivio, evitando retroceso de llama ó detonaciones internas. Con la intención de reducir este gas de purga son usados los siguientes dispositivos (ver figura 14): Sello Molecular (ó Laberíntico ) Sello Dinámicos (o velocidad) Sellos de Líquido (tanque de sello hidráulico) El sello molecular cambia la dirección de los gases de purga y quema, a través de dos codos de 180°, para crear un sello usando el diferencial de densidad entre la mezcla de gas de purga de quema y el aire. El sello molecular requiere una pequeña purga de gas. (PDVSA 90616.1.021, 1990) El sello de gas de purga, emplea un flujo continuo de gas de purga hacia el mechurrio a una velocidad de 0,3 a 1 m/seg. (1 a 3 pies/seg.). En vista del alto costo de la energía, un sistema de gas de purga sencillo, sin un sello complementario, no es económico. (PDVSA 90616.1.021, 1990) Flare Body Airrestor Sello Molecular Sello de Velocidad Velocidad Figura 14. Dispositivos para reducir el gas de purga (Guía PDVSA 90616.1.021, 1990) El sello interno, es un sello estacionario que requiere una pequeña purga de gas, la cual mantiene el aire fuera del mechurrio. Como la tasa de gas de purga es pequeña, éste no es suficiente para igualar la presión del cabezal después de una descarga. Estos dispositivos deben usarse junto con un sistema de control para aumentar la tasa de gas de purga a medida que se enfría el cabezal. (PDVSA 90616.1.021, 1990) El sello de velocidad tiene el mismo propósito, evitar que el aire atmosférico entre a la chimenea del mechurrio. Este sello es mucho más pequeño, que un sello molecular para el mismo servicio y a menudo es fabricado como parte integral de la boquilla. Sin embargo requiere un volumen de gas de purga mayor, por lo que de haber interrupción del gas de purga, la efectividad del sello de velocidad se pierde inmediatamente. El tanque de sello hidráulico posee dos finalidades: Sirve como otro elemento de prevención en la retención de llama y como barrera en el desvío de alivios de baja presión. Consiste en un recipiente (anexo al mechurrio ó incorporado en la base de la estaca), en el cual se sumerge en una piscina de líquidos (usualmente agua) el cabezal de descarga de los gases de alivio. (Ver figura 15). Figura 15. Esquema tanque de sello hidráulico. (Guía PDVSA 90616.1.021, 1990) Otro dispositivo empleado para evitar el retroceso de llama es el parallamas tipo rejillas, el cual puede usarse para mezclas de la mayoría de los gases con aire u oxígeno; sin embargo, para algunos gases tales como acetileno, óxido de etileno e hidrógeno, no es suficiente. Por tanto, debe emplearse un sello líquido. Otra desventaja del parallamas tipo rejilla, es que está sujeto a taponamiento debido a los muchos pequeños pasajes que posee; por lo tanto, debe hacerse todo esfuerzo para mantener el flujo de gas a través del parallamas tan seco y limpio como sea posible. De ahí que, debe ser instalado corriente abajo del tanque separador a fin de minimizar el líquido que fluye a través del parallamas. (PDVSA 90616.1.021, 1990) Por otra parte, los sistemas de alivio están diseñados generalmente para la quema de hidrocarburos gaseosos pero con frecuencia permiten el paso de fases líquidas mezcladas con los vapores. De llegar estas fases líquidas hasta la boquilla la consecuencia sería la generación de “Lluvia flameada”. Por tanto, es practica obligatoria instalar un tambor de venteo en el cabezal de alivio antes del mechurrio a fin de recoger cualquier líquido que llegue al cabezal. Los “Knockout Drum (KOD)” están diseñados para condensar los vapores pesados con la intención de eliminar ó disminuir la entrada de fases líquidas a las boquillas de los mechurrios, estos líquidos son recolectados y bombeados a una fosa de líquidos o reinyectados al proceso. Algunos diseños KOD emplean boquillas tangenciales las cuales crean fuerzas centrifugas para remover el líquido, ver figura 16. Estos separadores deben diseñarse en base a la máxima cantidad de vapor a manejar. La selección entre un tanque horizontal o uno vertical, estará basada en consideraciones económicas, tomando en cuenta la inclinación requerida del cabezal del mechurrio. El volumen de líquido en el tanque entre el nivel máximo y el mínimo debe diseñarse para contener la cantidad máxima de líquido descargado durante 15 minutos. En general, los líquidos deberán ser descargados preferiblemente al mismo sistema de líneas de la planta, siempre y cuando las válvulas de alivio del sistema receptor puedan manejar la carga adicional. Si esto no es posible, los líquidos deberán ser descargados en el sistema principal de alivio ó en un sistema de alivio separado con un recipiente recolector, que tenga un venteo apropiado. Nunca se podrá enviar líquidos a un mechurrio elevado, sólo podrán quemarse en fosas apropiadas. No se permiten partes móviles dentro del cabezal del mechurrio, de modo que no se permite ningún tipo de válvula de retención para sellar. Figura 16. Esquema típico “Knockout Drum (KOD)”. (John Zink, 2005) Componentes auxiliares: Algunos equipos son provistos con frecuencia en casos particulares dentro de los sistemas de alivio, como son: Controles para el flujo de vapor, sopladores con sus motores, controles para el flujo de gas de purga y gas para pilotos, sistemas de presurización con CO2 para los paneles, entre otros. 3.4.2. Métodos de quemado sin humo Para obtener una quema de sin humo se puede usar uno de los siguientes métodos: Inyección de vapor, inyección de agua, inyección de gas de alta presión o ayuda de aire de baja presión. El método de inyección de vapor de agua es el más comúnmente usado en la prevención del humo. Consiste en inyectar vapor de agua a alta presión (100 psig) en la corriente de gases a quemar para lograr cuatro efectos principales sobre el mecanismo de combustión: 1) Actuar como un catalizador para promover la completación de las reacciones de combustión, 2) Absorber el calor para evitar que la alta temperatura fraccione los hidrocarburos no saturados, o los hidrocarburos saturados de mayor peso molecular y ocasione la formación de carbón libre (humo), 3) Proveer turbulencia y promover la mezcla con el hidrocarburo y el aire para mejorar la combustión y 4) Inspirar aire hacia la zona de combustión. El método de inyección de agua puede ser efectivo en el control del humo, pero puede ser aplicada sólo para quema en tierra. Consiste en la inyección de agua dentro de los gases a quemar para el control del humo, mediante los efectos en el mecanismo de combustión descritos para la inyección de vapor. Sin embargo, existen varias desventajas para el uso de agua: 1) El problema potencial de congelamiento limita esencialmente la aplicación a los lugares donde no ocurrirán temperaturas de congelación, 2) A bajas tasas de flujo de gas a quemar puede ser difícil inyectar suficiente agua para controlar el humo sin extinguir la llama, 3) Debido a que las gotas de agua son retenidas en las llamas sólo por una fracción de segundo, es difícil vaporizar el agua por completo y evitar el problema de la caída de agua o “lluvia” y 4) El viento hace difícil mantener la llama dentro del área rociada por las boquillas de agua. Esto tiende a limitar la capacidad fumífuga máxima de la boquilla con inyección de agua, a un valor relativamente bajo. La inyección de gas a alta presión en los gases quemados puede también usarse para controlar el humo. Este método, al igual que los anteriores, provee turbulencia, promueve la mezcla e inspira aire dentro de la zona de combustión, con lo cual mejora la combustión. El aire a alta presión sería el gas más efectivo para inyectar, pero tiene la desventaja de ser costoso; los gases, tales como el gas natural y el gas combustible a alta presión, han tenido éxito al inyectarlos en gases encendidos para controlar el humo, pero también son costosos; además de ser un recurso de baja disponibilidad en el occidente del país y que compite con otros servicios. Existen otros gases que pueden ser empleados, tales como nitrógeno y dióxido de carbono, los cuales aún se están investigando y probando. Otra forma de evitar la quema con humo en el diseño de mechurrios ha sido el desarrollo del mechurrio ayudado por aire. Los gases que se queman y aire a baja presión, fluyen coaxialmente hacia la boquilla donde se mezclan a medida que son encendidos. La mezcla excelente de este aire primario (sólo una fracción de los requerimientos del aire estequiométrico) con los gases encendidos provee una operación sin humo. El aire a baja presión (a unas pulgadas de agua) viene de un soplador (generalmente un soplador axial) montado en el fondo o al lado del mechurrio. La cantidad de aire que provee el soplador en un sistema asistido por aire es generalmente un 30 % del aire estequiométrico requerido para gases de hidrocarburos saturados. A diferencia del resto, este tipo de mechurrio contiene una boquilla diseñada especialmente, la cual usa el efecto Coanda, a fin de quemar sin humo un gas a baja presión (tal como vapores de tanques) usando unas tres veces el gas de alta presión (tal como el de los separadores de gas– petróleo). El soplador se acciona con un motor de dos velocidades. Bajo condiciones de bajo flujo, la velocidad más baja del motor será suficiente para proveer operación de quema sin humo con un ahorro de energía significativo. Un transmisor de presión o flujo, puede usarse en el cabezal del mechurrio para disparar el motor a una velocidad alta, cuando el flujo de gas de quema alcance cierta tasa. En general, cualquiera de estos métodos permite cumplir con lo señalado en las leyes nacionales, tal como se indica en el Decreto Nº 638: “NORMAS SOBRE CALIDAD DEL AIRE Y CONTROL DE LA CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA”, el cual establece normas para el mejoramiento de la calidad del aire y la prevención y control de la contaminación atmosférica producida por fuentes fijas y móviles capaces de generar emisiones gaseosas y partículas. Específicamente, para las fuentes fijas como los mechurrios ubicados en áreas de tanques de almacenamiento de LGN se indica lo siguiente: Actividad Refinerías de petróleo Unidades Escala de Ringelmann Observaciones Excepto en períodos de 3 min/h y con 1 una tolerancia del 2 % del tiempo durante el año De acuerdo con lo anterior, la opacidad medida en la escala de Ringelmann debe ser una unidad como valor máximo (equivalente a 20% de opacidad), excepto en períodos de 3 min/h (1,20 h/día), y con una tolerancia del 2% del tiempo durante el año (175,2 h/año). La interpretación de la norma permite definir que los venteos rutinarios, originados por caídas de compresores, operaciones de arranque o paradas de planta, purga de ciertos equipos y fugas de válvulas, pueden ser quemados con Ringelmann 1, mientras que los venteos generados por contingencias como falla eléctrica, pérdida de reflujo, etc., pueden ser quemados por encima de Ringelmann 1 durante 1,2 horas al día y hasta 160 horas al año (en base a 8000 horas de operación). 3.5. Variables que originan cargas de vapor El proceso de almacenaje de los productos de LGN esta influenciado por múltiples variables, cada una de peso especifico diferente en el manejo global. Las variables que afectan el proceso de almacenamiento son de diversas índoles: Geométricos Ambientales Termodinámicos Operacionales Por otro lado, las cargas de vapor en los tanques de almacenamiento de LGN se originan principalmente por: Vaporización de la corriente de alimentación Transferencia de calor del medio ambiente (boile off) Vaporización debido al calor transferido por el fondo. Vaporización de la corriente de enfriamiento intercambiadores de los tanques de butanos. de los Vapores de retorno al tanque provenientes de los sistemas de compresores. Vapores provenientes de la recirculación de cada tanque. Contingencia de fuego, fallas del sistema eléctrico, del compresor, del sistema de refrigeración y enfriamiento de líneas de despacho, entre otros. 3.6. Generación de carga de alivio A partir del API-RP-521 “GUIDE FOR PRESSURE RELIEVING AND DEPRESSURING SYSTEMS” y de la experiencia del personal de operaciones de las instalaciones de fraccionamiento de gas, se identifican algunas contingencias de alivio aplicables a este tipo de instalación, las cuales se describen a continuación: Cargas de alivio térmicas no balanceadas, originadas por el aumento de presión interna dentro del equipo debido a fallas de otros elementos del proceso. Cargas de alivio obstruidas, originadas por el cierre inadvertido de la salida de una unidad que esté siendo alimentada ó calentada, generará frecuentemente una carga de alivio. Salida bloqueada, causada por el cierre inadvertido de una válvula de bloqueo a la salida de un recipiente a presión. Falla total de servicio eléctrico (“Black out”), consiste en la falla total del suministro eléctrico a todos los equipos que requieren el servicio en la unidad de procesos. Falla parcial de servicio eléctrico, consiste en la falla parcial de servicio eléctrico que puede ocurrir cuando existen generadores de electricidad que se encuentran operando en paralelo y tienen fuentes de energía diferentes. Falla eléctrica o mecánica, reside en la falla eléctrica o mecánica de equipos que proveen enfriamiento o condensación. Pérdida de ventiladores, consiste en la pérdida de ventiladores de torres de enfriamiento o intercambiadores de calor por aire que llegan a quedar fuera de servicio por la pérdida de energía o una falla mecánica. Falla de reflujo, reside en la pérdida del reflujo debido a falla de bombas o instrumentos. Falla de tubo de intercambiador, originada por choques térmicos, corrosión y/o vibración, lo cual puede ocasionar que la corriente de mayor presión sobrepresione el equipo en el lado de menor presión. Carga por fuego (incendio en planta), se define como la cantidad de vapor que puede ser generada por un fuego directamente debajo del recipiente. Los cálculos están basados en la geometría y aislamiento de la unidad. No se puede suponer que el aislamiento reduzca las cargas por fuego a menos que pueda soportar el choque directo de la llama y no pueda ser destruido por chorros de agua contra incendio a alta presión. La ocurrencia de este evento es similar a la falla eléctrica general, con la diferencia de que solo se considera que el evento puede ocurrir en un tanque a la vez. El contenido líquido de recipientes que están expuestos a fuego genera vapores que sobrepresionan el equipo. Cargas por expansión térmica, causada cuando las líneas o equipos que pueden estar llenos de líquido bajo condiciones de ausencia de flujo y que a su vez pueden calentarse mientras están totalmente bloqueados. Cargas por alto contenido de etano en la alimentación, ocasionada cuando existe un contenido de etano por encima del máximo valor permitido. Esto disminuye la eficiencia hidráulica y causa sobrepresión en la torre de fraccionamiento. Enfriamiento de la línea durante el proceso de carga de buques, antes de comenzar el proceso de carga a buques, a través de las bombas de despacho, desde alguno de los tanques de almacenamiento de: propano, n-butano, i-butano y pentano, las líneas se encuentran vacías y a temperatura atmosférica, por lo que para minimizar o eliminar la vaporización, se enfría la línea con el fluido que se vaya a despachar, recirculándolo al tanque respectivo durante un período de tiempo determinado. El tiempo de recirculación esta en función del caudal empleado para el enfriamiento, a mayor caudal de recirculación menor será el tiempo requerido para alcanzar la temperatura deseada en la línea. 3.7. Ecuaciones para dimensionar el cabezal de alivio Para determinar el tamaño del cabezal principal y líneas secundarias, los cálculos de caída de presión deben hacerse desde la boquilla del mechurrio hacia atrás. El cabezal debe tener un tamaño tal, que la contrapresión acumulada en éste, sea menor que la contrapresión más baja permisible de cada válvula de seguridad conectada al cabezal. En los últimos años se han logrado mejoras importantes en el diseño de mechurrios. Antes, el caudal de flujo máximo de gas hasta el mechurrio estaba limitado a 60 m/seg. (200 pies/segundo) aproximadamente para la mayoría de los gases. A velocidades más altas, el gas combustible no era mezclado suficientemente con el oxígeno cerca de la boquilla y la llama podría levantarse o peor aún apagarse. Dada esta limitación, se requerían mechurrios muy grandes para las cargas de gas de bajo peso molecular. Los adelantos en el diseño de la boquilla permiten ahora una buena mezcla y combustión estable a velocidades mayores. Sin embargo, es importante notar que la caída de presión en la boquilla puede estar limitada por razones de contrapresión. Los proveedores de mechurrios pueden suministrar información adicional sobre la caída de presión y velocidades máximas. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990) El calculo del diámetro de las líneas de alivio, se realiza en forma tal que permita una tasa de flujo máxima a través de la línea principal, con la presión disponible a la salida de la válvula de alivio. Es decir, que garantice la operación simultánea de todas las válvulas de alivio conectadas a estas líneas a las capacidades de diseño, cuando descarguen en el sistema. Además, el final de la línea debe estar a presión atmosférica más la mayor presión entre la pérdida de presión de salida ó la presión de flujo crítico. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990) A menos que consideraciones especiales indiquen otra cosa, las válvulas de alivio se dimensionan normalmente para una presión de salida o contrapresión menor que la presión de flujo crítico (el factor limitante en el flujo a través de orificios ó boquillas). Esto asegura tasas de alivio constantes para las válvulas de alivio sin importar la presión de salida, mientras la contrapresión no exceda la presión crítica. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990) Según, GPSA Sección 5 Sistemas de Alivio, la siguiente formula relaciona la presión de flujo crítico Pcf, con la presión de entrada Pi, para un flujo a través de un orificio o boquilla: 2 Pi k 1 Pc f k k 1 ;k Cp Cv (1) De ahí que, la tasa de flujo de gas a través de un orificio o boquilla es solamente una función de la presión de entrada siempre y cuando la contrapresión sea igual ó menor que la presión de flujo crítico. Para contrapresiones mayores que la crítica, la tasa de flujo del gas disminuye con un aumento en la contrapresión. La presión de flujo crítico al final de una línea Pc, la cual no es igual a la presión de flujo crítico que limita el flujo a través de orificios, es generalmente atmosférica, según lo indicado en la norma PDVSA 90616.1.022 (1990) y es dada por la siguiente fórmula: Pc 2.02 V D2 TG k k 1 (2) Donde, Pc : Presión crítica, lppca. V: Volumen de gas en el final de la línea del mechurrio, MMPCN/D D: Diámetro interno del tubo, en pulgadas. T: Temperatura absoluta (°F + 460). G: Gravedad específica del gas con respecto al aire. k: Relación de calores específicos, Cp/Cv Para dimensionar las líneas en un sistema de mechurrio, se debe conocer el número de válvulas de alivio conectadas al sistema, la longitud (longitud equivalente) de cada línea, la presión de ajuste y la capacidad de flujo de cada válvula de alivio. Usando las fórmulas de flujo de gas, tales como la de Weymouth ó Panhandle A, se hacen los cálculos de caída de presión en base a tamaños supuestos de línea; luego se determina la presión de la línea aguas abajo de cada válvula de alivio, empezando por el extremo del cabezal principal (en la chimenea del mechurrio) donde la presión es atmosférica o crítica (cualquiera sea mayor), y sumando cada caída de presión calculada; después se hacen los ajustes en el tamaño supuesto de la línea si fuera necesario, para mantener estas presiones calculadas por debajo de la presión de flujo crítico para cada válvula de alivio. Para líneas de transmisión de flujo de gas isotérmico aplicamos la siguiente ecuación general: T Q 38.77 b Pb E 0.5 1 ff P12 P22 2.5 d SL T Z m avg avg (3) Donde, Q: Rata de flujo de gas (pies cúbicos por día) a condiciones de operación. Tb : Temperatura absoluta base a 520 °R Pb : Presión absoluta base a 14,73 psia. : Factor de eficiencia de la tubería. 1 : Factor de Transmisión ff P1 : Presión de entrada, psia. P2 : Presión de salida, psia. S: Gravedad especifica del gas. Lm : Longitud de la tubería, pies. Tavg : Temperatura promedio, °R Tavg 1 Tin Tout 2 Z avg : Factor de compresibilidad promedio. d: Diámetro interno de a tubería, pulgadas. Esta ecuación es completamente general para flujo en estado estable, y expresa variaciones en el factor de compresibilidad, energía cinética, presión y temperatura para cualquier sección de la tubería. Sin embargo, se requiere incluir un factor de transmisión para su validación. Este se relaciona fundamentalmente con la pérdida de energía en la resistencia generada para fluir entre varios tamaños de tubos, rugosidad y condiciones de transporte, es decir debido a la fricción. Por tanto, se necesita emplear correlaciones del factor de transmisión para ser reemplazadas en la ecuación general. La Ecuación Weymouth, publicada en 1912, evaluó el coeficiente de fricción como una función del diámetro en la zona completamente turbulento, ya que él asumió que la rugosidad y velocidad absoluta son contantes en toda la tubería. (GPSA, 1998) ff 0.008 d 1 (4) 3 1 1 11.18d 6 ff (5) Reemplazando el factor de fricción en la ecuación de energía general: T Q 433.5 b Pb 0.5 P12 P22 2.667 E d SL T Z m avg avg (6) Esta ecuación es práctica pero muy conservadora, ya que exagera la caída de presión en presencia de grandes caudales de gas. Esto se debe a que fue desarrollada para trabajar en un punto muy alto del diagrama de Moody, es decir, para tuberías de diámetros pequeños. Por tanto, esta ecuación puede ser empleada principalmente para gases pobres con flujos completamente turbulento. Por otra parte, la Ecuación de Panhandle A fue desarrollada a mediados de 1940 y puede ser utilizada para gases ricos con flujos parcialmente turbulento. Esta ecuación evaluó el coeficiente de fricción en función del diámetro y el número de Reynolds, el cual se asume en base a experiencias registradas entre 5 y 11 millones. (GPSA, 1998) Re 1.934 QS d (7) 1 QS 7.211 ff d 0.07305 6.872Re (8) 0.07305 Reemplazando el factor de transmisión en la ecuación de energía general: T Q 435.87 b Pb 1.0788 P 2 P22 E 0.8531 LmTavg Z avg S 0.5392 (9) d 2.6182 Por otra parte, para estimar la altura del mechurrio se requiere calcular la intensidad de radiación en posiciones diferentes. Por tanto, es necesario determinar primero la longitud de la llama y el diámetro de la boquilla. La ecuación de intensidad de radiación esférica viene dada por: I W NHV f (10) 4 R 2 Donde, I: Intensidad de radiación a un punto X, Btu/(hr · ft2) Wf : Tasa de flujo de gas en el mechurrio, lb/hr. NHV : Calor neto del gas en el Mechurrio, Btu/lb : Fracción de calor irradiado. R: Distancia desde el centro de la llama hasta el punto X, ft. Algunos tiempos de exposición requeridos para alcanzar el umbral del dolor, según la API-RP-521 8 (1997), incluyendo la radiación solar, la cual puede estar en un rango de 250-330 BTU/hr*pies2, son: Intensidad de Radiación, Tiempo al Umbral del Dolor, Btu/hr./pie² (segundos) 440 Infinito 550 60 Intensidad de Radiación, Tiempo al Umbral del Dolor, Btu/hr./pie² (segundos) 740 40 920 30 1.500 16 2.200 9 3.000 6 3.700 4 6.300 2 Para estimar la longitud de la llama Lf podemos emplear las siguientes expresiones: Según algunos proveedores de mechurrios, L f 10d Pw 55 (11) También, según lo indicado en la norma API RP 521 L f 3.94 Qr 10 6 0.474 o L exp 1,0917 log10 Q 5 (12) Donde, Lf : Longitud de la llama, pies. d: Diámetro de la boquilla del mechurrio, pulgadas, Pw : Caída de presión en la boquilla del mechurrio, pulgadas de agua. Qr : Calor liberado, Btu/lb Por otra parte, la caída de presión total estimada para mechurrios convencionales es 1.5 la velocidad del cabezal basado en el diámetro nominal de la boquilla del mechurrio. Entonces la caída de presión equivalente para una velocidad de cabezal se determina por: Pw 27.7V 2 V 2 2 gc 144 344.8 (13) Luego para determinar el diámetro de la boquilla se puede emplear la siguiente ecuación: 1.702 10 5 W Z T 0.5 d 12 P2 M k MW (14) Donde, d: Diámetro interno del aro de retención de llama, en pulgadas. W: Tasa de alivio del gas de quema, en lb/h. P2 : Presión del gas justo dentro de la boquilla (corriente arriba del aro de retención de llama), en psia M: Relación de velocidad del gas a velocidad sónica en ese gas (Numero de Mach a la salida de la tubería) Z: Factor de compresibilidad a las condiciones de alivio. T: Temperatura del gas justo dentro de la boquilla (corriente arriba del aro de retención de llama), en grados Rankine. MW : Peso molecular del gas. k: Relación de calores específicos, Cp/Cv, para el gas que está siendo quemado. La velocidad sónica viene dada por: a 223 * M * k T , ft / s MW (15) En general, el diámetro de la boquilla del mechurrio se dimensiona sobre una base de velocidad, aún cuando la caída de presión debe verificarse. Caídas de presión tan altas como 2 psi (14 KPa) han sido usadas en la boquilla. Dependiendo de la relación de volumen del flujo de quema máximo concebible, el tiempo probable, frecuencia y duración de esos flujos y de los criterios de diseño establecidos para el proyecto para estabilizar la quema, puede ser conveniente permitir una velocidad de hasta 0,5 Mach para un flujo pico, de corta duración, infrecuente, manteniendo 0,2 Mach para las condiciones más normales y posiblemente más frecuentes. Para determinar la altura del mechurrio, basándose en lo mostrado en la figura 17, primer método, se asume que el centro de la llama esta ubicado a un tercio (1/3) de la longitud de la llama, medida desde la boquilla del mechurrio. Además, el ángulo de la misma se obtiene de una relación vectorial entre la velocidad del viento y la velocidad del gas de salida, la cual se puede calcular utilizando las siguientes ecuaciones: Vex 550 P 55 (16) * Vex V 4 *d (17) 2 Vw Vex tan 1 Vex : Velocidad de salida de la boquilla del mechurrios, ft/sec. Vw : Velocidad del viento, ft/sec. (= 1.47 MPH) Vw : Vex Distorsión de la llama causa por la velocidad del viento. (18) * V : Flujo volumétrico a condiciones de operación, ft3/s Las coordenadas del centro de la llama con respecto a la boquilla son: Lf X c sin 3 (19) Lf Yc cos 3 (20) Y la distancia desde algún punto hasta el centro de la llama: R X X c 2 H s Yc 2 (21) Figura 17. Dimensión referencial tamaños de estacas de mechurrios. (GPSA, 1998) Entonces, para determinar la altura del mechurrio es el resultado de considerar la posición vertical más crítica debajo del centro de la llama para una condición dada de quema de flujo de gas y la velocidad del viento, tal como se observa en las siguientes ecuaciones: R 2 H s Yc (22) R H s Yc (23) H s R Yc (24) 2 L f H s R 3 cos (25) Otro método para calcular la altura del mechurrio sería suponer que el punto medio es el punto máximo de concentración de radiación de la llama, ver figura 18. Figura 18. Dimensión referencial tamaños de estacas de mechurrios. (API-RP-521, 1997) H ´ H 1 / 2 * y R´ R 1 / 2 * x (26) (27) D 2 R ´ 2 H ´2 (28) X 1 / 2x (29) Y 1 / 2y (30) Figura 19. Distorsión de la llama aproximada causada por la velocidad lateral del viento y la velocidad del gas de quema a la salida de la boquilla. (API-RP-521, 1997) CAPITULO III MARCO METODOLOGICO Una vez establecidos los objetivos de la investigación y realizada la fundamentación teórica de la misma, en este capítulo se establece un plan de acción a través del cual se pretende encontrar las respuestas al problema planteado. Este plan de acción define la estrategia de investigación, el tipo y diseño de investigación, las fuentes, técnicas e instrumentos de recolección de datos así como las técnicas de procesamiento y análisis de los mismos. 4.1. Tipo de investigación De acuerdo al nivel de conocimiento al que se espera llegar, Sampieri, Fernández y Baptista (1991) clasifican la investigación como descriptiva, ya que se mide o evalúa diversos aspectos, dimensiones o componentes del fenómeno que se pretende investigar, lo que implica que en este tipo de estudios se selecciona una serie de aspectos o variables y se miden independientemente para describir lo que se investiga. En este caso se analizaran de manera individual cada una de las variables, a saber, dispositivos de alivio de presión, componentes de un sistema de mechurrio, variables que generan cargas de alivio y contingencias frecuentes en áreas de almacenaje de LGN, para luego dimensionar las líneas de alivio y altura de un mechurrio mediante la aplicación de ecuaciones de gas y finalmente comerciales. comparar los resultados obtenidos con programas 4.2. Diseño de la investigación De acuerdo al plan o estrategia concebida para responder a las preguntas de la investigación, el diseño se define como no experimental transeccional o transversal, puesto que se observa el fenómeno tal y como se da en su contexto natural, recolectando datos en un solo momento, en un tiempo único, para luego analizarlos. (Hernández et al, 2006) 4.3. Técnicas para la recolección de información De acuerdo a Méndez, C. (2001), para la recolección de la información se emplearon tanto fuentes primarias como fuentes secundarias. Entre las fuentes primarias se tienen: observación directa no participante, ya que el investigador sólo se hace presente con el propósito de obtener la información y reuniones con el personal de la instalación objeto de estudio. Las fuentes secundarias empleadas fueron libros, material documental, trabajos de grados, enciclopedias, diccionarios, revistas y artículos de Internet. La secuencia de pasos a seguir durante el desarrollo de la investigación fue la siguiente: a) Revisión documental e intercambio con los trabajadores y trabajadoras, para describir el proceso e identificar las contingencias frecuentes y variables que generan cargas de alivio en el área de almacenamiento de LGN de la instalación objeto de estudio. b) Elaboración de los cálculos de las cargas de alivio, empleando el simulador de procesos Hysys para modelar el proceso de almacenaje en estado estable y las ecuaciones descritas en la API RP 521 (1991). c) Emplear las ecuaciones de gas anteriormente descritas para dimensionar el sistema de alivio de la instalación. d) Análisis, interpretación y comparación de resultados obtenidos con un programa comercial. 4.4. Procedimiento para dimensionar un sistema de alivio de presión Para el diseño apropiado de las válvulas de seguridad, cabezales, y mechurrios se requiere de un análisis riguroso, el cual puede demandar tanto juicio de ingeniería como experiencia personal del diseñador. Tal estudio, no sólo protegerá las unidades de procesamiento y la salud y seguridad del personal de operaciones, sino que puede reducir substancialmente el costo del equipo requerido. Un sistema de “seguridad” no demanda necesariamente grandes cabezales y mechurrios, sino más bien el equipo adecuado en los lugares apropiados. De acuerdo a la guía PDVSA 90616.1.022 (1990), para realizar el diseño de un sistema de alivio almacenamiento de LGN se deben de baja presión para tanques de tomar en cuenta como mínimo las siguientes consideraciones: a) Definición de las condiciones que dictan los requerimientos de alivio, las cuales son: La cantidad de fluido a ser aliviado por unidad de tiempo. La temperatura, presión, y gravedad específica del fluido aguas arriba de la válvula de alivio. Un parámetro importante en el dimensionamiento del sistema es la contrapresión, la cual no debe exceder el 10% de la presión de ajuste de la válvula de alivio. b) Revisión y validación de las hojas de flujo de proceso/mecánico preliminares a fin de estudiar el flujo del proceso, el esquema de instrumentación y de control, y las especificaciones de tuberías y recipientes. c) Definición de todas las contingencias que puedan resultar en sobrepresión en los tanques, incluyendo la exposición de ellos a un incendio externo, falla de los servicios auxiliares, fallas de equipos asociados, condiciones de proceso anormales, expansión térmica, arranque, parada y errores operacionales. d) Evaluación de la sobrepresión resultante para cada contingencia y establecimiento de las necesidades, bien sea para una presión de diseño adecuadamente aumentada (para soportar la presión de emergencia) o para la necesidad de instalaciones de alivio de presión para prevenir sobrepresión (con los flujos de alivio calculadas). e) Elaboración de una lista con todos los datos de diseño de los tanques y equipos asociados que incluyan diagramas de flujo de proceso con tasas, temperaturas, presiones, composiciones y propiedades físicas; diagramas de flujo mecánico; presión máxima de trabajo permisible (PMTP) y condiciones de diseño para todos los equipos y bosquejos mostrando alturas de las faldas, dimensiones, especificaciones de aislamiento, etc.; hojas de datos; planos de ubicación de equipos y planos de la o las plantas; y características de bombas y compresores. f) Análisis de las unidades individualmente para determinar cómo reaccionarán bajo condiciones de emergencia. Cada equipo puede generar un vapor o líquido, bajo cualquiera de las contingencias, debe ser analizada. Aún cuando este análisis no sea detallado, ninguna carga es demasiado pequeña para no ser considerada. g) Realización del cálculo de las cargas de alivio. h) Después de calculadas las cargas de vapor de cada unidad para las diferentes contingencias de diseño, se puede realizar la selección de las válvulas de alivio y seguridad individuales. i) Una vez determinado el tamaño de las válvulas y calculadas las cargas de alivio para todas las contingencias, se dimensiona el sistema de cabezal y mechurrio. CAPITULO IV SOLUCIÓN DE UN CASO REAL DE CAMPO En este capitulo se muestran los resultados obtenidos luego de la recopilación de la información, organizados en el mismo orden en el que se establecieron los objetivos de esta investigación. En general, se presenta en detalle la solución de un caso real asociado al área de almacenamiento de productos fraccionados de LGN en una planta petrolera del occidente del país. Se realiza una breve descripción del proceso y se determina las cargas de alivio operacional y emergencia. También, se calculan las dimensiones de cabezal principal de alivio y se estima una altura del mechurrio a implantar. 5.1. Descripción del proceso actual de área de almacenaje de la instalación La Planta, objeto de estudio, fue diseñada para procesar 25.600 BPD de LGN y cuenta con un área de almacenaje que tiene la capacidad de almacenar propano, nbutano e isobutano en tanques refrigerados. (Ver figura 20) Los productos fraccionados son enfriados por medio de intercambiadores del sistema de refrigeración de propano, y enviados al área de almacenamiento de la planta, donde, tras una expansión súbita, son almacenados en los siguientes tanques: Tanque de Propano de 250.000 Bls, Tanque n-Butano de 170.000 Bls, Tanque de i-butano de 100.000 Bls y el Tanque de Gasolina de 180.000 Bls. El tanque de propano almacena el producto a –51 °F y 8” de H2O de presión. La temperatura del tanque se mantiene mediante la recirculación de una porción de propano tomada del fondo y bombeada a 100GPM y 55 psig al tope con la corriente de producción. Estas bombas son empleadas también para enviar propano refrigerante a dos intercambiadores (tipo carcaza – tubo) a 109 GPM y 20 psig, con el fin de mantener la temperatura de las corrientes de recirculación de los tanques nbutano e isobutano. Figura 20. Esquema modelaje proceso de almacenamiento. Durante el almacenamiento es inevitable la formación de vapores, los cuales se acumulan en el tope a mayor temperatura. En condiciones normales los vapores de propano son recuperados mediante dos compresores centrífugos de una etapa; los cuales succionan de 6” a 10” de H2O de presión y –10 °F y descargan a 45 psig y 103 °F. Cuando la presión en el tanque alcanza 6” H2O entra en servicio el compresor principal, si continúa aumentando la presión hasta 10” de H2O, debe arrancar el compresor de respaldo. Por tanto, dichos compresores pueden en un momento de alta presión estar trabajando ambos en paralelo. Estos se diseñaron para el manejo de un caudal de 25.250 lb/hr con un factor de seguridad del 15% (29.038 lb/hr) de acuerdo a las cargas de vapor obtenidas bajo los siguientes escenarios de diseño: Vaporización de la corriente de Alimentación (12.270 lb/hr) Transferencia de calor del medio ambiente (3.579 lb/hr) Vaporización debido al calor transferido por el fondo (343 lb/hr) Vaporización de la corriente de enfriamiento del intercambiador de nbutano (1.810 lb/hr) Vapores de retorno al tanque provenientes del compresor (5.789 lb/hr) Vapores provenientes de la recirculación del tanque (5.436 lb/hr) El tanque de nbutano almacena producto a 26 °F y 4” de H2O de presión. La temperatura del tanque se mantiene mediante la recirculación de una porción de butano tomada del fondo y bombeada a través del intercambiador al tope, con la corriente de producción, a través de las bombas de recirculación de nbutano a 47 GPM y 90 psig. El tanque de isobutano almacena producto a -15 °F y 4” de H2O de presión. La temperatura del tanque se mantiene mediante la recirculación de una porción de isobutano tomada del fondo y bombeada a través del intercambiador al tope, con la corriente de producción, a través de las bombas recirculación de isobutano a 245 GPM y 45 psig 5.2. Descripción del sistema de alivio actual de la instalación El sistema de alivio y venteo ubicado en el área de almacenamiento, está constituido por un cabezal de 10 pulgadas de diámetro que permite manejar los vapores generados por sobrepresión en los tanques de almacenamiento. Estos vapores son descargados al cabezal a través de válvulas de control de presión, las cuales cuentan con una capacidad de alivio por diseño de 27400 lb/hr a 0.505 psig para el tanque de propano, 14500 lb/hr a 0.505 psig para el tanque de nbutano y 14500 lb/hr a 0.505 psig para el tanque de isobutano. Posteriormente, los vapores son enviados a una fosa de quema a través de un arrestallama. El tanque de propano cuenta con un sistema de recuperación de vapores constituido por dos compresores y dos intercambiadores de calor, con una capacidad de 25.250 lb/ hr más un factor de seguridad del 15%. La descarga de los compresores es controlada con la válvula de control de presión. Por otra parte, cada tanque posee un conjunto de válvulas de venteo que permiten desalojar a la atmósfera los excedentes de vapor que no pueden ser manejados por las válvulas de control. Estas válvulas tienen una capacidad total de alivio por diseño de 58.000 lb/ hr para el tanque de propano, 27.400 lb/hr para el tanque de nbutano y 12.500 lb/hr para el tanque de isobutano. 5.3. Descripción de contingencias que producen cargas de alivio Los eventos o contingencias que se pueden causar acumulación (sobrepresión) en los tanques refrigerados de LGN e indicado en las normas PDVSA MDP-08-SA-02, API RP – 521 y API RP – 2000, son: 5.3.1. Falla eléctrica área de almacenaje Cuando ocurre un evento de falla del suministro de energía eléctrica en el área de almacenaje de la planta, la alimentación de productos desde el área de fraccionamiento no se ve interrumpida. Se detienen las bombas de recirculación de propano refrigerante, las bombas de recirculación de isobutano producto, las bombas de recirculación de nbutano y los compresores de recuperación de vapores de propano. 5.3.2. Falla eléctrica general Esta contingencia al igual que la anterior causa la falla en el servicio de las bombas y compresores, lo que genera problemas similares al anterior, pero con la diferencia que no habría alimentación de fluidos desde el área de fraccionamiento. 5.3.3. Falla de bombas de recirculación de propano La falla de las bombas recirculación de propano interrumpe el suministro de propano refrigerante hacia los intercambiadores de nbutano e isobutano, lo cual deja sin refrigeración las corrientes de recirculación de los tanques asociados. Así mismo, se pierde la recirculación del tanque de propano. 5.3.4. Falla de bombas de recirculación de isobutano La falla de estas bombas interrumpe la recirculación de isobutano en el tanque, por lo que se debe suspender el envío de propano refrigerante desde las bombas de recirculación de propano hacia el intercambiador asociado, causando acumulación de vapores en dicho tanque. 5.3.5. Falla de bombas de recirculación de nbutano La falla de estas bombas interrumpe la recirculación de nbutano en el tanque, por lo que se debe suspender el envío de propano refrigerante desde las bombas de recirculación de propano hacia el intercambiador asociado. Esta contingencia impide la refrigeración del tanque de nbutano causando acumulación de vapores en el tanque. 5.3.6. Fuego La ocurrencia de este evento es similar a la falla eléctrica general, con la diferencia de que solo se considera que el evento puede ocurrir en un tanque a la vez. 5.3.7. Falla de los compresores de recuperación de vapores de propano Durante la ocurrencia de este evento se bloquea automáticamente la salida de los compresores, lo que impide recuperar los vapores de propano del tanque de propano. Al mismo tiempo, se interrumpe el envío de propano refrigerante desde la bomba de recirculación de propano hacia los intercambiadores de nbutano e isobutano, dejando sin refrigeración los tanques asociados. 5.3.8. Falla de los compresores de refrigeración en el área de fraccionamiento Esto implica que la alimentación de propano, nbutano e isobutano a los tanques se realiza a una temperatura mayor a la de almacenamiento, incrementando la cantidad de vapores alimentados a estos tanques, causando acumulación. Sin embargo, por lo general, cuando ocurre este evento el flujo de productos no es enviado hacia los mencionados tanques, sino al sistema de reproceso, por lo que no se requiere aliviar presión por esta causa. 5.3.9. Enfriamiento de la línea durante el proceso de carga de buques Antes de comenzar el proceso de carga a buques, a través de las bombas de despacho, desde alguno de los tanques de almacenamiento, las líneas se encuentran vacías y a temperatura atmosférica, por lo que para minimizar o eliminar la vaporización, se enfría la línea con el fluido que se vaya a despachar, recirculándolo al tanque respectivo durante un período de tiempo determinado. El tiempo de recirculación esta en función del caudal empleado para el enfriamiento, a mayor caudal de recirculación menor será el tiempo requerido para alcanzar la temperatura deseada en la línea. 5.4. Modelaje del Proceso de Almacenaje en Estado Estable, Empleando el Simulador de Procesos Hysys 3.2 Para el cálculo de las cargas de alivio se partió de la simulación del proceso en condiciones de operación normal. En las Tablas 1 y 2 se muestran las condiciones de operación y caracterización de las corrientes provenientes del área de fraccionamiento, según la información obtenida del Manual de Control de Calidad de la instalación. Tabla 1. Condiciones de operación de alimentación. Condiciones Tanque de Propano Tanque de nbutano Tanque de isobutano Temperatura (°F) 0 25 2 Presión (Psig) 272 47 255 Caudal (lb/hr) 96.978,35 82.576,90 42.970,00 Tabla 2. Composición de alimentación. Composición Tanque C3 (% molar) Tanque nC4 (% molar) Tanque iC4 (% molar) Etano 3,28 0 0 Propano 95,32 0 3,09 n-Butano 1,20 96 6,77 i-Butano 0,20 3,74 90,14 n- Pentano 0 0,21 0 i-Pentano 0 0,05 0 Las premisas empleadas para el modelaje de la simulación, en base a información recopilada en campo, son: El simulador de procesos empleado fue el HYSYS versión 3.2. Se utilizó como modelo termodinámico Peng-Robinson. Se estableció la temperatura y presión de entrada a los tanques de acuerdo a lo indicado en las hojas de datos a la salida de los intercambiadores fraccionamiento). ubicados aguas arriba (área de La corriente de entrada de calor al tanque de propano se fijó en 645.405,39 Btu/hr de acuerdo a los cálculos obtenidos de transferencia de calor a través de las paredes, techo y fondo del tanque. La presión de entrada de la corriente de alimentación del tanque de propano proveniente del intercambiador ubicado en el área de fraccionamiento es regulada por una válvula de control de presión hasta la presión de operación del tanque de propano. Se fijó una caída de presión de 19 psig en las bombas de recirculación de propano. Se fijó la presión de salida del compresor en 45 psig. La temperatura de salida del intercambiador que enfría los vapores descargados por el compresor de propano se ajustó a 0ºF, ocasionando que la misma este 5ºF por encima de la temperatura de propano refrigerante (-5ºF), según hoja de datos. A esta temperatura los vapores generados dentro del tanque de propano pueden ser manejados por los compresores. La presión de entrada de la corriente de alimentación del tanque de nbutano proveniente del intercambiador ubicado en el área de fraccionamiento es regulada por una válvula de control de presión hasta la presión de operación del tanque de nbutano. Se estableció un caudal de 2.146 lb/hr de propano refrigerante hacia el intercambiador de nbutano de acuerdo a lo indicado en la hoja de datos del equipo. Las condiciones de operación de las bombas de recirculación de nbutano se fijaron de acuerdo datos. a lo establecido en la hoja de La temperatura de salida del líquido del tanque de nbutano se fijó en 26 °F de acuerdo a lo establecido en el Manual de Operaciones de la Planta. La temperatura de salida del líquido del tanque de isobutano se fijó en -15 °F de acuerdo a lo establecido en el Manual de Operaciones de la Planta. El flujo de i-butano a la salida de las bombas recirculación de isobutano se colocó en 245 GPM de acuerdo a su capacidad máxima de bombeo indicado en la hoja de datos respectiva. A la corriente de salida de propano refrigerante que sirve como medio de enfriamiento del intercambiador de isobutano se le fijó una fracción de vaporización igual a 1, a fin de garantizar la vaporización total del fluido. No se emplearon las hojas de datos de este intercambiador para la validación de fluidos ya que las mismas indican el comportamiento de los productos al almacenar mezcla de butanos o butano/propano. Los vapores a manejar por el compresor de propano obtenidos de la simulación son: Vaporización de la corriente de alimentación de propano (13.730 lb/hr). Transferencia de calor del medio ambiente más el calor transferido por el fondo (3.691 lb/hr). Vaporización de la corriente de enfriamiento de intercambiador de nbutano (2.049 lb/hr). Vapores de retorno al tanque provenientes del K-501 (8.453 lb/hr). Vapores provenientes de la recirculación del tanque (13,61 lb/hr). Vaporización de la corriente de enfriamiento del intercambiador de isobutano (3.820 lb/hr). En los cálculos empleados para el diseño de los compresores de propano no se contempló el manejo de vapores provenientes del intercambiador de isobutano producto, por lo que éste excedente de vapor generado se enviará al nuevo cabezal de alivio a instalar. Por otra parte, debido a la transferencia de calor con el medio ambiente (Boil- Off) se produce una carga de alivio de 2.561,47lb/hr en el tanque de nbutano y 1.926,21 en el tanque de isobutano, las cuales serán enviadas hacia el nuevo cabezal de alivio. (Ver anexo 2) 5.5. Cargas de alivio generadas durante el almacenamiento de productos fraccionados de LGN 5.5.1. Falla eléctrica en el área de almacenaje Al producirse una falla del suministro eléctrico en el área de almacenamiento de la planta, se continúa alimentando a los tanques desde el área de fraccionamiento, por lo que las causas de acumulación de vapor dentro de los tanques son: el aumento de nivel en los tanques, la vaporización del contenido de los tanques por el intercambio de calor con el medio ambiente (Boil-Off), y la acumulación de vapores que acompañan al líquido alimentado. A continuación se detallan cada una de estas en los tanques de almacenaje: A. Tanque de propano Carga por aumento de nivel en los tanques: Este caso se planteó, siguiendo lo indicado en el Anexo A de la norma API-2000, la cual expresa que se debe considerar un caudal de 6 PCNH por cada barril por hora (BPH) de alimentación. 6 PCNH Caudal de alimentaci ón en BPD 1 BPH 24 h El caudal de propano suministrado al tanque es tomado de la simulación. 6 PCNH 11.290 BPD 2.822,5 PCNH 1 BPH 24 h De la simulación se tiene que la densidad del vapor es 0,1488 lb/pie³. Condiciones de Normales Condiciones de operación P1: 14,696 psia P2: 8” de H2O a 14,985 psia T1: 519,67 °R (t: 60 °F) T1: 409,67 °R (t: -50,10 °F) La gravedad específica del gas tomando el peso molecular ubicado en la simulación es 1,4303. Luego, 2.822,5 PCNH 1.973,46PCNH 1,4303 Caudal estándar del gas: Caudal a condiciones de operación: 14,696 psia 409,67 R 1.973,46 PCNH 1.525,65 PCH 14,985 psia 519,67 R Flujo másico por aumento de nivel: 1.525,65PCH 0,1488 lb/pie³ = 227,02 lb/hr Vaporización del contenido de los tanques por el intercambio de calor con el medio ambiente (Boil-Off): El calor transferido al tanque del medio ambiente se toma del la simulación: Q = 645.405,39 Btu/hr El calor latente de vaporización tomado de la simulación es 184.2 Btu/lb. El flujo másico por vaporización es: Q 645.405,39 Btu / hr 3.503,83 184,2 Btu / lb lb/hr Acumulación de vapores que acompañan al líquido alimentado: Tomado de la corriente de entrada al tanque en la simulación. Flujo másico = 13.730 lb/hr La siguiente tabla muestra las cargas de alivio total que se envían al cabezal de alivio: Tabla 3. Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de propano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 227,02 lb/hr 3.503,83 lb/hr 13.730 lb/hr 17.460,85 lb/hr B. Tanque de nbutano Aplicando el mismo procedimiento que en el tanque de propano se obtiene las siguientes cargas de alivio: Tabla 4. Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de nbutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 193,04 lb/hr 2.561,47 lb/hr 0 lb/hr 2.754,51 lb/hr C. Tanque isobutano Aplicando el mismo procedimiento que en el tanque de propano se obtiene las siguientes cargas de alivio Tabla 5. Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de isobutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 98,27 lb/hr 1.926,21 lb/hr 0 lb/hr 2.024,48 lb/hr 5.5.2. Falla de bombas de recirculación de propano A. Tanque de propano Se deja de bombear la recirculación al tanque de propano generándose vaporización debido a la ausencia de recirculación de propano. A esto se suma el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de fraccionamiento. El caudal total mostrado en la tabla 6 puede ser manejado por el compresor. Por tanto, no se considera como una carga de alivio al cabezal. Tabla 6. Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de propano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 269,63 lb/hr 3.473 lb/hr 23.470 lb/hr 27.212,63 lb/hr B. Tanque de nbutano Se deja de bombear propano refrigerante al intercambiador de nbutano producto generándose la vaporización en el tanque de nbutano, como consecuencia de la ausencia de recirculación de mezcla de butano refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que es necesario aliviar por el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de fraccionamiento. La carga total de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es: Tabla 7. Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de nbutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 222,29 lb/hr 2.561,47 lb/hr 0 lb/hr 2.783,76 C. Tanque de Isobutano Se deja de bombear propano refrigerante al intercambiador de isobutano producto generándose la vaporización en el tanque de isobutano como consecuencia de la ausencia de recirculación de mezcla de isobutano refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que es necesario aliviar por el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de fraccionamiento. La carga de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es: Tabla 8. Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de isobutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 256,52 lb/hr 1.926,21 lb/hr 0 lb/hr 2.182,73 lb/hr 5.5.3. Falla de bombas de recirculación de nbutano A. Tanque de propano Se deja de bombear propano refrigerante desde las bombas de recirculación de propano hasta el intercambiador de nbutano por lo que no se recuperan los vapores generados por el enfriamiento en los compresores. Generándose vapores producto del aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de fraccionamiento, intercambio con el medio ambiente y por acumulación en la alimentación. Este caudal total mostrado en la tabla 9 puede ser manejado por el compresor por lo que no se considera como una carga de alivio al cabezal de alivio y venteo. Tabla 9. Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de propano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 337,43 lb/hr 3.473 lb/hr 22.710 lb/hr 26.520 lb/hr B. Tanque de nbutano Se deja de bombear butano al intercambiador generándose la vaporización en el tanque como consecuencia de la ausencia de recirculación de mezcla de butano refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que es necesario aliviar por el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de fraccionamiento. La carga de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es: Tabla 10. Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de nbutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 193,04 lb/hr 2.561,47 lb/hr 0 lb/hr 2.754,51lb/hr C. Tanque de isobutano El proceso de refrigeración del isobutano no se ve afectado, generándose la vaporización en el tanque solo por acumulación de vapores en la alimentación y por intercambio con el medio ambiente. La carga de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es: Tabla 11. Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de isobutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 256,52 lb/hr 1.926,21 lb/hr 0 lb/hr 2.182,73 lb/hr 5.5.4. Falla de bombas de recirculación de isobutano A. Tanque de Propano Se deja de bombear propano refrigerante desde las bombas de recirculación de propano hasta el intercambiador de isobutano por lo que no se recuperan los vapores generados por el enfriamiento en los compresores. Generándose vapores producto del aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de procesamiento, intercambio con el medio ambiente y por acumulación en la alimentación. Este caudal total mostrado en la tabla 12 puede ser manejado por el compresor por lo que no se considera como una carga de alivio al cabezal de alivio y venteo. Tabla 12. Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de propano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 337,43 lb/hr 3.473 lb/hr 23.030 lb/hr 26.840,43 lb/hr B. Tanque nbutano El proceso de refrigeración del butano no se ve afectado, generándose la vaporización en el tanque solo por acumulación de vapores en la alimentación y por intercambio con el medio ambiente. La carga de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es: Tabla 13. Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de nbutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 222,29 lb/hr 2.561,47 lb/hr 0 lb/hr 2.783,76 lb/hr C. Tanque de isobutano Se deja de bombear isobutano al intercambiador generándose la vaporización en el tanque como consecuencia de la ausencia de recirculación de mezcla de butano refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que es necesario aliviar por el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área procesamiento. La carga de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es: Tabla 14. Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de isobutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 256,52 lb/hr 1.926,21 lb/hr 0 lb/hr 2.182,73 lb/hr 5.5.5. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano A. Tanque de p B. ropano Se pierde la recuperación de vapores del tanque y se suspende el envío de propano refrigerante al intercambiador de nbutano. Por tanto, todos los vapores producidos serán enviados al cabezal de alivio y venteo. En la siguiente tabla se muestra la carga de alivio total a ser enviada al cabezal de alivio y venteo según los resultados de la simulación. Tabla 15. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio generada tanque de propano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 218,03 lb/hr 3.504 lb/hr 13.760lb/hr 17.482,03 lb/hr C. Tanque de nbutano Se suspende el envío de propano refrigerante al intercambiador de nbutano, perdiéndose la refrigeración de la corriente de recirculación al tanque, tal como ocurre cuando se produce la falla de las bombas de recirculación de propano. La carga de alivio total a ser enviada al cabezal de alivio y venteo según los resultados de la simulación se muestra en la siguiente tabla: Tabla 16. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio generada tanque de nbutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 222,29 lb/hr 2.561,47 lb/hr 0 lb/hr 2.783,76 lb/hr D. Tanque de isobutano Se suspende el envío de propano refrigerante al intercambiador de isobutano, perdiéndose la refrigeración de la corriente de recirculación al tanque, tal como ocurre cuando se produce la falla de las bombas de recirculación de propano. La carga de alivio total a ser enviada al cabezal de alivio y venteo según los resultados de la simulación se muestra en la siguiente tabla: Tabla 17. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio generada tanque de isobutano. Aumento de nivel Boill-Off Acumulación en la alimentación Carga total 256,52 lb/hr 1.926,21 lb/hr 0 lb/hr 2.182,73 lb/hr 5.5.6. Fuego Al producirse un fuego se produce acumulación de vapores como consecuencia del aumento de la temperatura y vaporización de los líquidos almacenados en los tanques. Cálculo de la Tasa de entrada de calor: Según API-2000, para tanques cuya superficie mojada sea mayor que 2800 pie² la tasa de entrada de calor es: Q = 21000 x A*0,82, Donde: Q: Tasa de entrada de calor Btu/hr; A: Área mojada. El área mojada se determina con el diámetro y altura del recipiente vertical. Según API-2000, solo debe tenerse en cuenta una altura máxima de 30 pies, ya que hasta esta altura sería el alcance del efecto directo de las llamas. Entonces: Aw D H ; Donde: Aw: Área mojada en pies²; D: Diámetro del tanque en pies; H: Altura del tanque o 30 pies dependiendo de que valor sea menor. A. Tanque de propano Aw 135 ft 30 ft 12.723,48 ft 3 Q = 21000 x (12.723,48)0,82 = 48.752.415,94 Btu/hr B. Tanque de nbutano Aw 111 ft 30 ft 10.461,528 ft 3 Q = 21000 x (10.461,53)0,82 = 41.522.863,394 Btu/hr C. Tanque de isobutano Aw 110,09 ft 30 ft 10.452 ft 3 Q = 21000 x (10.452)0,82 = 41.491.850,42 Btu/hr Cálculo del flujo de vapor a aliviar a condiciones estándar: Según la API 2000 el flujo de vapor a aliviar en función del calor suministrado viene dado por: SCFH 3,091 QF T L M Donde: SCFH: Flujo a aliviar en pie³ normales de aire/hr; Q: Tasa de calor absorbido Btu/hr; F: Factor de ambiente el cual depende del tipo de aislante térmico que posea el recipiente; L: Calor latente de vaporización en Btu/lb; T: Temperatura de alivio en grados Rankine; M: Peso molecular del vapor aliviado. Luego, para el desarrollo de los cálculos del vapor a aliviar se parte de las siguientes premisas: Se considera que solo un tanque puede estar bajo fuego a la vez, por lo que el flujo de vapor se calculará en forma individual para cada tanque según lo descrito en la norma API 2000. El calor latente de vaporización y el peso molecular se toman de la simulación del proceso bajo condiciones normales de operación, de la corriente de fondo del tanque. La temperatura de alivio asumida será la temperatura de burbujeo del producto almacenado a las condiciones de alivio. Para el tanque de propano el espesor de pared es de 0.583 pies (7 in) y para el tanque de nbutano es de 0.42 pies (5 in), según los planos de construcción. El coeficiente de conductividad térmica para el aislante (fibra de vidrio) es de 0,036 W/m.°C (0,02081 Btu/hr.ft.°F). Tomado del libro Transferencia de calor de Yunus A. Cengel. El Factor de Ambiente se calcula mediante la formula extraída de la API 2000. F k (1660 Tf ) / 21.000t Donde: F: Factor de ambiente. K: Conductividad térmica del aislante ( Btu/hr.pies2. °F); Tf: Temperatura de alivio (°F); t: espesor de pared (in); A. Tanque de propano F 0.02081Btu . ft / hr. f 2 .F (1660 (43,01F ) /( 21.000 (0,583 ft )) = 0,00289 SCFH 3,091 48.752.415,93Btu / hr 0,00289 185,8Btu / lb 416,66R = 7.262,62 43,40lb / lbmol SCFH aire SCFH propano = 7.262,62 SCFH aire x 1,5= 10.894 SCFH B. Tanque de nbutano F 0,02081Btu . ft / hr. f 2 .F (1660 (30,33F ) /( 21.000 (0,42 ft )) = 0.0038 SCFH 3,091 41.522.863,394Btu / hr 0,0038 166 Btu / lb 490,19R = 8.542,16 SCFH 57,99lb / lbmol aire SCFH butano = 8.542,16 x 2 = 17.084,31 SCFH C. Tanque de isobutano F 0,02081Btu . ft / hr. f 2 .F (1660 (10,3F ) /( 21.000 (0,5 ft )) =0,0033 SCFH 3,091 aire 41.491.850,42Btu / hr 0,0033 158,6 Btu / lb 470,99R =7.686,33 56,77lb / lbmol SCFH SCFH i-butano = 7.686,33 x 1.96 =15.065,20 SCFH Cálculo del flujo de vapor a aliviar a condiciones de operación: El flujo volumétrico a condiciones estándar es llevado a condiciones de alivio a través de la ecuación de gases ideales: V2 V1 P1 T2 P2 T1 Donde: V2: Flujo volumétrico de alivio en pie³/hr; V1: Flujo volumétrico a condiciones estándar en pie³ normales/hr; P1: presión estándar de 14,696 psia; P2: Presión absoluta de alivio; T2: Temperatura absoluta de alivio en °R; T1: Temperatura estándar absoluta cuyo valor es 519,67 °R; A. Tanque de propano V2 10.894SCFH 14,696 psia 416,66R 8.462,15 ft 3 / hr 15,169 psia 519,67R B. Tanque de nbutano V2 17.084,31SCFH 14,696 psia 490,19R 15.612,64 ft 3 / hr 15,169 psia 519,67R C. Tanque de isobutano V2 15.065,20SCFH 14,696 psia 470,99R 13.011,20 ft 3 / hr 15,422 psia 519,67R Cálculo del flujo de vapor másico: Con el flujo volumétrico a condiciones de alivio y la densidad del vapor a condiciones de alivio, se determina la carga en lb/hr según la fórmula m V2 ; Donde: m : Carga a aliviar ft3/hr ρ: Densidad en lb/pie³. A. Tanque de propano 3 3 m V2 8.462,15 ft / hr 0,1460lb / ft 1.235,47 lb/hr B. Tanque de nbutano 3 3 m V2 15.612,64 ft / hr 0.1688lb / ft 2635,41 lb/hr C. Tanque de isobutano 3 3 m V2 13.011,20 ft / hr 0,1842lb / ft 2.396,66 lb/hr 5.5.7. Enfriamiento de líneas en el proceso de carga a buques Antes de iniciar el proceso de carga de productos a buques se realiza el enfriamiento de la línea de carga empleando como fluido de enfriamiento el producto a despachar. Este consiste en acondicionar la línea de carga, que inicialmente se encuentra a temperatura ambiente (aproximadamente 105 °F), hasta alcanzar la temperatura de almacenamiento del producto a despachar, descargando por medio de las bombas de despacho un caudal de 2.800 GPM a una presión de 200 psig, a través de una tubería de 14” de diámetro y 18000 pies de longitud y retornando a los tanques a través de una tubería de 8” de diámetro e igual longitud. La presión y temperatura de entrada a los tanques es controlada por las válvulas de control ubicadas en el tramo de tuberías del área de almacenamiento. Durante este proceso se genera la vaporización del fluido de enfriamiento, debido a la transferencia de calor y/o a la expansión producida en la válvula de control. Estos vapores, conjuntamente con el vapor libre que se encuentra en la tubería antes del inicio del proceso, incrementan la presión dentro de los tanques, por lo cual deben ser enviados hacia los compresores de recuperación de propano, hacia el quemador vertical y/o venteados a la atmósfera. Adicionalmente, se generan vapores debido al aumento de nivel en los tanques, la vaporización del contenido de los tanques por el intercambio de calor con el medio ambiente (Boil-Off), y la acumulación de vapores que acompañan al líquido alimentado. Cálculo de la tasa de calor a ser removido durante el enfriamiento de línea: Para determinar el calor a ser removido por el enfriamiento de líneas se tomó como base los cálculos efectuados para el proceso de carga de propano en el Manual de Control de Procesos de Diseño de la instalación. La línea de carga de propano se requiere acondicionar a –51 °F, la línea de carga de Butanos a 26 ° F y la línea de carga de Isobutano a -15°F. La fórmula para obtener la tasa de calor a través del fluido es: Q = m*(H2-H1) ; Donde: Q: Tasa de Calor Btu. m: Flujo de enfriamiento Lbm/hr H2: Entalpía a la temperatura ambiente de la línea (° F); H1: Entalpía a la temperatura que se requiere enfriar la línea (° F). Para estimar las entalpías se aplicó el procedimiento descrito en las normas de la GPSA (1998) Capitulo 24. La fórmula empleada para obtener la tasa de calor a través del material de la tubería (acero) es: Q = m*Cp*(T2-T1) La fórmula para obtener la tasa de calor a través del aislante (fibra de vidrio) es: Q = m*Cp*(T2-T1)/2 Entonces, las tasas de calor requeridas son de 40.186.362,79 Btu para el propano, 27.100.877,02 Btu para el Butano y de 41.091.001,84 Btu para el Isobutano. Cálculo del flujo requerido para el enfriamiento de línea y flujo generado por vaporización: En primer lugar se determina la masa del fluido requerida para retirar el calor calculado. M Q (H 2 H1 ) Donde: M: Masa (lb); Q: Calor removido (Btu); H2: Entalpía a la temperatura ambiente de la línea y 1 atm (Btu/lb); H1: Entalpía a la temperatura que se requiere enfriar la línea y 1 atm (Btu/lb). Entonces: M PROPANO 40.186.361,66 Btu = 690.962,20 lb 158,77 Btu / lb 100,61Btu / lb M BUTANO 27.100.877,02 Btu = 816.328,36 lb 157,60Btu / lb 124,41Btu / lb M I BUTANO 41.091.001,84 Btu =944.772,87 lb 148,99Btu / lb 105,49Btu / lb Luego se determina la masa de vapor generada para retirar el calor calculado. M propanovapor 40.186.361,66 Btu =216.171,93 lb 185,9 Btu / lb M bu tan ovapor 27.100.877,02 Btu =170.553,033 lb 158,9 Btu / lb M isobutan o vapor 41.091.001,84 Btu =247.834,75 lb 165,8Btu / lb A. Enfriamiento con propano producto El flujo requerido para efectuar el enfriamiento de las líneas a la temperatura deseada depende del tiempo que se emplee para realizar dicho enfriamiento. La tasa de flujo de enfriamiento de propano producto y la masa de vapor generada a diversos tiempos de enfriamiento se muestra en la Tabla 18. B. Enfriamiento con butano producto El flujo requerido para efectuar el enfriamiento de las líneas a la temperatura deseada depende del tiempo que se emplee para realizar dicho enfriamiento. La tasa de flujo de enfriamiento de nbutano producto y la masa de vapor generada a diversos tiempos de enfriamiento se muestra en la Tabla 19. Mientras que la tasa de flujo de enfriamiento de isobutano producto y la masa de vapor generada a diversos tiempos de enfriamiento se muestra en la Tabla 20. Tabla 18. Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de propano. Tiempo de Flujo de Enfriamiento (Hr) Enfriamiento (lb/hr) 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 345.481,10 172.740,55 115.160,37 86.370,28 69.096,22 57.580,18 49.354,44 43.185,14 38.386,79 34.548,11 31.407,37 28.790,09 Caudal de Enfriamiento (GPM) Carga de Vapor Generada (lb/hr) 1.180,97 590,48 393,66 295,24 236,19 196,83 168,71 147,62 131,22 118,10 107,36 98,41 108.085,97 54.042,98 36.028,66 27.021,49 21.617,19 18.014,33 15.440,85 13.510,75 12.009,55 10.808,60 9.826,00 9.007,16 Tabla 19. Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de nbutano. Tiempo de Flujo de Enfriamiento (Hr) Enfriamiento (lb/hr) 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 408.164,18 204.082,09 136.054,73 102.041,05 81.632,84 68.027,36 58.309,17 51.020,52 45.351,58 40.816,42 37.105,83 34.013,68 Caudal de Enfriamiento (GPM) Carga de Vapor Generada (lb/hr) 1.357,83 678,91 452,61 339,46 271,57 226,30 193,98 169,73 150,87 135,78 123,44 113,15 85.276,52 42.638,26 28.425,51 21.319,13 17.055,30 14.212,75 12.182,36 10.659,56 9.475,17 8.527,65 7.752,41 7.106,38 Tabla 20. Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de isobutano. Tiempo de Flujo de Enfriamiento (Hr) Enfriamiento (lb/hr) 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 472.386,44 236.193,22 157.462,15 118.096,61 94.477,29 78.731,07 67.483,78 59.048,30 52.487,38 47.238,64 42.944,22 39.365,54 Caudal de Enfriamiento (GPM) Carga de Vapor Generada (lb/hr) 1.571,47 785,74 523,82 392,87 314,29 261,91 224,50 196,43 174,61 157,15 142,86 130,96 123.917,38 61.958,69 41.305,79 30.979,34 24.783,48 20.652,90 17.702,48 15.489,67 13.768,60 12.391,74 11.265,22 10.326,45 Carga de vapor total en cada uno de los tanques: La carga de vapor total que se generará durante el proceso de carga de buques se muestra a continuación: Tabla 21. Enfriamiento de líneas-carga total tanque de propano. Aumento de nivel (lb/hr) 218,03 Boill-Off (lb/hr) 3.504 Acumulación en la alimentación (lb/hr) 26.950 Enfriamiento de líneas Carga total (lb/hr) Horas Cargas (lb/hr) 2 108.086,97 134.409 4 54.042,98 80.365 6 36.028,66 62.351 8 27.021,49 53.344 10 21.617,19 47.939 12 18.014,33 44.336 14 15.440,85 41.763 16 13.510,75 39.833 18 12.009,55 38.332 20 10.808,60 37.131 22 9.826 36.148 24 9.007 35.329 Tabla 22. Enfriamiento de líneas-carga total tanque de nbutano. Aumento de nivel (lb/hr) 222,29 Boill-Off (lb/hr) 2.561,47 Acumulación en la alimentación (lb/hr) 0 Enfriamiento de líneas Carga total (lb/hr) Horas Cargas (lb/hr) 2 85.276,52 88.060 4 42.638,26 45.422 6 28.425,51 31.209 8 21.319,13 24.103 10 17.055,30 19.839 12 14.212,75 16.997 14 12.182,36 14.966 16 10.659,56 13.443 18 9.475,17 12.259 20 8.527,65 11.311 22 7.752 10.536 24 7.106 9.890 Tabla 23. Enfriamiento de líneas-carga total tanque de isobutano. Aumento de nivel (lb/hr) 256,52 Boill-Off (lb/hr) 1.926,21 Acumulación en la alimentación (lb/hr) 0 Enfriamiento de líneas Carga total (lb/hr) Horas Cargas (lb/hr) 2 123.917,38 126.100 4 61.958,69 64.141 6 41.305,79 43.489 8 30.979,34 33.162 10 24.783,48 26.966 12 20.652,90 22.836 14 17.702,48 19.885 16 15.489,67 17.672 18 13.768,60 15.951 20 12.391,22 14.574 22 11.265 13.448 24 10.326 12.509 5.5.8. Análisis e interpretación de resultados En la tabla 24 se listan las cargas de vapor obtenidas en los tanques de almacenamiento bajo cada una de las contingencias. Tabla 24. Resumen cargas de alivios generadas. Contingencia Falla eléctrica Falla bombas recirculación Propano Falla bombas recirculación nButano Falla bombas recirculación isoButano Fuego Tanque Carga (lb/hr.) Presión de Alivio (pulg. de H2O) Propano 17.460,85 13 -47.56 nButano 2.754,51 13 31,7 isoButano 2.024,48 20 11,43 Propano 27.212,63 13 -50,02 nButano 2.783,76 13 30,93 isoButano 2.182,73 20 9,64 Propano 26.840,43 13 -50,06 nButano 2.783,76 13 30,33 isoButano 2.182,73 20 9,705 Propano 26.520 13 -50,06 nButano 2.754,51 13 30,93 isoButano 2.182,73 20 11,2 Propano 1.235,47 13 -43,01 nButano 2.635,41 13 30,52 isoButano 2.396,66 20 10,33 Propano 17.482,03 13 -46,54 Temperatura (°F) Falla del compresor de recuperación de vapores de Propano nButano 2.783,76 13 30,93 isoButano 2.182,73 20 9,7 Enfriamiento de Propano 9.007-108.086 13 -43,01 Contingencia Tanque Carga (lb/hr.) Presión de Alivio (pulg. de H2O) la línea de carga a buques nButano 7.106-85.277 13 30,52 isoButano 10.326-123.917 20 10,33 Temperatura (°F) Las composiciones de los vapores aliviados se muestran en la tabla 25: Tabla 25. Resumen composición de vapores alivio. Falla eléctrica - Falla Compresor Falla Bombas de Recirculación Propano, Nbutano y Isobutano (% molar) Composición (% molar) Tanque C3 Tanque nC4 Tanque iC4 Tanque C3 Tanque nC4 Tanque iC4 Etano 10,41 0 0 10,43 0 0 Propano 89,21 0 8,75 89,19 0 8,76 n-Butano 0,0345 94,39 4,33 0,034 94,39 4,34 i-Butano 0.35 5,53 86,92 0,35 5,52 86,91 n- Pentano 0 0.0125 0 0 0.013 0 i-Pentano 0 0,0743 0 0 0,074 0 En la tabla 26 se muestran las cargas de vapor a ser aliviadas a través de las válvulas de seguridad y las válvulas de control de presión, así como las cargas manejadas por los compresores, basándose en las siguientes capacidades de diseño: El tanque de propano cuenta con una válvula de control con una capacidad de 27.400 lb/hr y tres válvulas de alivio con una capacidad de 19.300 lb/hr cada una. El tanque nbutano cuenta con una válvula de control con una capacidad de 14.500 lb/hr y dos válvulas de alivio de 13.700 lb/hr cada una. El tanque de isobutano cuenta con una válvula de control con una capacidad de 14.500 lb/hr y dos válvulas de alivio de 6.259 lb/hr cada una. Tabla 26. Cargas de alivio manejadas por los compresores y los dispositivos de seguridad. Contingencia Falla eléctrica Falla bombas recirculación Propano Falla bombas recirculación nButano Falla bombas recirculación isoButano Fuego Equipo Carga Manejada Compresores (lb/hr) Carga al cabezal principal Válvulas de Control de Presión ( lb/hr) Propano 17.460,85 nButano 2.754,51 isoButano 2.024,48 Propano 27.212,63 nButano 2.783,76 isoButano 2.182,73 Propano 26.840,43 nButano 2.783,76 isoButano 2.182,73 Propano 26.520 nButano 2.754,51 isoButano 2.182,73 Propano nButano 2.137,40 4.261,40 Carga a la atmósfera Válvulas de venteo (lb/hr) Contingencia Falla del compresor de recuperación de vapores de Propano Enfriamiento de la línea de carga a buques (PROPANO) Equipo Carga Manejada Compresores (lb/hr) Carga al cabezal principal Válvulas de Control de Presión ( lb/hr) isoButano 3.994,44 Propano 17.482,03 nButano 2.783,76 isoButano 2.182,73 2 HR 58.000 27.400 4 HR 58.000 22.365 6 HR 58.000 4.351 8 HR 53.344 10 HR 47.939 12 HR 44.336 14 HR 41.763 16 HR 39.833 18 HR 38.332 20 HR 37.131 22 HR 36.148 24 HR 35.329 Carga a la atmósfera Válvulas de venteo (lb/hr) 49.009 2 HR 14.500 27.400 4 HR 14.500 27.400 Enfriamiento de la línea de carga a buques 6 HR 14.500 16.709 8 HR 14.500 9.603 (NBUTANO) 10 HR 14.500 5.339 12 HR 14.500 2.497 14 HR 14.500 466 Contingencia Enfriamiento de la línea de carga a buques (IBUTANO) Equipo Carga Manejada Compresores (lb/hr) Carga al cabezal principal Válvulas de Control de Presión ( lb/hr) Carga a la atmósfera Válvulas de venteo (lb/hr) 16 HR 13.443 18 HR 12.259 20 HR 11.311 22 HR 10.536 24 HR 9.890 2 HR 14.500 12.518 4 HR 14.500 12.518 6 HR 14.500 12.518 8 HR 14.500 12.518 10 HR 14.500 12.466 12 HR 14.500 8.336 14 HR 14.500 5.385 16 HR 14.500 3.172 18 HR 14.500 1.451 20 HR 14.500 74 22 HR 13.448 24 HR 12.509 Se observa que durante la ocurrencia de: Falla eléctrica y falla en los compresores: las cargas de alivio generadas deben ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio) Falla de las bombas de recirculación de propano, nbutano e isobutano: las cargas de alivio generadas en el tanque de propano puede ser manejada por los compresores de recuperación de vapores de propano, mientras que las cargas de alivio generadas en los tanques de nbutano e isobutano deben ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio) Fuego: si ocurre un incendio en el área del tanque de propano los vapores generados serán manejados por el compresor, mientras que durante la ocurrencia de un incendio en el área de los tanques de nbutano e isobutano las cargas de alivio generadas deben ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio) Enfriamiento de líneas con propano: con tiempos de enfriamiento mayores a 8 horas los vapores serán manejados por los compresores, en intervalos de tiempo de 2 a 8 horas las cargas adicionales de alivio generadas deben ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio), y tiempos menores de 2 horas se activan las válvulas de venteo que descargan a la atmósfera. Enfriamiento de líneas con nbutano: las cargas de alivio generadas con tiempos de enfriamiento mayores a 16 horas pueden ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio), notándose que a tiempos de enfriamiento inferiores a 4 horas los dispositivos de alivio de presión no están en capacidad de manejar todo el vapor generado (ver tabla 19).Mientras que en intervalos de 6 a 14 horas las cargas adicionales de alivio generadas pueden ser desalojadas a la atmósfera mediante la activación de las válvulas de venteo. Enfriamiento de líneas con isobutano: las cargas de alivio generadas con tiempos de enfriamiento mayores a 20 horas pueden ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio), notándose que a tiempos de enfriamiento inferiores a 10 horas los dispositivos de alivio de presión no están en capacidad de manejar todo el vapor generado (ver tabla 20). Mientras que en intervalos de 10 a 20 horas las cargas adicionales de alivio generadas pueden ser desalojadas a la atmósfera mediante la activación de las válvulas de venteo. Tabla 27. Resumen cargas de alivio a ser manejadas por el mechurrio. Carga Total (lb/h) Contingencia Falla eléctrica 22.239,84 Falla bombas de recirculación de propano 4.966,49 Falla bombas de recirculación de nbutano 4.966,49 Falla bombas isobutano 4.937,24 de recirculación de Fuego 8.255,84 Falla del compresor 22.448,52 Enfriamiento de la línea buques Tanque de Propano de carga a Enfriamiento de la línea buques Tanque de nButano de carga a Enfriamiento de la línea de buques Tanque de Isobutano carga a 27.400 14.500 14.500 5.6. 5.6.1. Dimensionamiento del Sistema Transporte de Carga de Alivio Las cargas de alivio empleadas para la evaluación hidráulica se tomaron de la simulación del proceso y se muestran en la tabla 28, así como las condiciones de operación y caracterización obtenida para cada uno de los casos empleados. La evaluación se efectuó fijando una presión de 0,2 psig en la base del mechero, según consultas efectuadas a proveedores de mechurrios para alivio a baja presión, y calculando la contrapresión hasta los tanques a través del mechero, despojador de líquidos, cabezal de alivio, y las línea que conectan a los tanques a dicho cabezal, fijando los caudales en cada uno de los tanques según la carga y temperatura presentada en la tabla 28. Para calcular el diámetro de las líneas y el cabezal de alivio se deben mantener bajas las pérdidas por fricción, de tal forma que se garantice que la contrapresión ejercida sobre las válvulas reguladoras de presión de los tanques sea menor que la presión de ajuste de las mismas, asegurando de esta forma el libre flujo de los gases/vapores hacia el mechero. La ruta de las tuberías propuesta para el nuevo cabezal de alivio y venteo corresponde a la mostrada en el anexo 1. (Ver representación en la figura 21) La temperatura de alivio fijada fue la temperatura de burbujeo de la corriente de entrada al tanque. (API 2000), mientras que las presiones constituyen las presiones de alivio de cada tanque. La evaluación hidráulica se efectúo en función de las cargas obtenidas para las contingencias falla del compresor y enfriamiento de líneas previo al proceso de carga y descarga a buques, ya que son las contingencias que generan las mayores cargas conjuntas e individuales respectivamente. 5.6.2. Dimensionamiento de los cabezales de alivio El dimensionamiento del diámetro de las líneas de alivio y del cabezal principal se efectúo de tal forma que pueda manejar la tasa de flujo máxima a través de ellas, a la presión de alivio, fijando al final de la línea (base del mechurrio) una presión cercana a la atmosférica 0,2 psig. Para el diseño del sistema de alivio se aplicó la siguiente metodología de cálculo: Primero se evaluaron las líneas de alivio fijando la máxima capacidad de flujo de las válvulas de control instaladas por diseño (las cuales cumplen con los requerimientos de alivio), evaluando las contrapresiones generadas durante la ocurrencia de esta eventualidad, para lo cual se partió de tamaños supuestos de líneas, haciendo ensayos variando los diámetros del cabezal principal y de las líneas de alivio, hasta que obtener contrapresiones menores en un 10% a la presión de ajuste de las válvulas de control. Tabla 28. Resumen condiciones de alivio hacia el mechurrio. PRESIÓN DE ALIVIO (PSIG) TEMP. (°F) 10,410 89,209 0,346 0,035 0,000 0,000 0,469 -42,02 42,69 1,47 4,308E+05 0,000 0,000 5,525 94,388 0,074 0,013 0,469 32,45 58,13 2,01 2.024,48 3,235E+05 0,000 8,754 86,916 4,330 0,000 0,000 0,722 13,94 56,90 1,96 0,00 0,000E+00 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,00 0,00 2.783,76 4,354E+05 0,000 0,000 5,525 94,388 0,074 0,013 0,469 32,45 58,13 2,01 2.182,73 3,495E+05 0,000 9,654 86,240 4,106 0,000 0,000 0,722 13,98 56,77 1,96 0,00 0,000E+00 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 -43,31 0,00 2.783,76 4,354E+05 0,000 0,000 5,597 94,318 0,073 0,012 0,469 32,45 58,13 2,01 2.182,73 3,488E+05 0,000 8,754 86,916 4,333 0,000 0,000 0,722 13,94 56,90 1,96 FLUJO (PCND) COMPOSICIÓN (% MOLAR) PROPANO 17.460,85 3,718E+06 N-BUTANO 2.754,51 I-BUTANO Falla de Bomba PROPANO Recirculación de N-BUTANO Propano I-BUTANO CONTINGENCIA TANQUE CARGA (LB/H) C2 Falla Electrica Falla de Bomba PROPANO Recirculación de N-BUTANO nButano I-BUTANO C3 I-C4 N-C4 I-C5 N-C5 PM g 0,00 0,00 Falla de Bomba PROPANO Recirculación de N-BUTANO iButano I-BUTANO 0,00 0,000E+00 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 -43,33 0,00 2.754,51 4,308E+05 0,000 0,000 5,525 94,388 0,074 0,013 0,469 32,45 58,13 2,01 2.182,73 3,495E+05 0,000 9,654 86,240 4,106 0,000 0,000 0,722 13,98 56,77 1,96 PROPANO 1.235,47 2,708E+05 18,985 80,719 0,270 0,026 0,000 0,000 0,469 -43,33 41,48 1,43 N-BUTANO 2.635,41 4,122E+05 0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012 0,469 32,45 58,13 2,01 I-BUTANO 2.396,66 3,841E+05 0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000 0,722 13,94 56,73 1,96 PROPANO 17.482,03 3,723E+06 10,424 89,194 0,347 0,034 0,000 0,000 0,469 -46,06 42,69 1,47 N-BUTANO 2.783,76 4,354E+05 0,000 0,000 5,524 94,390 0,074 0,013 0,469 31,97 58,13 2,01 I-BUTANO 2.182,73 3,488E+05 0,000 8,745 86,917 4,339 0,000 0,000 0,722 11,45 56,90 1,96 Enfriamiento de PROPANO 27.400,00 Lineas de Carga N-BUTANO 2.561,47 Propano I-BUTANO 1.926,21 6,006E+06 18,985 80,719 0,270 0,026 0,000 0,000 0,469 -43,33 41,48 1,43 4,006E+05 0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012 0,469 32,45 58,13 2,01 3,087E+05 0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000 0,722 13,94 56,73 1,96 0,000E+00 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,00 0,00 2,268E+06 0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012 0,469 32,45 58,13 2,01 3,087E+05 0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000 0,722 13,94 56,73 1,96 0,000E+00 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,00 0,00 4,006E+05 0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012 0,469 32,45 58,13 2,01 2,324E+06 0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000 0,722 13,94 56,73 1,96 Fuego Falla del Compresor 0,00 Enfriamiento de PROPANO Lineas de Carga N-BUTANO 14.500,00 nButano I-BUTANO 1.926,21 0,00 Enfriamiento de PROPANO Lineas de Carga N-BUTANO 2.561,47 iButano I-BUTANO 14.500,00 0,00 0,00 0,00 M nB iB P Mechurrio PVCPVC-nC4 PVCPVC-C3 PVCPVC-iC4 nB* iB* P* KOD TANQUE TANQUE TANQUE nBUTANO iBUTANO PROPANO Figura 21. Esquema para dimensionamiento del tamaño del cabezal de alivio Posteriormente, se procedió a evaluar las líneas de alivio y el cabezal de venteo para los casos en los cuales se generan cargas de alivio como consecuencia del proceso de enfriamiento de las líneas de carga de buques y falla de los compresores, las cuales constituyen las máximas cargas de alivio individuales y conjuntas. 5.6.2.1. Análisis e interpretación de resultados. En las siguientes tablas se muestran los resultados obtenidos para los distintos ensayos empleando la ecuación de Weymouth. Cargas Máximas de Alivio al Cabezal Principal ENSAYO 1: El primer ensayo se efectúo colocando todos los cabezales secundario de alivio, tramos nB*-nB, iB*-iB y P*-P, con un diámetro de 12 pulgadas y el cabezal principal, tramos nB-iB, iB-P y P-M, con un diámetro de 20 pulgadas, obteniéndose los resultados que se muestran en la tabla 29. Como se puede observar las contrapresiones en los tanques propano y nbutano exceden la presión de ajuste de la válvula de control, por tanto se requiere ensayar con otros diámetros. Tabla 29. Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Weymouth. PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 19,25 0,125 6,87 14,930 229,776 222,905 15,158 56.400,000 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 19,25 0,122 1,39 15,158 231,162 229,776 15,204 29.000,000 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 19,25 0,052 0,16 15,204 231,321 231,162 15,209 14.500,000 P*-P 6.005.758,42 1,43 416,67 12 0,075 11,95 15,158 241,726 229,776 15,548 15,199 0,818 0,469 0,4221 27.400,000 iB*-iB 2.323.721,70 1,96 492,45 12 0,046 1,79 15,204 232,950 231,162 15,263 15,452 0,533 0,722 0,6498 14.500,000 nB*-nB 2.267.810,78 2,01 492,45 12 0,057 2,17 15,209 233,490 231,321 15,280 15,199 0,550 0,469 0,4221 14.500,000 P1^2 P2^2 Flujo (lbm/h) ENSAYO 2: El segundo ensayo se efectúo manteniendo todos los cabezales secundario de alivio, tramos nB*-nB, iB*-iB y P*-P, con un diámetro de 12 pulgadas y el cabezal principal, tramos nB-iB, iB-P y P-M, con un diámetro de 24 pulgadas, obteniéndose los resultados que se muestran en la tabla 30. Tabla 30. Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Weymouth. TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) DI Longitud P1^2-P2^2 (pulg) (millas) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 23,5 0,125 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 23,5 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 P*-P 6.005.758,42 1,43 iB*-iB 2.323.721,70 nB*-nB 2.267.810,78 PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) P2 (psia) P1^2 2,37 14,930 225,276 222,905 15,009 0,122 0,48 15,009 225,754 225,276 15,025 23,5 0,052 0,05 15,025 225,809 225,754 15,027 416,67 12 0,075 11,95 15,009 237,226 225,276 15,402 15,199 0,672 0,469 0,4221 1,96 492,45 12 0,046 1,79 15,025 227,541 225,754 15,084 15,452 0,354 0,722 0,6498 2,01 492,45 12 0,057 2,17 15,027 227,978 225,809 15,099 15,199 0,369 0,469 0,4221 P2^2 Como se puede observar la contrapresión en el tanque de propano aún excede la presión de ajuste de la válvula de control, por tanto se requiere ensayar con otros diámetros. ENSAYO 3: El tercer ensayo se efectúo manteniendo los cabezales secundario de alivio, tramos nB*-nB, iB*-iB, con un diámetro de 12 pulgadas, mientras que el tramo P*-P se aumenta a un diámetro de 16 pulgadas, y el cabezal principal, tramos nB-iB, iB-P y P-M, se mantiene con un diámetro de 24 pulgadas, obteniéndose los resultados que se muestran en la tabla 31. Tabla 31. Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Weymouth. TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) DI Longitud P1^2-P2^2 (pulg) (millas) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 23,5 0,125 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 23,5 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 P*-P 6.005.758,42 1,43 iB*-iB 2.323.721,70 nB*-nB 2.267.810,78 P1 Palivio P1 (psia) (psia) (psig) PalivioPalivio 10%Palivio (psig) (psig) P2 (psia) P1^2 P2^2 2,37 14,930 225,276 222,905 15,009 0,122 0,48 15,009 225,754 225,276 15,025 23,5 0,052 0,05 15,025 225,809 225,754 15,027 416,67 15,5 0,075 3,05 15,009 228,327 225,276 15,110 15,199 0,380 0,469 0,4221 1,96 492,45 12 0,046 1,79 15,025 227,541 225,754 15,084 15,452 0,354 0,722 0,6498 2,01 492,45 12 0,057 2,17 15,027 227,978 225,809 15,099 15,199 0,369 0,469 0,4221 En función de los resultados obtenidos las contrapresiones están por debajo de las presiones de ajuste de las válvulas de control. Según la norma API 521 las contrapresiones deben estar un 10% por debajo de la presión de ajuste de la válvula. Las contrapresiones en las línea donde se ubican las válvulas de control son de 0.38 psig para el tanque de propano, 0.354 para el tanque de isobutano y 0.369 para el tanque de normal butano, cuyas presiones de ajuste son: 0.469, 0.722 y 0.469 respectivamente. En las siguientes tablas se muestran los resultados obtenidos para los distintos ensayos empleando la ecuación de Panhandle A. Cargas Máximas de Alivio al Cabezal Principal Tabla 32. Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 19,25 0,125 5,96 14,930 228,861 222,905 15,128 56.400,000 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 19,25 0,122 1,32 15,128 230,185 228,861 15,172 29.000,000 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 19,25 0,052 0,17 15,172 230,353 230,185 15,177 14.500,000 P*-P 6.005.758,42 1,43 416,67 12 0,075 9,18 15,128 238,042 228,861 15,429 15,199 0,699 0,469 0,4221 27.400,000 iB*-iB 2.323.721,70 1,96 492,45 12 0,046 1,51 15,172 231,690 230,185 15,221 15,452 0,491 0,722 0,6498 14.500,000 nB*-nB 2.267.810,78 2,01 492,45 12 0,057 1,83 15,177 232,180 230,353 15,237 15,199 0,507 0,469 0,4221 14.500,000 P1^2 P2^2 Flujo (lbm/h) Tabla 33. Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 23,5 0,125 2,26 14,930 225,166 222,905 15,006 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 23,5 0,122 0,50 15,006 225,668 225,166 15,022 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 23,5 0,052 0,06 15,022 225,732 225,668 15,024 P*-P 6.005.758,42 1,43 416,67 12 0,075 9,18 15,006 234,347 225,166 15,308 15,199 0,578 0,469 0,4221 iB*-iB 2.323.721,70 1,96 492,45 12 0,046 1,51 15,022 227,174 225,668 15,072 15,452 0,342 0,722 0,6498 nB*-nB 2.267.810,78 2,01 492,45 12 0,057 1,83 15,024 227,559 225,732 15,085 15,199 0,355 0,469 0,4221 P1^2 P2^2 Tabla 34. Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 23,5 0,125 2,26 14,930 225,166 222,905 15,006 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 23,5 0,122 0,50 15,006 225,668 225,166 15,022 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 23,5 0,052 0,06 15,022 225,732 225,668 15,024 P*-P 6.005.758,42 1,43 416,67 15,5 0,075 2,65 15,006 227,815 225,166 15,094 15,199 0,364 0,469 0,4221 iB*-iB 2.323.721,70 1,96 492,45 12 0,046 1,51 15,022 227,174 225,668 15,072 15,452 0,342 0,722 0,6498 nB*-nB 2.267.810,78 2,01 492,45 12 0,057 1,83 15,024 227,559 225,732 15,085 15,199 0,355 0,469 0,4221 P1^2 P2^2 Como podemos observar los valores de contrapresión obtenidos con la ecuación de Panhandle A para los distintos ensayos son menores que los determinados empleando la ecuación de Weymouth, aunque se obtiene el mismo dimensionamiento para todos los cabezales de alivio. Por tanto, se podría decir que ambas ecuaciones pueden ser empleadas, aunque la ecuación de Panhandle A es la que mejor se ajusta para estos sistemas, ya que se han utilizado grandes diámetros y los gases a ser aliviados contiene componentes pesados. Adicionalmente, en vista de que el tanque de isobutano maneja un presión de ajuste mayor a la de los otros dos tanques (0.722 psig contra 0.469 psig) se efectúo un cuarto ensayo empleando la ecuación de Panhandle A, donde se redujo el diámetro del tramo iB*-iB de 12 a 10 pulgadas. En la tabla 35 se puede apreciar que los valores de contrapresión obtenidos están dentro de los límites requeridos. Tabla 35. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 10.597.290,91 1,67 487,28 23,5 0,125 2,26 14,930 225,166 222,905 15,006 iB-P 4.591.532,49 1,98 454,56 23,5 0,122 0,50 15,006 225,668 225,166 15,022 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 23,5 0,052 0,06 15,022 225,732 225,668 15,024 P*-P 6.005.758,42 1,43 416,67 15,5 0,075 2,65 15,006 227,815 225,166 15,094 15,199 0,364 0,469 0,4221 iB*-iB 2.323.721,70 1,96 492,45 10 0,046 3,65 15,022 229,317 225,668 15,143 15,452 0,413 0,722 0,6498 nB*-nB 2.267.810,78 2,01 492,45 12 0,057 1,83 15,024 227,559 225,732 15,085 15,199 0,355 0,469 0,4221 P1^2 P2^2 P1 (psia) PalivioPalivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Partiendo del arreglo determinado en el ensayo 4 se procede a evaluar los eventos que generan mayores cargas de alivio hacia el mechurrio. Los resultados se muestran en las siguientes tablas: Enfriamiento de Líneas Previo al Proceso de Embarque de Buques Tabla 36. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de propano - Panhandle A. DI Longitud P1^2-P2^2 (pulg) (millas) P2 (psia) Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 6.715.062,23 1,49 482,653 23,5 0,125 0,87 14,930 223,777 222,905 14,959 31.887,680 iB-P 709.303,81 1,99 445,305 23,5 0,122 0,02 14,959 223,792 223,777 14,960 4.487,680 nB-iB 400.615,81 2,01 492,45 23,5 0,052 0,00 14,960 223,795 223,792 14,960 2.561,470 P*-P 6.005.758,42 1,43 416,67 15,5 0,075 2,65 14,959 226,426 223,777 15,047 15,199 0,317 0,469 0,4221 27.400,000 iB*-iB 308.688,00 1,96 473,94 10 0,046 0,08 14,960 223,875 223,792 14,962 15,452 0,232 0,722 0,6498 1.926,210 nB*-nB 400.615,81 2,01 492,45 12 0,057 0,07 14,960 223,868 223,795 14,962 15,199 0,232 0,469 0,4221 2.561,470 P1^2 P2^2 P1 (psia) Palivio (psia) P1 (psig) PalivioPalivio 10%Palivio (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Flujo (lbm/h) Tabla 37. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de nbutano - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 2.576.498,78 2,00 378,49 23,5 0,125 0,15 14,930 223,054 222,905 14,935 16.426,210 iB-P 2.576.498,78 2,00 236,97 23,5 0,122 0,09 14,935 223,144 223,054 14,938 16.426,210 nB-iB 2.267.810,78 2,01 492,45 23,5 0,052 0,06 14,938 223,208 223,144 14,940 14.500,000 P*-P 0,00 0,00 0,00 15,5 0,075 0,00 14,935 223,054 223,054 14,935 15,199 0,205 0,469 0,4221 0,000 iB*-iB 308.688,00 1,96 473,94 10 0,046 0,08 14,938 223,227 223,144 14,941 15,452 0,211 0,722 0,6498 1.926,210 nB*-nB 2.267.810,78 2,01 492,45 12 0,057 1,83 14,940 225,035 223,208 15,001 15,199 0,271 0,469 0,4221 14.500,000 P1^2 P2^2 Flujo (lbm/h) Tabla 38. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de isobutano - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 2.724.337,52 1,97 378,485 23,5 0,125 0,16 14,930 223,067 222,905 14,935 17.061,470 iB-P 2.724.337,52 1,97 236,97 23,5 0,122 0,10 14,935 223,166 223,067 14,939 17.061,470 nB-iB 400.615,81 2,01 492,45 23,5 0,052 0,00 14,939 223,169 223,166 14,939 2.561,470 P*-P 0,00 0,00 0,00 15,5 0,075 0,00 14,935 223,067 223,067 14,935 15,199 0,205 0,469 0,4221 0,000 iB*-iB 2.323.721,70 1,96 473,94 10 0,046 3,51 14,939 226,678 223,166 15,056 15,452 0,326 0,722 0,6498 14.500,000 nB*-nB 400.615,81 2,01 492,45 12 0,057 0,07 14,939 223,242 223,169 14,941 15,199 0,211 0,469 0,4221 2.561,470 P1^2 P2^2 Flujo (lbm/h) Falla de los Compresores de Propano Tabla 39. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – falla del compresor - Panhandle A. DI Longitud P2 P1^2-P2^2 (pulg) (millas) (psia) PalivioP1 Palivio P1 Palivio 10%Palivio (psia) (psia) (psig) (psig) (psig) TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) Gr. Esp. T1 (°R) P-M 4.507.192,41 1,56 481,348 23,5 0,125 0,43 14,930 223,337 222,905 14,944 22.448,520 iB-P 784.137,79 1,99 442,695 23,5 0,122 0,02 14,944 223,356 223,337 14,945 4.966,490 nB-iB 435.381,41 2,01 491,97 23,5 0,052 0,00 14,945 223,359 223,356 14,945 2.783,755 P*-P 3.723.054,63 1,47 413,94 15,5 0,075 1,11 14,944 224,449 223,337 14,982 15,199 0,252 0,469 0,4221 17.482,030 iB*-iB 348.756,37 1,96 471,45 10 0,046 0,10 14,945 223,460 223,356 14,949 15,452 0,219 0,722 0,6498 2.182,730 nB*-nB 435.381,41 2,01 491,97 12 0,057 0,09 14,945 223,444 223,359 14,948 15,199 0,218 0,469 0,4221 2.783,760 P1^2 P2^2 Flujo (lbm/h) Finalmente, como se puede observar, el arreglo de cabezales de alivio seleccionado en el ensayo 4 permite que las contrapresiones producidas por las contingencias que generan mayores cargas de alivio cumplan con los límites establecidos. 5.6.2.2. Evaluación con simulador Inplant Tabla 40. Contrapresiones cabezales de alivio – máxima. carga-simulador Inplant Panhandle A. Palivio (psig) Palivio10%Palivio (psig) 0,400 0,469 0,4221 10 0,400 0,722 0,6498 12 0,400 0,469 0,4221 TRAMO DE LÍNEA Q (PCND) DI (pulg) P1 (psig) P-M 10.597.290,91 30 0,3 iB-P 4.591.532,49 23,5 0,4 nB-iB 2.267.810,78 23,5 0,4 P*-P 6.005.758,42 15,5 iB*-iB 2.323.721,70 nB*-nB 2.267.810,78 Como se puede observar, empleando el simulador de proceso Inplant, el arreglo de cabezales de alivio seleccionado en el ensayo 4 permite que las contrapresiones producidas por las contingencias que generan mayores cargas de alivio cumplan con los límites establecidos a excepción del tramo P-M, el cual según los resultados obtenidos debería ser de un diámetro de 30 pulgadas. 5.6.3. Dimensionamiento del Mechurrio Los cálculos para determinar la altura del quemador fueron desarrollados tomando en cuenta la intensidad de radiación permisible para áreas con acceso normal de personal establecido por la norma API RP 521 en 2.000Btu/hr- ft2 (5.424 Kcal/hr-m2) para la máxima carga excluyendo la radicación solar. Para determinar la altura del mechurrio se realizó un análisis de radiación usando las ecuaciones presentadas en el capitulo II, a fin de conseguir el radio para el nivel de radiación seguro, con la cual se calcula el calor liberado, velocidad del mechero, la distancia suministrada desde la base del mechero basándose en las consideraciones indicadas en el método de calculo simple de la norma API RP 521. La radiación solar será fijada en un valor de 300 Btu/hr./pie², esto con el fin de adicionarla a los cálculos de radiación asociados al mechero. (Guía PDVSA 90616.1.021, en su sección 15.2) Para conseguir el radio de radiación segura se utilizó la condición de máxima carga de alivio, la que se produce durante el enfriamiento de línea durante la carga a buques. Esta carga es de 56.400 lb/hr, con un peso molecular de 48,38, un factor de compresibilidad igual a 1, una relación de calores específicos de 1,13, con un calor de combustión de 19.830 Btu/lb, una temperatura de 520 °R, y una presión de 14,73 psia. Debido a la ausencia de contaminantes como el H2S, y a que el medio de disposición es un mechero sin humo, no se considera necesario realizar un análisis de dispersión. El nivel de intensidad de radiación para el diseño o estimación de la altura del mechurrio es fijado en 2.000 Btu/hr/pie2, excluyendo la cantidad típica de radiación solar de 300 Btu/hr./pie2, esto suministra un tiempo de escape aproximado de 11 segundos, así como permite que el personal realice actividades de emergencia por un tiempo de hasta un minuto sin protección pero con ropa de seguridad apropiada. La cantidad de energía radiante que alcanza un punto determinado, producto de la combustión de gases de desecho, depende de la distancia a la cual se encuentra de la fuente de llama y de la cantidad de gas. Para la evaluación del mechurrio se consideró: la carga de gas a aliviar; la tolerancia del personal a la energía radiante y la combustión del gas. 5.6.3.1. Cálculo y análisis de resultados Datos de entrada: VARIABLES VALOR Flujo de gas de quema 56.400 lb/hr Calor de combustión 19.830 BTU/lb Peso molecular 48,38 Factor de compresibilidad Z: 1 Velocidad promedio del viento 60KPH : 37,28 MPH Intensidad de radiación 2.000 Btu/hr./pie² Relación de calores específicos 1.13 Distancia entre el área de mayor radiación y el área más segura (radio seguro) 150 pies Temperatura del gas de quema 520 °R Fracción de calor irradiado 0,3 Diámetro de la Boquilla del Mechurrio k Cp Cv MC p MCv MC P 1.13 , Figuras 13-6 y 13-7 GPSA. MC p 1,986 Para un Mach = 0,2 1,702 *10 5 * W d P2 M Z *T 1,702 *10 5 * 56.400 1 * 520 , d kMW 14,73 * 0,2 1,13 * 48.38 d 1 pies 12 pu lg Para un Mach = 0,5 d 1,702 *10 5 * W P2 M Z *T 1,702 *10 5 * 56.400 1 * 520 , d kMW 14,73 * 0.5 1,13 * 48.38 d 0,634 pies 7.61 pu lg Longitud de la Llama L f exp 1,0917 log10 Qr 5, Figura 8 API RP 521 (1997) Qr W f * NHV 56.400 *19.830,00 , Qr 1,12 *10 9 L f exp 1,0917 log 10 (1,12 *109 ) 5 BTU h L f 131,41 pies 40,06m Distorsión de la llama causada por la velocidad del viento Vw velocidad .del .viento Vex velocidad .de.salida.en.la.boquilla .del .mechurrio Vw 60 KPH * 0,911344415281 54,68 pies seg * V pies Vex 2 seg *d 4 Flujo de gas de Quema * V m * R * T 56.400 *10,73 * 520 ft 3 122,66 P * MW 14,73 * 48.38 * 3.600 s Velocidad a la salida de la boquilla del mechurrio Para un Mach = 0,2 Vex 122,66 pies 155,49 2 seg * 1 4 Vw 54,68 0,35 Vex 155,49 Vw Vex tan 1 tan 1 0,3516 0,34 Lf X c 3 131.41 * seno( ) * seno(0,34) 14,6 pies 3 Lf 131.41 Yc * COS ( ) * COS (0,34) 41,3 pies 3 3 Para un Mach = 0,5 Vex 122.66 pies 388,7 2 seg * 0,634 4 Vw 54,68 0,1406 Vex 388,7 Vw Vex tan 1 tan 1 0,1406 0,1397 Lf 131.41 X c * seno( ) * seno(0,1397) 6,10 pies 3 3 Lf Yc 3 131,41 * COS ( ) * COS (0,1397) 43,38 pies 3 Altura del mechurrio Distancia desde el punto medio de la llama hasta el punto u objeto en consideración. R W NHV f 4 * I 1,12 *10 9 * 0,3 115,57 pies 35,23m 4 * 3,14 * 2.000 Primer método, considerando que el centro de la llama se encuentra a 1/3 de su longitud y la altura del mechurrio es la posición vertical más critica debajo del centro de la llama: Para un Mach = 0,2 H s R Yc 115,57 * 41,3 74,25 pies 22,63m Para un Mach = 0,5 H s R Yc 115,57 43,38 72,19 pies 22m Segundo método, considerando que el punto medio de la longitud de la llama es el punto de mayor concentración de radiación: Para un Mach = 0,2 Entrando en la figura 19 obtenemos: y 0,22 y 0,22 *131,41 28,25 pies Lf x 0,94 x 0,94 *131,41 123,53 pies Lf D R 115,57 pies 35,23m Altura del mechurrio H D 1 / 2 * y 115,57 1 / 2 * 28,25 101,44 pies 30,92m Nivel de radiación máximo desde la base del mechurrio se presenta a: X X 1 / 2x 1 / 2 *123,53 61,76 pies 18,83m Para un Mach = 0,5 De la figura 18 obtenemos y 0,38 y 0,38 *131,41 49,94 pies Lf x 0,8 x 0,83 *131,41 109,07 pies Lf D R 115,57 pies 35,23m H D 1 / 2 * y 115,57 1 / 2 * 49,94 90,6 pies 27,62m Nivel de radiación máximo desde la base del mechurrio se presenta a: X X 1 / 2x 1 / 2 *109,07 54,54 pies 16,02m Ahora determinamos la distancia requerida desde la base del mechurrio hasta el límite de propiedad (R) a 140 Btu/hr-pies2 para las alturas obtenidas en el segundo método. R W NHV f 4 * I 1,12 *10 9 * 0,3 436,82 pies 133,14m 4 * 3,14 * 140 Para un Mach = 0,2 H´ H 1 / 2 * y 101,44 1 / 2 * 28,25 115,57 pies 35,23m D 2 R´2 H´2 , D R 436,82 pies R´ 436,82 2 115,57 2 421,25 pies R R´1 / 2 * x 421,25 1 / 2 *123,53 483,02 pies 147,22m Para un Mach = 0,5 De la figura obtenemos H´ H 1 / 2 * y 90,6 1 / 2 * 49,94 115,57 pies 35,23m D 2 R´2 H´2 , D R 436,82 pies R´ 436,82 2 115,57 2 421,25 pies R R´1 / 2 * x 421,25 1 / 2 *109,07 475,79 pies 145,02m Como se puede apreciar la altura mas conservadora es aquella obtenida empleando el segundo método, el cual arrojo un valor de 30,92 m para un Mach de 0,2. De ahí que, se aprecia que la distancia minima que debe considerarse desde la base del mechurrio hasta el limite de propiedad de la instalación es de 147,22 m. CONCLUSIONES 6.1. Referida a las descripción del sistema existente Se identificó que el tanque de propano posee una capacidad para desalojar cargas de alivio de hasta 27.400 lb/hr, mediante una válvula de control de presión y de 57.900 lb/hr, a través de tres válvulas de venteo atmosférico. Se determinó que el tanque de normalbutano tiene una capacidad para desalojar cargas de alivio de hasta 14.500 lb/hr, mediante una válvula de control de presión y de 27.400 lb/hr, a través de dos válvulas de venteo atmosférico. Se detalló que el tanque de isobutano tiene una capacidad para desalojar cargas de alivio de hasta 14.500 lb/hr, mediante una válvula de control de presión y de 12.518 lb/hr, a través de dos válvulas de venteo atmosférico. Se identificó que existen dos compresores de recuperación de vapores de propano, los cuales cuentan con una capacidad por diseño de 58.000 lb/hr (29.000 lb/hr cada uno). Se observó que el proceso de almacenaje de normalbutano e isobutano producto no dispone de un sistema de recuperación de vapores, por lo que los vapores generados como parte del proceso normal no se recuperan sino que se queman diariamente en una fosa destinada para tal fin. Se identificó que la operación del sistema de alivio existente no cumple con lo establecido en el Decreto Nº 638: “NORMAS SOBRE CALIDAD DEL AIRE Y CONTROL DE LA CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA”, ya que la quema constante de gases supera el nivel de opacidad establecido en Ringelmann 1. 6.2. Referida a las contingencias que generan cargas de alivio Se identificaron las contingencias que causan sobrepresión en los equipos de proceso y se cuantificaron las cargas de alivio originadas por cada una de esas contingencias. Se determinó que la contingencia que genera mayor carga de vapor al cabezal de alivio y venteo ocurre durante el proceso de enfriamiento de líneas de carga, previo al proceso de embarque de productos. Así como, que la cantidad de vapores generados depende del tiempo que se emplee para efectuar dicho enfriamiento. Se constató que se requiere durante el proceso de enfriamiento de la línea de carga de propano un tiempo mínimo de 8 horas para garantizar el manejo seguro de los vapores en el tanque a través de los compresores. En base a los resultados obtenidos, se verificó que la capacidad de rango de flujo de las válvulas de control instaladas en cada uno de los tanques de enfriamiento permite aliviar al cabezal los vapores producidos en las contingencias evaluadas. Sin embargo, para el caso de la contingencia del proceso de enfriamiento de líneas de carga, la capacidad de alivio estará sujeta a los tiempos de operación empleados para efectuar dicho enfriamiento. Se determinó que cuando el proceso de enfriamiento de líneas, previo al embarque de producto a buques, se efectúa en tiempos menores a 2 horas para el propano, a 14 horas para n-butanos y a 20 horas para i-butanos, las válvulas de control de presión no están en capacidad de desalojar todos lo vapores generados hacia el mechurrio, originando una sobrepresión en los tanques que activa las válvulas de venteo atmosférico. Se determinó, que cuando el proceso de enfriamiento de líneas de cargas de butano producto, se efectúe en tiempos menores a 6 horas para el para n-butanos y a 10 horas para i-butanos, las válvulas de venteo atmosférico no están en capacidad de expulsar los vapores generados. 127 Se determinó que los diámetros de las válvulas de control de presión existentes en cada uno de los tanques no permiten manejar las tasas máximas de alivio generadas en las contingencias evaluadas. 6.3. Referida al dimensionamiento de los cabezales de alivio Los diámetros de las líneas de alivio quedaron establecidos con la finalidad de cumplir con la norma API RP-521, es decir, que la contrapresión en las válvulas de control de presión sea un 10% menor que la presión de ajuste. De los casos evaluados, el ensayo 4 cumple con los valores de contrapresiones requeridos. De ahí que, el sistema de alivio y venteo que se propone instalar en el área de almacenaje de la instalación evaluada, estará constituido por un cabezal principal de 24 pulgadas de diámetro, tramos secundarios de alivio de 16, 12 y 10 pulgadas de diámetro en los tanques de propano, normalbutano e isobutano respectivamente. Estos vapores serán descargados al cabezal a través de la instalación de nuevas válvulas de control de presión y mantendrán las capacidades de alivio establecidas por diseño, como son: 27.400 lb/hr para el tanque de propano y 14.500 lb/hr para los tanques de butanos. Se constató que la herramienta de cálculo elaborada permite dimensionar los cabezales de sistemas de alivio de una forma sencilla, practica y confiable, por tanto puede ser empleada como alternativa de un programa comercial. 6.4. Referida al dimensionamiento del mechurrio Considerando que el mechurrio debe estar diseñado para manejar la máxima carga de alivio originada por cualquiera de las contingencias que ocurran de manera individual en un equipo o simultánea en varios equipos, 128 se obtuvo que la altura minima del Mechurrio requerida para que el personal de planta pueda realizar actividades de emergencia por varios minutos sin protección pero con ropa de seguridad apropiada, es de 101,44 pies. Se determinó que la distancia segura desde el centro de la base del Mechurrio con respecto al límite de propiedad de la instalación para una intensidad de radiación de 140 Btu/hr-pies2, la cual corresponde al límite de exposición continua del personal, deberá ser igual o mayor que 483 pies. Se identificó que debido a que los equipos pueden tolerar en forma segura niveles de radiación mayores que el personal, usualmente se consideran los niveles personales de radiación junto con el tiempo que tomaría dejar el área, lo que determina, qué tan cerca puede colocarse el mechurrio del equipo. Además de los requerimientos de radiación de calor, se deben considerar los estándares específicos del cliente sobre el espacio mínimo entre el mechurrio y las carreteras, estructuras y equipos. Se constató que la herramienta de cálculo elaborada permite estimar la altura y diámetro de la boquilla del mechurrio de una forma sencilla, practica y confiable, por tanto puede ser empleada como alternativa de un programa comercial. 129 RECOMENDACIONES Conservar la capacidad de flujo de alivio de diseño de las válvulas de control de presión y de las válvulas de venteo asociadas a cada uno de los tanques. Sustituir los diámetros de las válvulas de control de presión según los resultados obtenidos en el dimensionamiento de los cabezales secundarios. Realizar la operación del proceso de enfriamiento de las líneas de carga a buques dentro de los tiempos establecidos. Colocar una bomba que permita manejar las tasas de flujo requeridas, para efectuar el enfriamiento de las líneas de carga en los tiempos indicados. Instalar un sistema de recuperación de vapores para el sistema de almacenaje de butanos. Instalar un mechurrio asistido por aire para quema de gases sin humo. Para dar cumplimiento a la normativa de alivio se recomienda la instalación de un separador gas-líquido (KOD), para retener los líquidos que se formen en caso condensación de las corrientes de vapores desalojadas. En el caso de requerirse desalojar líquidos que pudiera contener el recipiente, se sugiere instalar un calentador con glicol a modo de evaporar el volumen de líquido retenido y que el mismo se envíe como gas de purga con la corriente de tope. En general, se recomienda reemplazar el cabezal existente por el cabezal propuesto (Anexo 1), el cual se diseñó con la finalidad de conseguir contrapresiones inferiores al 10% de las presiones de ajuste de las válvulas de control de presión de los tanques. 130 REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS 1) American Petroleum Institute (API) RP 521 (1997). Guide for Pressure-Relieving and Depressuring Systems, Fourth Edition. 2) American Petroleum Institute (API) STANDARD 537 (2003). Flare Details for General Refinery and Petrochemical Service, First Edition. 3) American Petroleum Institute (API) RP 520 Parte 1 Diseño de Sistemas de Alivio de Presión en Refinerías. Parte 2 Instalación de Sistemas de Alivio de Presión en Refinerías. 4) Fike Ibérica. (2008). [On-line]. Disponible en: http://www.hotfrog.es/Empresas/Fike-Iberica/Diseno-de-sistemas-dealivio-de-presion-5071 [Consulta: 2009 Abril 05] 5) Gas Processors Suppliers Association (GPSA) (1998). Engineering Data Book, Eleventh Edition — FPS 6) Guía de Ingeniería PDVSA 90616.1.022 (1990a). Sistemas de Alivio, Revisión 0. 7) Guía de Ingeniería PDVSA 90616.1.024 (1990b). “Determinación de Tamaño de Línea de Proceso” 8) Guía de Ingeniería PDVSA 90616.1.021 (1990c). “Sistemas de Mechurrios”, Revisión 0. 9) Jenkins, J.H., Kelley, P.E., Cobb, C.B. (1977). “Diseño para un Mejor Alivio y Seguridad”, Hydrocarbon Processing 10) John Zink (2005) Charla Básica sobre Sistemas de Alivio [CD-ROM] 11) Klooster, H.J., et al, (1975). “Optimizando el Diseño de Sistemas de Alivio y Mechurrio”, Chem. Eng. Proc., Vol. 71, N°1, p. 39–43 12) Manual de Diseño de Ingeniería PDVSA (1997a). Principios Básicos, Revisión 1. MDP–08–SA–01 13) Manual de Diseño de Ingeniería PDVSA (1997b). Introducción, Revisión 1. MDP–08–SG–01 131 14) National Fire Protection Association 59A (2001), Estándar para la Producción, Almacenamiento y Manejo de Gas Natural Licuado (GNL). 15) Sampieri, Fernández y Baptista (2006) Metodología de la Investigación, Cuarta Edición. 16) Simon, H., y Thomson, S.J. (1972). “Optimización de Sistemas de Alivio”, Chem. Eng. Prog., Vol. 68, N° 5, p.52–58 129 ANEXO 1 ARREGLO DE CABEZALES SISTEMA DE ALIVIO PROPUESTO 130 130 131 ANEXO 2 TRANSFERENCIA DE CALOR AL MEDIO AMBIENTE (BOIL-OFF) Ganancia de calor con el ambiente A continuación se indica el procedimiento utilizado para el cálculo del calor que ganan los tanques como consecuencia de la transferencia con el medio ambiente que los rodea. Determinar las perdidas de calor es un procedimiento que no arroja resultados precisos del verdadero valor del flujo de calor ocasionado por las perdidas, aunado a la estratificación de temperaturas que existe en los tanques, por lo tanto los valores calculados aquí se compararan con los arrojados por la simulación la cual asume las temperaturas internas de cada tanque y toma en cuenta la limitación de los intercambiadores que mantienen las temperaturas en los tanques para ver si el valor de las perdidas calculadas es preciso o no. Ganancia de Calor con el ambiente (tanque de propano) 106 ºF -51 ºF HR. = 105,8 pies D = 135 pies Área de Pared = x D x HR. Área de Pared = x 135 pies x 105,8 pies Área de Pared = 44871.47 pies2 Calor Transferido k Área pared T t 132 Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante (foam glass) = 0,036 Btu pie / hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies T = Gradiente de temperatura en °F Calor Transferido 0.036 Btu/hr. pie F 44871.47 pie² 106 F 51 F 0.583 pies Calor Transferido = 435014.67 Btu/hr Área de Techo = ( x D2) / 4 Área de Techo = ( x (135 pies)2) / 4 Área de Techo = 14313.92 pies2 Calor Transferido k Área techo T t Donde: k= 0,020223 Coeficiente de transferencia de calor del aislante (fiberglass) = Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Calor Transferido 0,020223 Btu/hr. pie F 14313.92 pie² 106 F 51 F 0,667 pies Calor Transferido = 68136.21 Btu/hr Área de Piso = ( x D2) / 4 Área de Piso = ( x (135 pies)2) / 4 Área de Piso = 14313.92 pies2 133 Calor Transferido k Área suelo T t Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante = 0,036 Btu pie / hr. pies2 ºF. Valor tomado de la tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Temperatura del suelo = 77 ºF aprox. Calor Transferido 0,036 Btu/hr. pie F 14313.21 pie² 77 F 51 F 0,5 pies Calor Transferido = 131910.54 Btu/hr Calor Transferido Total = Calor de pared + Calor de Techo + Calor de Piso Calor Transferido Total = 435014.37 Btu/hr. + 68136.21 Btu/hr. + 131910.54 Btu/hr. Calor Transferido Total = 645.061,12 Btu/hr Ganancia de Calor con el ambiente (Tanque nbutano) 26 ºF 106 ºF HR.= 106.1 pies D = 111 pies Área de Pared = x D x HR. Área de Pared = x 111 pies x 106,1 pies 134 Área de Pared = 36.998,85 pies2 Calor Transferido k Área pared T t Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante (foam glass) = 0,036 Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Calor Transferido 0,036 Btu/hr. pie F 36.998,85 pie² 106 F 26 F 0,33 pies Calor Transferido = 322.899,06 Btu/hr Área de Techo = ( x D²) / 4 Área de Techo = ( x (111 pies)2) / 4 Área de Techo = 9.676,89 pies2 Calor Transferido k Área techo T t Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante (fiberglass)= 0,020223 Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la tabla 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Calor Transferido 0,020223 Btu/hr. pie F 9.676,89 pie² 106 F 26 F 0,33 pies Calor Transferido = 47.441,4 Btu/hr Área de Piso = ( x D2) / 4 Área de Piso = ( x (111 pies)2) / 4 135 Área de Piso = 9.676,89 pies2 Calor Transferido k Área suelo T t Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante = 0,036 Btu pie / hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Temperatura del suelo = 77 ºF aprox. Calor Transferido 0,036 Btu/hr. pie F 9.676,89 pie² 77 F 26 F 0,33 pies Calor Transferido = 53.838,7 Btu/hr Calor Transferido Total = Calor de pared + Calor de Techo + Calor de Piso Calor Transferido Total = 322.899,6 Btu/hr. + 47.441,4 Btu/hr. + 53.838,7 Btu/hr. Calor Transferido Total = 424.179,7 Btu/hr Ganancia de Calor con el ambiente (Tanque Isobutano) 106 ºF -15 ºF HR. = 67,83 pies 110,9 pies Área de Pared = x D x HR. 136 Área de Pared = x 110,9 pies x 67,83 pies Área de Pared = 23.632,15 pies2 Calor Transferido k Área pared T t Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante (foam glass) = 0,036 Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Calor Transferido 0,036 Btu/hr. pie F 23.632,15 pie² 106 F 15 F 0,5 pies Calor Transferido = 205.883,29 Btu/hr Área de Techo = ( x D2) / 4 Área de Techo = ( x (110,9 pies)2) / 4 Área de Techo = 9.659,5 pies2 Calor Transferido k Área techo T t Donde: k= 0,020223 Coeficiente de transferencia de calor del aislante (fiberglass) = Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Calor Transferido 0,020223 Btu/hr. pie F 9.696,5 pie² 106 F 15 F 0,667 pies Calor Transferido = 35.437,2 Btu/hr 137 Área de Piso = ( x D2) / 4 Área de Piso = ( x (110,9 pies)2) / 4 Área de Piso = 9.659,5 pies2 Calor Transferido k Área tsuelo T t Donde: k= Coeficiente de transferencia de calor del aislante = 0,036 Btu pie / hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico. t= espesor del aislante en pies Temperatura del suelo = 77 ºF aprox. Calor Transferido 0,0036 Btu/hr. pie F 9.696,5 pie² 77 F 15 F 0,5 pies Calor Transferido = 63.984,5 Btu/hr Calor Transferido Total = Calor de pared + Calor de Techo + Calor de Piso Calor Transferido Total = 205.883,29 Btu/hr. + 35.437,2 Btu/hr. + 63.984,5 Btu/hr. Calor Transferido Total = 305.304,99 Btu/hr Cálculo del Boil- Off El cálculo del Boil- Off se efectúa dividiendo el calor absorbido entre el calor latente de vaporización para lo cual se obtiene: Tanque de Propano 138 Q 645.061,12 Btu / hr 3.469,94lb / hr 185,9 Btu / lb Tanque de normalbutano Q 424.179,7 Btu / hr 2.561,47lb / hr 158,9 Btu / lb Tanque de isobutano Q 305.304,99 Btu / hr 1.926,21lb / hr 166 Btu / lb 139