1 REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA UNIVERSIDAD DEL ZULIA FACULTAD DE INGENIERIA DIVISIÓN DE ESTUDIOS PARA GRADUADOS PROGRAMA DE POSTGRADO EN INGENIERÍA DE GAS DISEÑO DEL SISTEMA DE ALIVIO Y VENTEO DE LA PLANTA COMPRESORA DE GAS LED-6 DE LA UNIDAD DE EXPLOTACIÓN ORITUPANO LEONA Trabajo de Grado presentado ante la Ilustre Universidad del Zulia para optar al Grado Académico de MAGÍSTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA DE GAS Autor: Ing. Román de Jesús Lira Finol Tutor: Ing. Jorge Barrientos Maracaibo Junio de 2011 2 LIRA FINOL, Román de Jesús. Diseño del Sistema de Alivio y Venteo de la Planta Compresora de Gas LED-6 de la Unidad de Explotación Oritupano Leona (2011) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeniería. División de Postgrado. Maracaibo, Venezuela 120 p. Tutor: Prof. Jorge Barrientos. RESUMEN Las plantas que manejan fluidos combustibles, como el gas natural requieren para su operación un sistema de alivio y venteo, ya que en caso de accidentes, sobrepresión en recipientes, problemas operacionales, mantenimiento de equipos y manejo de productos fuera de especificación, permitan ser operadas de forma segura conduciendo los vapores hasta un mechurrio o punto de descarga, evitando incidentes que puedan causar daños al personal o a la instalación. En el caso de plantas compresoras de gas, el sistema de alivio y venteo está conformado básicamente por las válvulas de alivio en recipientes, válvulas de bloqueo y válvulas de venteo, todo el gas recolectado producto del venteo, se envía a un sistema de disposición final con un depurador KOD y luego la estaca de venteo o quema. El objetivo principal de esta investigación consiste en establecer las premisas y metodología de cálculo para el diseño de sistemas de alivio y despresurización aplicado a plantas compresoras de gas; tomando como ejemplo la planta LED-6 que maneja 15 MMPCED de gas natural, evaluando las cargas de alivio y venteo generadas en esta instalación, a partir de un análisis de flujo transitorio, determinando que las de venteo superan a las de alivio, de forma secuencial, se estableció la metodología y se procedió a diseñar a nivel básico el depurador KOD, múltiple de recolección y la estaca de quema siguiendo las recomendaciones de normas y códigos existentes como la API, Normas PDVSA, código ASME y bibliografía recomendada de diferentes autores. Palabras Clave: Planta compresora, gas natural, sistema de alivio, venteo, cargas de alivio. E-mail del autor: romanlira@cantv.net 3 LIRA FINOL, Román de Jesús. Relieving Pressure and Depressuring System Design of LED-6 Gas Compression Plant located in Oritupano Leona Field (2011) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeniería. División de Postgrado. Maracaibo, Venezuela 120 p. Tutor: Prof. Jorge Barrientos. ABSTRACT The processing plants of combustible fluids, such as natural gas, require a relieving pressure and depressuring system for its operation, because in case of accidents, vessels overpressure, operational problems, equipment maintenace and handling out specificaction products, can be operated with safety, sending gases to a flare or a safe dischargue point, avoiding incidents could cause injury to personnel or the instalation. In the compressor plants case, the relieving pressure and depressuring system consist of vessel pressure relief valves, shut down valves and blowdown valves, the gas collected in that valves is sent throug pipes to a final dispossal system, first to knockout drum then to vent stack or flare. The research main objective is to establish the assumptions and calculation methodology for the relief and depressuring systems desing applied to gas compressor plants; taking the LED-6 compressor plant as example, which handle 15 MMSCFD of natural gas, evaluating the relief and vent loads generated at this facility trough a transient flow analysis, concluding that vent exceed the relieving loads then proceeded to desing the knockout drum, collection manifold and flare stack following the calculation methodology indicated in codes, standards and references practices of engineering, such as API, PDVSA, ASME and recommended readings from diferent authors Key words: Compressor Plants, natural gas, relieving system, depressuring system, relief load. Autor’s e-mail: romanlira@cantv.net 4 TABLA DE CONTENIDO RESUMEN ...............................................................................................................2 ABSTRACT ..............................................................................................................3 TABLA DE CONTENIDO .........................................................................................4 LISTA DE FIGURAS ................................................................................................7 LISTA DE TABLAS ..................................................................................................8 INTRODUCCIÓN ...................................................................................................11 CAPÍTULO I ...........................................................................................................13 1.1 Planteamiento del Problema .......................................................................13 1.2 Justificación y Delimitación de la Investigación...........................................14 1.3 Objetivos de la Investigación ......................................................................15 1.4 Antecedentes de la Investigación ...............................................................16 CAPÍTULO II ..........................................................................................................14 MARCO TEÓRICO ................................................................................................14 2.1. Gas Natural .................................................................................................14 2.2. Compresión del gas natural ........................................................................19 2.3. Planta Compresora de Gas.........................................................................20 2.4. Sistema de Alivio de Presión. .....................................................................25 2.4.1. Procedimientos para el Diseño de Sistemas de Alivio de Presión. .............25 2.5. Dispositivos de Alivio ..................................................................................27 2.5.1. Norma API RP 520 .....................................................................................27 2.5.1.1. Definición de Términos Básicos de la Norma API RP 520. ..................28 2.5.1.1.1. Medio de alivio de presión ................................................................28 2.5.1.1.2. Parámetros Importantes de los Medios de Alivio ..............................29 2.5.1.1.3. Válvula de Alivio de Presión ..............................................................32 2.5.1.1.4. Medio de Alivio de Apertura Permanente ..........................................35 2.5.1.1.5. Especificación de las Válvulas de Alivio para Servicio de Vapor ......36 2.5.1.1.6. Presión de Alivio de la Válvula. .........................................................38 2.5.2. Norma API RP 521 .....................................................................................39 2.5.2.1. Causas de Sobrepresión......................................................................39 2.5.2.2. Incendios en Instalaciones. ..................................................................41 5 2.5.2.3. 2.6. Ecuaciones para Determinar la Absorción de Calor en Recipientes. ...42 Sistema de Venteo o Despresurización ......................................................43 2.6.1. Válvula de Bloqueo (Shut down) .................................................................45 2.6.2. Válvulas de Venteo (Blowdown) .................................................................45 2.7. Selección del Sistema de Disposición Final ................................................46 2.7.1. Descarga de Vapores a la Atmosfera a través de Estaca de Venteo. ........46 2.7.2. Disposición a Través de Sistema de Quema (flare). ...................................48 2.7.2.1. Diseño del Sistema de Quema. ...........................................................49 2.7.2.1.1. Knockout Drum (KOD) ......................................................................49 2.7.2.1.1.1. 2.7.2.1.2. Procedimiento para dimensionar el KOD: ......................................51 Diseño de la Estaca de Quema.........................................................53 2.7.3. Diseño del Múltiple de Alivio .......................................................................58 2.7.3.1. Caídas de Presión y Velocidades Permisibles en Líneas ....................59 2.7.3.2. Ecuaciones para Flujo de Gas .............................................................60 CAPÍTULO III .........................................................................................................25 3.1. Descripción de la Planta Compresora de Gas. ...........................................25 3.2. Descripción del Sistema de Alivio. ..............................................................66 3.3. Contingencias a Considerar ........................................................................66 3.4. Dimensionamiento de los Medios de Alivio. ................................................67 3.5. Sistema de Venteo ......................................................................................74 3.5.1. Niveles de Parada de Planta.......................................................................74 3.5.2. Ubicación de Las Válvulas del Sistema de Venteo .....................................76 3.5.2.1. Comparación de las Cargas de Despresurización con los Resultados del Simulador Hysys. .............................................................................................87 3.5.2.2. Evaluación de las Cargas del Sistema de Alivio y Venteo. ..................89 3.6. Diseño del Múltiple del Sistema. .................................................................89 3.7. Diseño del Separador KOD Knockout Drum. ..............................................91 3.8. Dimensionamiento de la Chimenea del Mechurrio ......................................95 CAPÍTULO IV.........................................................................................................87 CONCLUSIONES ................................................................................................112 RECOMENDACIONES ........................................................................................115 6 REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS.....................................................................116 ANEXOS ..............................................................................................................117 7 LISTA DE FIGURAS Figura Página 1 Curva P-V de Compresión (Fuente: GPSA DATABOOK, Secc. 13) 20 2 Slug Catcher (Fuente PDVSA GAS)……………………………………. 21 3 Depuradores Interetapas de Compresión (Fuente Hannover Compresor)……………………………………………………………....... 22 4 Tipos de Compresores (PDVSA MDP 02 K 01)…………………….…. 23 5 Diagrama para Selección de Compresores (Fuente: GPSA DATABOOK, Sección 13, figura 13-3)………………………………….. 6 23 Enfriador Interetapa de Compresión (Fuente ACE Air Cooled Exchanger)…………………………………………………………………. 24 7 Válvula de Alivio Convencional (Fuente: PDVSA MDP 08 SA 03)….. 33 8 Válvula de Alivio Balanceada (Fuente: PDVSA MDP 08 SA 03)….…. 34 9 Válvula Accionada por Piloto (Fuente: PDVSA MDP 08 SA 03)…….. 35 10 Disco de Ruptura (PDVSA MDP 08 SA 03)…………………………… 36 11 Estaca de Quema (Fuente PEMEX)……………………………………. 48 12 Knockout Drum (Fuente PEMEX)…………………………….…………. 50 13 Coeficiente de Arrastre (Fuente API RP 521)………………………….. 51 14 Parámetro de Distorsión de la Llama (Fuente API RP 521)………….. 55 15 Dimensiones del Mechurrio (Fuente API RP 521)…………………….. 55 16 Diagrama de Proceso de la Planta Compresora (*)…………………… 64 17 Resultados Obtenidos Fijando Presión, Área para Obtener Presión Final……………………………………………………………………….... 87 18 Resultados Fijando Presión y Tiempo para Obtener el Área………… 88 19 Múltiple de Venteo…………………………………………………...….... 90 20 2 Coeficiente de Arrastre C Vs. C (Re) (Fuente API RP 521)…………. 93 21 Dimensiones Básicas del Mechurrio……………………………………. 98 22 Diagrama de Proceso de la Planta Compresora (*)…………………… 104 8 LISTA DE TABLAS Tabla 1 Página Tabla para Selección de Válvulas de Alivio (fuente: GPSA DATABOOK)………………………………………………………………. 2 Área de Superficie del Recipiente (Fuente PEMEX NRF 031 2003)................................................................................................... 3 43 Niveles de Radiación vs. Tiempo de Exposición (Fuente API RP 521)…………………………………………………………………………. 4 37 57 Caídas de Presión y Velocidades en Tuberías (Fuente PDVSA 9061024)…………………………………………………………………… 5 Composición de Entrada a la Planta……………………………………. 6 Descripción de la Planta Compresora de Gas (*)……………………... 7 Propiedades de las Corrientes de la Planta…………………………… 8 Válvulas de Alivio a Instalar……………………………………………… 9 Presiones de Ajuste Caso Válvula Obstruida………………………….. 10 Presiones de Ajuste Caso Incendio…………………………………….. 11 Cargas y Condiciones de Alivio Salida Bloqueada……………………. 12 Carga de Alivio en los Recipientes Caso Fuego………………………. 12 Carga de Alivio en los Enfriadores Caso Fuego………………………. 13 Cargas y Condiciones de Alivio Caso Fuego………………………….. 14 Válvulas de Alivio Seleccionadas……………………………………….. 15 Válvulas de Bloqueo y Despresurización para la operación de la Planta……………………………………………………………………..... 16 Volumen de Equipos Facilidades de Baja Presión……………………. 17 Volumen de los Equipos de Compresión y Equipos Interetapas...….. 18 Volumen de Equipos Facilidades de Alta Presión…………………….. 19 Carga de Venteo para las Facilidades de Baja Presión………...……. 20 Carga de Venteo para Facilidades de baja Presión; presión final y el tiempo para obtener al Área Minima……………………………………. 21 Carga de Venteo para Equipos Interetapas…………...………………. 22 Carga de Venteo para Los Equipos de alta Presión………………….. 60 62 63 65 68 69 69 70 71 72 72 73 76 78 78 78 83 84 85 86 9 LISTA DE TABLAS Tabla Página 23 Cargas de Despresurización………………………….…………….. 24 Carga de Alivio Máxima…………………………………………….... 25 Cálculo del Múltiple de Venteo……………………………………… 91 26 Condiciones de Proceso KOD…………………………………….… 92 28 Resultados para Diferentes Longitudes del KOD……………….… 95 29 Evaluación de R vs Radiación……………………………………… 99 30 Composición de Entrada Planta Compresora……………….……. 100 31 Descripción de la Planta Compresora de Gas………………..…… 103 32 Propiedades de las Corrientes (*)……………..……………………. 105 33 Cargas de Alivio y Despresurización de la Planta….…………….. 107 34 Sumario de Medios de Alivio…………….………………………….. 108 35 Sumario de Medios de Venteo………………………….…………... 108 36 Sumario Dimensionamiento del Múltiple de Venteo…………….... 109 37 Sumario Dimensionamiento del KOD……….……………………… 109 38 Sumario Dimensionamiento de la Estaca de Quema…….………. 109 89 89 11 INTRODUCCIÓN En la Unidad Oritupano-Leona ubicada al oriente del país, gran parte del gas se usa como combustible, para alimentar a los motores de equipos de procesos (bombas de PIAS, bombas de transferencia, compresores, trifásicos, hornos, entre otros.); Al realizar un balance de gas de dicha Unidad, el mismo arrojó como resultado exceso de gas en Leona y déficit de gas en Oritupano; por esto, se recomendó transferir el exceso de gas de Leona para cubrir el déficit de gas en Oritupano, para lo cual, se requiere diseñar una planta compresora que estará ubicada en el campo Leona. Para la Planta Compresora LED-6, se plantea la instalación de tres compresores reciprocantes para el manejo de 15 MMPCED, cada equipo permitirá el manejo de 5 MMPCED en el nivel de 60 Psig con una descarga común de 750 Psig y estará ubicada en el campo Leona específicamente en los alrededores de la estación LED-6, con el propósito de transferir el exceso de gas del campo Leona hacia Oritupano. Esta planta manejará gas natural, y por ser este un fluido combustible, requiere de sistemas de seguridad que permitan la salida de operación parcial o total de la instalación, disponiendo de forma segura los hidrocarburos que allí se manejarán. El funcionamiento de plantas que manejan hidrocarburos sin sistemas de alivio y venteo puede considerarse imposible, ya que al ocurrir cualquier incidente que comprometa la vida del personal o la instalación, los equipos deben ser completamente despresurizados y aislados de los demás en funcionamiento; por lo tanto, las plantas compresoras de gas, deben poseer los mecanismos necesarios para el manejo de la producción, en caso de contingencias, tales como: mala operación, fallas de electricidad, paradas de plantas por mantenimiento, bloqueo producto de un hidrato y sobrepresión por incendio, que generarían problemas en la instalación y en las ubicadas aguas arriba o abajo de la misma. 12 El diseño sistemas de alivio y venteo, deben cumplir con regulaciones ambientales, normas de seguridad, requerimientos de normas de diseño API, ASME, PDVSA, etc. que contienen abundante información; no obstante, los procedimientos para evaluación de las cargas de venteo, configuración del sistema de alivio, cálculo y diseño de equipos no es muy explicativa; por lo tanto, en muchos proyectos de ingeniería, puede observarse que solo se basan en resultados de simuladores comerciales, sin el conocimiento de las ecuaciones que estos utilizan, lo que conlleva en muchos de los casos al sobrediseño del sistema de alivio. El primer paso para el ingeniero de proyectos, comprende obtener la información necesaria, como: diagramas de flujo de proceso, diagramas de tuberías e instrumentación, planos de implantación de planta y filosofía de operación y control, para proceder al análisis transitorio de las cargas de venteo en función de caudal, presión y tiempo; al establecer la mayor de las cargas, puede comenzar el diseño y selección de equipos, que puede ser simple o complejo dependiendo de la configuración del sistema, ya que no es lo mismo calcular una válvula de alivio para un separador descargando a la atmósfera, que el sistema de alivio de una instalación completa descargando hacia un múltiple KOD y quemador. Considerando esto, el objetivo principal de esta investigación estará centrado en establecer las bases y premisas para el diseño básico de sistemas de alivio, aplicados a la planta compresora de gas LED-6 conformada por tres compresores reciprocantes de 5 MMPCED cada uno y ubicado en la unidad de explotación Oritupano Leona ubicada al Oriente del País. El trabajo especial de grado, se estructurará en cuatro Capítulos; los cuales detallan cada una de las fases desarrolladas; en el Capítulo I se describe el problema y los objetivos de la investigación, el Capitulo II se indica las bases teóricas utilizadas para el desarrollo de la metodología de cálculo plasmada en el Capítulo III, el Capítulo IV con el análisis de los resultados y finalmente las conclusiones y recomendaciones obtenidas al culminar la investigación. CAPÍTULO I EL PROBLEMA 1.1 Planteamiento del Problema La flexibilidad operacional y la seguridad en plantas que manejan hidrocarburos dependen en gran parte del sistema de alivio y venteo, ya que en caso de cualquier incidente que comprometa la vida del personal o la instalación; los equipos, deben ser completamente despresurizados y aislados de los demás en funcionamiento. Por lo tanto, toda instalación debe poseer los sistemas necesarios para el manejo de la producción de forma segura, en caso de: mala operación, paradas de plantas por mantenimiento, fallas de electricidad, bloqueo de equipos o tuberías y sobrepresión por incendio, ya que estas situaciones no solo generan problemas en la instalación misma, también se producirán en las ubicadas aguas arriba y abajo de la misma. El diseño de sistemas de alivio debe cumplir con regulaciones ambientales, normas de seguridad, requerimientos de normas de diseño API, ASME, PDVSA, etc, las cuales poseen abundante información; no obstante, es muy general y no trata de forma especifica los procedimientos para la configuración de los equipos, cálculo, evaluación de cargas de venteo y diseño de los equipos en plantas de proceso, lo que conlleva a que en muchos casos, el ingeniero de proyectos basa su diseño en resultados de simuladores comerciales El problema radica en que la información existente sobre sistemas de alivio y venteo no evidencia de forma especifica las bases y premisas de diseño o la metodología a aplicar para plantas de proceso específicas. Como ejemplo puede citarse la norma API RP 520, en la que se indica los procedimientos para dimensionamiento de válvulas de alivio, no obstante no describe la forma de evaluar las cargas de alivio, que es un parámetro importante para su diseño y selección. Entre otras normas de consulta se encuentra la API RP 521, en la que se describe las contingencias que deben considerarse para el diseño de sistemas de alivio, sin embargo no indica los procedimientos de cálculo para determinar la carga generada por estas contingencias 14 que serán descargadas a través de las válvulas de venteo y que son primordiales para el diseño del sistema de disposición final. Estas cargas de alivio y venteo, comprenden un análisis de flujo transitorio en función de caudal, presión y tiempo; el cual, no está documentado en ninguna bibliografía, lo que conlleva al diseñador al sobrediseño del sistema, en función de la máxima carga de la planta a bajas presiones y en muchos proyectos de ingeniería solo se basan en los resultados de simuladores comerciales, sin el conocimiento de las ecuaciones que estos programas utilizan. Debido a esto en algunos casos, a pesar de ser el sistema de alivio un sistema auxiliar, las tuberías superan en dimensiones a las tuberías de proceso de la planta. De la misma forma, dependiendo de la complejidad del sistema de alivio, el ingeniero de proyectos debe estar claro que información necesita, diagramas de flujo de proceso, diagramas de tuberías e instrumentación, planos de implantación de planta y filosofía de operación y control; ya que no es lo mismo calcular una válvula de alivio para un separador descargando a la atmósfera, que una instalación que utilizará un sistema cerrado con múltiple, KOD y estaca de quema. Debido a esto, el objetivo de esta investigación consistirá en describir: la información necesaria, evaluación de cargas de alivio, dimensionamiento de medios de alivio y el sistema cerrado para disposición final de los diferentes puntos de alivio de una planta compresora de gas; específicamente, la planta LED-6 conformada por tres compresores reciprocantes de 5 MMPCED ubicada en la unidad Oritupano Leona ubicada al oriente del país. 1.2 Justificación y Delimitación de la Investigación El alcance de esta investigación comprende la recopilación de información necesaria para el diseño de un sistema de alivio aplicado a plantas compresoras; ya que previamente, a nivel de ingeniería se requiere tener diseñados, seleccionados y establecidos los equipos de proceso que conforman la instalación, tales como: compresores, separadores, enfriadores y tuberías. Luego de esto, se procederá al análisis de las cargas de alivio bajo régimen transitorio y al diseño y selección de los 15 equipos para alivio y venteo; así como también, su disposición final; considerando las variables, criterios generales, normas y códigos aplicables que rigen el diseño de un sistema de alivio para una planta compresora de gas. Esta investigación se justifica desde el punto de vista teórico, ya explicará de forma documental, las técnicas, procedimientos y recomendaciones de diseño de una red de alivio y venteo; considerando que a pesar de que existe información sobre sistemas de alivio, no existen procedimientos para dimensionar el sistema de alivio de una planta específica. Desde el punto de vista práctico se justifica ya que la investigación contribuirá a la aplicación de normas de ingeniería a un problema real de diseño, como lo es una planta compresora; adicionalmente puede extrapolarse, a cálculos de sistemas de alivio de plantas de proceso con equipos similares. Adicionalmente en el área computacional constituye un aporte, ya que existen simuladores comerciales en el área de gas natural que realizan el cálculo de cargas de venteo; sin embargo, no especifican los modelos matemáticos utilizados y al establecer la metodología de cálculo puede realizarse un programa computacional aplicado a esta área. De la misma forma, la investigación estará centrada en indicar la información necesaria y metodología de cálculo para las cargas de alivio, y diseñar a nivel de ingeniería básica las tuberías y equipos que conforman el sistema de alivio y venteo de una planta compresora de gas. 1.3 Objetivos de la Investigación 1.3.1. Objetivo General Diseñar el sistema de alivio y venteo de la planta compresora LED-6 perteneciente a la Unidad de Explotación Oritupano Leona. 1.3.2. Objetivos Específicos. Describir las características y propiedades de los fluidos manejados por la Planta Compresora LED-6 de la Unidad de Explotación Oritupano Leona. 16 Describir el funcionamiento de la Planta Compresora LED-6 de la Unidad de Explotación Oritupano Leona. Determinar las cargas de alivio y venteo; a través del análisis transitorio de las mismas, para establecer la carga total del sistema. Determinar la factibilidad técnica de la instalación de un sistema de alivio y venteo en la Planta Compresora LED-6 Diseñar los elementos constitutivos del sistema de alivio que garantice la operatividad de la planta compresora, tales como: múltiple, KOD y estaca de venteo o quema, en función de la carga máxima a manejar en el sistema. 1.4 Antecedentes de la Investigación Jaramillo Richard 2008. “Diseño Termodinámico de un sistema de alivio y venteo de baja presión para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de LGN” Su investigación consistió en desarrollar un modelo matemático para calcular las caídas de presión en un cabezal de alivio de baja presión; así como, la altura del mechurrio y los niveles de radiación para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de LGN. Nesbitt Mayling 2006. “Desarrollo de un módulo para el diseño básico automatizado de sistemas de alivio y venteo en instalaciones petroleras” Su investigación consistió en el desarrollo de un programa computacional para el dimensionamiento del KOD y el Mechurrio a partir de cargas de alivio previamente calculadas. Badell Rómulo 2004. “Elementos para el cálculo de un sistema de alivio” , Investigación que considero las diferentes contingencias, que deben tomarse en cuenta para el diseño de equipos que constituyen un sistema de alivio; así como también, la radiación permisible y la zona de seguridad en refinerías. Numerosas artículos técnicos referentes a problemas puntuales han sido publicados en la actualidad, dentro de las publicaciones puede citarse: 17 “Criterios de Diseño de Sistemas de Quemador en Plantas de gas” Autor: Arturo Sosa Galvarro T. Empresa Petrolera Andina; S.A. Articulo para congreso IAPG Santa Cruz Bolivia Octubre 2001 El proceso de alivio no representa un proceso en régimen permanente, sino más bien es un proceso dinámico donde se libera materia y energía acumulada en un periodo de tiempo reducido. La evaluación de los distintos escenarios de emergencia es crucial en la reducción de los costos iníciales de inversión debido a que una buena filosofía de emergencia reducirá los caudales de venteo y consecuentemente las dimensiones del quemador en su conjunto. Otro punto importante es la selección adecuada de válvulas de alivio del tipo modulante o de apertura total, los cuales definirán los caudales de alivio. Las cargas individuales calculadas para cada dispositivo de alivio fueron tabulados de tal manera de determinar la carga total del sistema bajo las circunstancias de los distintos escenarios descritos precedentemente. Los distintos escenarios de emergencia fueron simulados en simulador de procesos HYSYS bajo la modalidad de régimen permanente o estacionario, modo que no permitió tomar en cuenta el tiempo de alivio de cada dispositivo durante el venteo múltiple de varias válvulas de alivio al mismo tiempo. Consecuentemente 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 asegurándonos de que la contrapresión calculada no sobrepasará la contrapresión permisible indicada por el fabricante de las válvulas de alivio. En conclusión el uso de software para el cálculo hidráulico en modo dinámico, creemos hubiese 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. CAPÍTULO II MARCO TEÓRICO Este capítulo tiene como objetivo describir los fundamentos teóricos utilizados para el desarrollo de la investigación; además, puede utilizarse como referencia para justificar las premisas y consideraciones en el diseño del sistema de alivio de la planta compresora. Se dividirá en los siguientes puntos: Conceptos Generales, Planta compresora de gas, dispositivos de alivio, sistema de despresurización y los equipos para la disposición final. 2.1. Gas Natural El gas natural es un recurso energético, de origen natural, fósil, que puede encontrarse tanto en los suelos marinos como continentales. Se denomina gas natural a una mezcla de gases, cuyos componentes principales son hidrocarburos gaseosos, (en particular el metano que aparece en una proporción superior al 70%). El gas natural se encuentra en la naturaleza en las llamadas “bolsas de gas“, bajo tierra, cubiertas por capas impermeables que impiden su salida al exterior. El gas natural se puede encontrar acompañando al crudo en pozos petrolíferos (gas natural asociado) o bien en yacimientos exclusivos de gas natural (gas natural no asociado). No existe una teoría rigurosa sobre su formación pero se puede asegurar que proviene de un proceso análogo al de la formación del petróleo. Para Martínez (2005), el gas natural que se produce en reservorios, normalmente contiene vapor de agua y muy frecuentemente H2S y CO2. En la mayoría de los casos, los gases ácidos que pueda contener el gas natural, deben removerse para evitar problemas de corrosión en equipos, tuberías de procesos y evitar problemas de salud en el personal, ó porque estos compuestos pueden interferir adversamente en los procesos a los cuales se somete el gas. 19 2.2. Compresión del gas natural Según la GPSA, el proceso de compresión del gas natural comprende la elevación de su presión, a través del uso de compresores, con el propósito de: Transmisión y distribución Disminuir el volumen para su almacenamiento Levantamiento artificial para la producción de petróleo Para la extracción de sus componentes Procesamiento Para seleccionar un compresor, un parámetro fundamental es la potencia de compresión y la ecuación básica de termodinámica para el cálculo de trabajo es la siguiente: H VdP Wteorico (Ec. 1) El trabajo de compresión, es proporcional al área bajo la curva P-V presiónvolumen (figura 1), el proceso de compresión se rige por la ecuación PVn=constante, el exponente n varía dependiendo de los siguientes procesos: 1. Reversible isentrópico (S1=S2), en el cual no hay calor adicionado o removido del sistema y la entropía permanece constante, n=K (K: relación de calores específicos) PVK=constante. El trabajo calculado en este proceso es la línea intermedia (figura 1). 2. Reversible politrópico en el cual los cambios en las características del gas durante la compresión son considerados por la siguiente ecuación, n>K PVn=constante. El trabajo calculado es mayor ya que hay mayor área bajo la curva (figura 1). 3. Isotérmico, para este caso el trabajo calculado es menor y no hay cambio de temperatura; n=1, ya que el área bajo la curva es menor (figura 1) 20 Figura 1 Curva P-V de Compresión (Fuente: GPSA DATABOOK, Sección 13) En conclusión el cálculo de potencia, que se ajusta más a la realidad es el proceso isentrópico (intermedio en la figura 1) y el error, puede ser corregido con la eficiencia isentrópica utilizando la ecuación (2). Wreal Wteroico E (Ec. 2) E: Eficiencia Isentrópica El valor de “E” incluye el efecto de la eficiencia termodinámica (isentrópica) y la eficiencia mecánica y que es dependiente del tipo de compresor a utilizar en la instalación, ya sea de desplazamiento positivo o rotativo. 2.3. Planta Compresora de Gas Es una. instalación diseñada para aumentar la presión del gas natural recolectado, desde un nivel de menor presión a uno de mayor de presión con el objeto de transportarlo, recolectarlo, procesarlo, almacenarlo e inyectarlo; estas plantas, pertenecen al sistema básico de producción de petróleo; desde los pozos productores hasta su retorno al yacimiento. En el caso de inyección (gas lift) La mezcla de hidrocarburos crudo – agua – gas asciende desde el fondo del pozo fluyente hasta la superficie, dirigiéndose por medio de las redes de transmisión a las distintas estaciones de producción, donde se inicia el 21 proceso de separación. El crudo es enviado a la estación de descarga para ser tratado, el agua sé reinyecta y el gas se transporta por medio de tuberías hasta la planta compresora, donde es comprimido para ser reinyectado en los yacimientos, que han perdido su energía natural. Estas plantas están conformada por los siguientes equipos básicos: a. Slug Catcher Es un separador cuya función básica es remover pequeñas cantidades de líquido de una mezcla de hidrocarburos con predominio gaseoso (Figura 2), se encuentran a la entrada de la planta lo cual ayuda a limpiar o depurar el fluido entrante y mejorar así el proceso. También podemos decir que es un recipiente diseñado para retener líquidos que pudieran formarse a lo largo de la línea de transmisión, así como sólidos que pudieran llegar como producto de abrasión y desgaste en las tuberías. Figura 2 Slug Catcher (Fuente PDVSA GAS) b. Filtros Depuradores Estos equipos se instalan aguas arriba de cada etapa de compresión con la finalidad principal de separar líquidos de las corrientes de gas que van al compresor y evitar la entrada de líquido al mismo (Figura 3), generalmente la corriente de entrada 22 tiene una relación gas – liquido elevada, siempre deben instalarse en cada etapa de compresión aunque la corriente de gas no indique presencia de líquidos. Figura 3 Depuradores Interetapas de Compresión (Fuente Hannover Compresor) c. Compresor Según Campbell (2003) un compresor es una máquina que tiene como finalidad aumentar la presión y desplazar los fluidos compresibles como lo son los gases y los vapores. Los compresores vienen de simple o múltiples etapas de compresión; una etapa de compresión esta conformada por un depurador, compresor y enfriador; el número de etapas de compresión es proporcional a la presión de descarga; y en casos de caudales elevados, el número de compresores en paralelo se incrementará. Los tipos básicos de compresores se muestran en la figura 4. 23 Figura 4 Tipos de Compresores (PDVSA MDP 02 K 01) Compresores Desplazamiento Positivo Reciprocante - Simple etapa - Múltiple etapa - Integral - Separable - Balanceado/opuesto Rotativo - Vena deslizante - Lóbulo deslizante - Sello de líquidos - Tornillos - lóbulo helicoidal Dinámicos Centrífugos Flujo Axial - Simple etapa - Múltiple etapa - Split Horizontal - Integral Para una selección preliminar del compresor se requiere la presión de descarga a alcanzar y el caudal a manejar en (acfm=pie3/min); y con un diagrama de selección (figura 5) fácilmente podemos estimar el tipo de compresor; no obstante deben considerarse otros aspectos, como son: confiabilidad, flexibilidad, inversión en equipos y en la instalación, eficiencia, costo de mantenimiento, relación peso – espacio, movilidad, adaptabilidad a los cambios, duración del servicio, entre otros. Figura 5 Diagrama para Selección de Compresores (Fuente: GPSA DATABOOK, Sección 13, figura 13-3) 24 d. Enfriadores interetapas. La función de estos equipos es reducir la temperatura del gas luego que es comprimido (Figura 6); en caso de que requerirse múltiples etapas de compresión, cada etapa debe tener instalado un enfriador después del compresor ya que las temperaturas de succión están limitadas por la metalurgia de los materiales de fabricación del compresor. Usualmente son enfriadores por aire (fin fan coolers), y son unidades integrales donde se instalan otros servicios como el aceite de lubricación y el agua de enfriamiento del compresor. Figura 6 Enfriador Interetapa de Compresión (Fuente ACE Air Cooled Exchanger) 25 2.4. Sistema de Alivio de Presión. El sistema de alivio de presión está conformado por los dispositivos de alivio de presión, el sistema de venteo, tuberías y medios de disposición final colocados en las instalaciones para la recolección, transporte y disposición segura de alivios generados cuando se activan las válvulas de seguridad de la planta. Tiene la función de proteger las instalaciones de sobrepresiones derivadas de fallas mecánicas u operacionales del proceso, disminuyendo a valores seguros la presión del sistema en caso de contingencias, a través del desalojo de la masa acumulada manteniendo la estabilidad, eficiencia de los procesos de separación y garantizar la continuidad de las operaciones de producción de la planta. Mediante un sistema de recolección conformado por tuberías, se recoge todos los gases provenientes de las válvulas de alivio o las de venteo (blowdown), para enviarlos a un separador despojador de líquidos (KOD) y para así de manera segura, puedan ser quemados en el mechurrio. El KOD a su vez tiene conectado un sistema de bombeo que desaloja el condensado y lo desvía a la línea de entrada de un tanque de almacenamiento, con el propósito de que el líquido no llegue al mechurrio y se precipite en forma de una lluvia de fuego. (Manual de procedimientos sistemas de alivio y manual de procedimientos sistema de venteo PDVSA, 2001) 2.4.1. Procedimientos para el Diseño de Sistemas de Alivio de Presión. Según el manual de PDVSA 90610022 “Sistemas de Alivio”, debe seguirse el siguiente procedimiento: 1. Consideración de Contingencias: Deben considerarse todas las contingencias que puedan resultar en sobrepresión sobre los equipos, incluyendo la exposición de equipos a incendio, fallas de servicios auxiliares, fallas y mal funcionamiento de equipos principales, condiciones de proceso anormales, expansión térmica, arranque, parada y errores operacionales. Adicionalmente, todas las contingencias especiales en las 26 que los medios de alivio de presión no protegen al sistema de tuberías ni los recipientes, como por ejemplo, el sobrecalentamiento por encima de la temperatura de diseño; en este caso, no hay sobrepresión sin embargo la disminución de la resistencia del material produce el mismo efecto. Para cada contingencia debe evaluarse la sobrepresión resultante, la carga de alivio resultante para una presión de diseño aumentada adecuadamente y la necesidad de instalaciones de alivio de presión para prevenir sobrepresión, las diferentes contingencias están indicadas en la Norma API RP 520. 2. Selección del Dispositivo de alivio de Presión: Para cada componente del equipo que podría estar sujeto a sobrepresión debe seleccionarse el tipo adecuado entre la gran variedad de válvulas de alivio y otros dispositivos disponibles. 3. Especificación de Válvulas de Alivio de Presión: Se aplican los procedimientos de cálculo normalizados para determinar el tamaño de la válvula de alivio de presión requerida para el flujo máximo de alivio, así como la información necesaria para especificar la válvula. 4. Diseño de la instalación para una Válvula de alivio de Presión: Finalmente se diseña en detalle la instalación para la válvula de alivio de presión incluyendo su ubicación, tubería de entrada y salida el conjunto de válvulas adicionales y drenaje, selección de la descarga a un sistema abierto o cerrado y diseño de un sistema de descarga cerrado a un mechurrio u otro lugar. 5. Resumen y Documentación de las Contingencias: Cada equipo debe ser estudiado individualmente y la especificación del diseño debe incluir una tabulación de todas las contingencias; así como también, sus requerimientos de alivio. Esta tabulación permitirá asegurarse que se han considerado todas las contingencias y también para escoger la contingencia que determina el diseño, ya que los equipos de seguridad deben 27 dimensionarse para manejar la carga más grande generada de una contingencia sencilla. 2.5. Dispositivos de Alivio Los dispositivos de alivio de presión se usan como recurso para evitar que un equipo presurizado exceda su límite de presión, previniendo posibles situaciones peligrosas que pueden ocasionar daños materiales y humanos. Estos medios, abren o colapsan al momento de alcanzar la presión de ajuste de los mismos, ya que algunos son de apertura temporal y otros de apertura permanente (no vuelven a cerrarse y deben ser reemplazados) como son los discos de ruptura; no obstante en algunos casos se utilizan ambos dispositivos en un mismo punto de alivio. El código ASME sección VIII, indica que cada uno de los recipientes a presión (slug catcher, depuradores, KOD), debe poseer al menos un dispositivo de alivio ajustado al 110% de la MAWP para contingencias que no consideran incendio como causa de sobrepresión; en caso de múltiples medios de alivio, para el medio secundario 116% MAWP; en caso de incendio, hasta un 121% de la MAWP. Las premisas para la selección y diseño de estos medio de alivio se indican en la norma API RP 520. La masa de gas desalojada de los equipos, a través de cada medio de alivio, se envía de forma secuencial al múltiple de venteo, al despojador de líquidos KOD y luego al dispositivo de dispersión final que puede ser una estaca de venteo o un mechurrio. 2.5.1. Norma API RP 520 Esta norma aplica a equipos de refinerías e industrias relacionadas; en la que sus equipos operan a MAWP≥15 Psig, incluye definiciones e información sobre características operacionales y procedimientos de dimensionamiento de medios de alivio, basados en flujo estable, estado estable de fluidos newtonianos. 28 Los medios de alivio de presión dimensionados a través de esta norma, protegen contra sobrepresión, pero no contra falla estructural cuando el recipiente está sometido a altas temperaturas, ya que en estos casos el recipiente puede fallar por disminución del esfuerzo de ruptura sin producirse sobrepresión; en estos casos, debe consultarse la norma API RP 521. En caso de tanques de llenado que operan a bajas presiones o abiertos a la atmosfera están cubiertos por la API 2000. Para establecer el tamaño y diseño de un medio de alivio, el diseñador debe establecer las condiciones a las que se requiere protección contra sobrepresión y debe tener precaución al establecer las diferentes contingencias que pueden causar sobrepresión; estas contingencias, deben ser evaluadas en función de las presiones generadas y el caudal de fluido que debe ser aliviado en cada medio de alivio de presión. Para esto, se necesita información de la instalación, como son: diagramas de flujo de proceso, balance de materiales, diagramas de tuberías e instrumentación, las hojas de datos de los equipos y las bases y criterios de diseño de la instalación. Al dimensionar inicialmente una válvula de alivio, puede utilizarse los apartes desde el 3.6 hasta el 3.10 de la norma, para gases, líquidos o fluidos bifásicos, las ecuaciones indicadas en estos puntos utilizan coeficientes efectivos de descarga y áreas efectivas, que son independientes de cualquier diseño específico de válvula; con este procedimiento, un diseñador puede determinar un tamaño preliminar para una válvula de alivio. Luego puede utilizar la norma API STD 526 para seleccionar una válvula de alivio comercial indicada por un área de orificio desde la mas pequeña D, hasta la mas grande la T 2.5.1.1. Definición de Términos Básicos de la Norma API RP 520. 2.5.1.1.1. Medio de alivio de presión Estos medios son accionados por la presión estática interna del recipiente, producto de emergencias o condiciones anormales de operación, con el propósito de evitar un incremento de presión por encima de un valor específico de diseño; y 29 en algunos casos también protegen contra presiones de vacío. Estos medios pueden ser una válvula de alivio de seguridad, un medio de apertura permanente (disco de ruptura) o una válvula de alivio de vacío. 2.5.1.1.2. Parámetros Importantes de los Medios de Alivio a. Área Actual de Descarga (Actual Discharge Área): Es la minima área que determina el flujo a través de la válvula. b. Área de Cortina (Courtain Área): Es el área de la abertura de descarga entre las superficies de asiento arriba de la boquilla. c. Área Efectiva de Descarga: Es un área nominal determinada con un coeficiente efectivo de descarga, para calcular la minima capacidad requerida para una válvula de alivio con las ecuaciones indicadas en la API RP 520 y pueden seleccionarse las válvulas del API STD 526 que provee un amplio rango de tamaños desde la letra D hasta la T. d. Área de taladro (Bore Area): Corresponde a la minima área transversal de flujo de una boquilla. e. Tamaño de Entrada: Diámetro nominal de conexión de entrada de la válvula. f. Tamaño de salida: Diámetro nominal de conexión de descarga de la válvula. g. Levantamiento (lift): Se define como el tamaño de la carrera de apertura del disco desde la posición de cierra hasta la posición de apertura. h. Minima área de flujo neta: Es el área calculada luego de un estallido de un disco de ruptura. i. Capacidad promedio de alivio: Corresponde a la capacidad de alivio utilizada para la aplicación y selección de un medio de alivio. 30 j. Coeficiente de descarga efectivo: Es un valor nominal utilizado con un área de descarga efectiva, para determinar la minima capacidad de descarga requerida de una válvula de alivio. k. Coeficiente de descarga promedio: Se determina de acuerdo al código o norma aplicable y se utiliza con el área real de descarga, para determinar la capacidad de flujo promedio de una válvula de alivio. l. Máxima Presión de Operación: Corresponde a la máxima presión esperada durante la operación normal del sistema. m. Máxima Presión de Operación Permisible MAWP: Corresponde a la máxima presión manométrica permisible, medida en el tope de un recipiente en su posición de operación a la temperatura especificada para esa presión. Esta presión es el menor de los valores calculados utilizando los valores nominales de los espesores del equipo, considerando los espesores adicionales por corrosión. Esta presión (MAWP) es la base para la presión de ajuste del medio de alivio, y es normalmente mayor a la presión de diseño; no obstante, puede considerarse la presión de diseño igual a la MAWP, si la misma no se ha calculado en función de las dimensiones nominales del recipiente. n. Presión de Diseño: La presión de diseño de un recipiente la define el diseñador, considerando un margen por encima del mayor valor de presión esperada durante la operación normal del equipo. También puede definirse como la condición de presión y temperatura más severa que se espera durante la operación, más un valor adicional considerado por el diseñador, puede considerarse la presión de diseño igual a la MAWP, en el caso de que la MAWP no se haya calculado. o. Acumulación: Corresponde al incremento o diferencia de presión por encima de la MAWP del recipiente, que se produce durante la descarga a través de un dispositivo de alivio, se expresa en unidades de presión o 31 como un porcentaje de la MAWP; estos porcentajes, están establecidos por códigos aplicables en caso de emergencias operacionales o incendio. p. Sobrepresión: Corresponde al incremento o diferencia de presión por encima de la presión de ajuste del medio de alivio, se expresa en unidades de presión o como un porcentaje de la presión de ajuste del medio de alivio. En los casos que la presión de ajuste sea igual a la MAWP, la acumulación será igual a la sobrepresión. q. Presión de Ajuste del Medio de Alivio: Es el valor de presión manométrica a lo que se ajusta el medio de alivio para abrir, a condiciones de operación. r. Contrapresión: Es la presión que existe a la salida de la válvula como resultado de conectar la válvula a un sistema de tuberías; la contrapresión es un parámetro muy importante en los sistemas de alivio y despresurización, ya que puede causar restricción en la apertura de la válvula, reducción del flujo de salida, inestabilidad y puede definir la selección del tipo de válvula de alivio. La contrapresión debe evaluarse considerando los siguientes casos: si la válvula descarga directamente a la atmosfera, si descarga a un sistema de tuberías con múltiple de venteo y en caso de manejo de materiales peligrosos ya que la válvula puede descargar a un sistema cerrado presurizado, en este caso la contrapresión seria mucho mayor. La contrapresión total es la suma de las contrapresiones superimpuesta y la acumulada. s. Contrapresión Superimpuesta: Presión estática existente a la salida de un dispositivo de alivio de presión al momento de su abertura. t. Contrapresión Acumulada: Corresponde al incremento de la presión a la salida de la válvula producto de la apertura de una o varias válvulas conectadas a un mismo múltiple. 32 2.5.1.1.3. Válvula de Alivio de Presión Es una válvula diseñada para abrir y descargar el exceso de masa que causa incremento de presión por encima de un valor de ajuste, volviendo a cerrarse evitando la salida de fluido al retomar las condiciones de operación. Esto se logra, mediante la fuerza aplicada de un resorte, si la presión aguas arriba de la válvula genera un valor mayor a esta fuerza, la válvula abre en proporción del incremento de presión, volviendo a cerrarse a lo que la presión alcanza el valor de cierre o ajuste de la válvula. Los principales tipos de válvulas de seguridad son los siguientes: a. Válvula de Alivio de Presión Convencional Es una válvula utilizada en la mayoría de refinerías y plantas químicas (Fig. 7), opera automáticamente por la acción de un resorte, activándose a una presión predeterminada, para proteger un recipiente o sistema de tuberías de sobrepresiones excesivas. Los elementos básicos de estas válvulas son: una boquilla de entrada para conectarla al equipo, un disco móvil que controla el flujo a través de la boquilla y un resorte que controla la posición del disco; en condiciones normales de operación, cuando la presión es inferior a la presión de ajuste, el resorte mantiene el disco cerrado evitando la salida de fluido. Este tipo de válvulas opera debido a la presión interna, que genera una fuerza opuesta al resorte que mantiene la válvula cerrada; a medida que la presión se incrementa, la fuerza del resorte que mantiene el disco cerrado es superada permitiendo que la válvula abra y escape la masa que causa sobrepresión. Presentan un comportamiento poco satisfactorio cuando existe una excesiva contrapresión y se recomienda que la contrapresión no exceda el 10% de la presión de ajuste, ya que se reduce la fuerza de levantamiento del disco durante el alivio; este tipo de válvulas, se recomiendan cuando la descarga es directamente a la atmósfera, ya que al conectarlas a un múltiple se ven afectadas por contrapresión generada, pueden agruparse en las siguientes categorías: 33 Válvula de Alivio: De apertura proporcional al incremento de presión y se utiliza para fluidos incompresibles. Válvula de Seguridad: De rápida apertura y se utiliza para fluidos compresibles. Válvula de Alivio y Seguridad: Para fluidos compresibles e incompresibles. Figura 7 Válvula de Alivio Convencional (Fuente: PDVSA MDP 08 SA 03) b. Válvula de Alivio de Presión Balanceada Es una válvula similar a la convencional también accionada por resorte (Fig. 8); no obstante, la diferencia es que esta incorpora un fuelle para evitar que la contrapresión afecte la presión de ajuste de la válvula manteniéndola constante a pesar de variaciones de la contrapresión; este tipo de válvulas puede utilizarse en los siguientes casos: Si la contrapresión es muy elevada o variable con respecto a la presión de ajuste; en servicios para gas, la capacidad máxima de alivio se mantiene 34 hasta contrapresiones máximas de un 30 – 50 % de la presión de ajuste que pueden originarse al conectarla a múltiples de venteo. Este tipo de válvulas pueden ser usadas en servicios de líquidos y gases hasta con contrapresiones del 50% de la presión de ajuste; no obstante, la capacidad de flujo, debe corregirse con factores de corrección de contrapresión provistos por los fabricantes de la válvula. En servicios sucios o corrosivos, ya que el fuelle protege al resorte del fluido de proceso. Figura 8 Válvula de Alivio Balanceada (Fuente: PDVSA MDP 08 SA 03) c. Válvula de Alivio Accionada por Piloto: Una válvula accionada por piloto (Fig. 9) es un dispositivo que consiste en dos partes: una válvula principal que posee un pistón flotante que regula el flujo y un piloto que descarga la presión superior del pistón, ocasionando que el mismo levante descargando el fluido que causa la sobrepresión; la presión del piloto, es la que mantiene la válvula cerrada a la presión de ajuste. 35 En las accionadas por piloto, a diferencia de las válvulas convencionales y las balanceadas, el levantamiento del disco no se ve afectado por la contrapresión, esto permite mayores presiones en el múltiple de alivio. En caso de fluidos compresibles a condiciones de flujo crítico, puede utilizarse un factor de corrección de contrapresión igual a 1 y en servicio para gas no presentan reducción de la capacidad de alivio hasta contrapresiones mayores al 55% de la presión de ajuste. Las válvulas accionadas por piloto, pueden ser seleccionadas para servicios de líquido y gas, y en algunos casos no se ven afectadas por el estado del fluido; por lo tanto, se recomiendan para servicios bifásicos. Figura 9 Válvula Accionada por Piloto (Fuente: PDVSA MDP 08 SA 03) 2.5.1.1.4. Medio de Alivio de Apertura Permanente Son medios de alivio que luego de ser activados no vuelven a cerrarse o a su posición inicial; por lo tanto, pueden requerir su reemplazo o devolverlos manualmente a su punto inicial, como ejemplo pueden citarse los discos de ruptura (Fig. 10), están conformados por un disco delgado y un portadiscos bridado, pueden ser ajustados a una presión mayor que las válvulas de alivio, y utilizados en serie con una válvula para prevenir fugas y corrosión. 36 Las ventajas de un disco de ruptura es que son de bajo costo, funcionamiento simple, no producen fugas, son confiables, la presión de estallido es sensible a la temperatura, además como no poseen partes en movimiento, tienen un rápido accionamiento; entre las desventajas, están sujetos a fatiga, no pueden ser inspeccionados mientras están en servicio y al romper el sistema debe ser despresurizado y debe salir de operación. Los discos de ruptura pueden ser utilizados en servicios de líquido y gas; también están disponibles para fluidos altamente viscosos; sin embargo, su uso en servicios de líquidos debe ser evaluado para asegurar que la selección sea la adecuada. Figura 10 Disco de Ruptura (PDVSA MDP 08 SA 03) 2.5.1.1.5. Especificación de las Válvulas de Alivio para Servicio de Vapor Las válvulas de alivio se especifican en base a orificios de flujo estándar desde la D hasta la T, indicados en la norma API STD 526 (Tabla 1); luego de calcular el orificio de flujo, se selecciona el mayor valor inmediato, pero previamente debe establecerse si será diseñada para flujo crítico o subcrítico. La condición de flujo crítico corresponde al flujo máximo a través de una boquilla u orificio y se alcanza cuando las condiciones del fluido, son las indicadas para que la velocidad a través de la sección transversal sea igual a la velocidad del sonido del gas. Esto se verifica calculando la contrapresión aplicada y la 37 presión crítica (Ec.3); en caso de ser la contrapresión aplicada sea mayor que la presión crítica el medio de alivio debe dimensionarse para flujo subcrítico. Tabla 1 Tabla para Selección de Válvulas de Alivio (fuente: GPSA DATABOOK) Pcf 2 P1 K 1 K /( K 1) (Ec. 3) Donde: Pcf: Presión de flujo crítico (Psia) P1: Presión de alivio o aguas arriba de la válvula de alivio (Psia) K: Relación de calores específicos (Cp/Cv) Las válvulas que descargan a la atmósfera, no presentan problemas con la contrapresión ya que el fluido a través de la válvula fluye sin restricciones; sin embargo, al descargar en un múltiple debe evaluarse de la siguiente forma: La contrapresión es menor que la presión de flujo crítico; entonces el flujo máximo, es una función de la presión de ajuste de la válvula y la presión de flujo crítico, en este caso no es afectado por la contrapresión. La contrapresión es mayor que la presión de flujo crítico, el flujo es subcrítico y la velocidad del fluido es una función de la presión de ajuste y la contrapresión, en este caso debe considerarse la contrapresión. 38 Al analizar lo dos escenarios anteriores, existen dos ecuaciones para dimensionar las válvulas de alivio de presión en servicio para vapores, dependiendo si el flujo es crítico y subcrítico, a continuación se indican las ecuaciones: Flujo Crítico (Ec. 4) V ( ZxTxM ) 0.5 A 6,32 xCxKdxP1xKbxKc Flujo Subcrítico (Ec. 5) A V ( ZxTxM ) 0.5 ZTM x 4645 xF2 xKdxKc P1x( P1 P2) Donde: A: Área V: Caudal a condiciones estándar (SCFM) Z: Factor de compresibilidad del gas T: Temperatura del gas (ºR) M: Peso molecular del gas C: Factor de la relación de calores específicos K: Relación de Calores Específicos Cp/Cv Kd: Coeficiente efectivo de descarga P1: Presión de alivio de la válvula, es igual a la máxima presión acumulada (Psia) P2: Contrapresión (Psia) Kb: Factor de corrección de contrapresión Kc: Factor de corrección para instalación de válvula con disco aguas arriba 1 r (( K 1) / k ) K (r ) 2 / K F2: Coeficiente de flujo subcrítico F 2 K 1 1 r 2.5.1.1.6. Presión de Alivio de la Válvula. Es la presión aplicada en la válvula en condiciones de alivio y es la suma de la presión de alivio más la sobrepresión, en las diferentes ecuaciones de dimensionamiento de medios de alivio corresponde al término P1. La sobrepresión se establece a partir de la acumulación indicada en el código aplicable, puede variar de acuerdo a la relación entre la presión de ajuste y la máxima presión permisible de operación (MAWP) del recipiente o sistema que va a ser protegido. Para establecer la presión de alivio hay que considerar las siguientes premisas: a. Las presiones de alivio se establecen en función de la MAWP, por recomendaciones del código ASME sección VIII Div. 1. 39 b. Para protección de recipientes para cualquier contingencia (no fuego) con un solo medio de alivio, la presión acumulada será limitada al 110% de la MAWP y la presión de ajuste del medio de alivio en ningún caso excederá la MAWP. c. Para protección con más de un medio de alivio contra contingencias que no incluyen fuego, la presión acumulada será limitada al 116% de la MAWP, la presión de ajuste del primer medio de alivio no excederá la MAWP y para el segundo medio de alivio no excederá el 105% de la MAWP. d. En casos de protección contra fuego, la presión acumulada será 121% de la MAWP; esto aplica en instalaciones o recipientes con simples, múltiples y suplementarios medios de alivio. e. En casos de protección contra fuego con un solo medio de alivio, la presión de ajuste del medio de alivio nunca excederá la MAWP. f. En casos de protección contra fuego con múltiples medios de alivio, la presión de ajuste del medio de alivio secundario nunca excederá 105% de la MAWP. g. Los medios suplementarios son los adicionales a los medios instalados al recipiente para contingencias que no incluyan incendio; para estos medios, la presión de ajuste no excederá 110 % de la MAWP. 2.5.2. Norma API RP 521 Esta norma esta dividida en 6 secciones y está aplicada a sistemas de alivio y despresurización de vapores, la información indicada está prevista para auxiliar al diseñador en la selección del mejor sistema para las contingencias que generan situaciones de alivio o causas de sobrepresión; esta norma, complementa la API RP 520 para establecer las bases de diseño. 2.5.2.1. Causas de Sobrepresión. La sobrepresión es la consecuencia de un desbalance o interrupción del flujo normal de materiales o energía, que generan acumulación de masa y energía en el sistema, existen diferentes causas que generan la sobrepresión indicadas en la norma API RP 521; no obstante, si el diseñador considera que hay causas 40 adicionales a las indicadas, debe considerar ese efecto e instalar los medios de alivio de presión correspondientes, a continuación se describen algunas de las causas: a. Salidas Cerradas en Recipientes: El cierre inadvertido de una válvula de salida de un recipiente, mientras la instalación esta en operación puede generar acumulación de masa y que se exceda la presión por encima de la MAWP. Para proteger un recipiente contra sobrepresión, cuando todas las salidas están bloqueadas, la capacidad del medio de alivio, debe ser al menos tan grande como la fuente que genera sobrepresión y la cantidad de material a ser aliviado debe ser evaluado a la presión de ajuste más la sobrepresión en vez de condiciones normales de operación, ya que si se evalúa a condiciones de operación la capacidad de la válvula será disminuida. b. Apertura inadvertida de Válvulas: La apertura de válvulas en áreas de presión más alta, comunicando con áreas de baja presión puede ocasionar sobrepresión; esto debe requerir mecanismos de alivio, si no hay mecanismos para mantener la válvula cerrada. c. Fallas de Servicios: La pérdida de cualquier servicio debe ser considerada, electricidad, aire de instrumentos, agua de enfriamiento, entre otros. debe ser considerada y evaluada cuidadosamente. Así como también, la cadena de eventos que pueden suceder en equipos que operan en serie, paralelo o dependen de cualquier servicio. d. Pérdida de Ventiladores: La pérdida de ventiladores en enfriadores por aire y torres de enfriamiento vuelven estos equipos inoperativos; no solo debe considerarse en equipos que puedan mantener su operación solo con el aire ambiental. e. Pérdida de Aire de Instrumentos o Energía Eléctrica: La complejidad de la automatización de los procesos, requieren un suministro confiable y constante de aire de instrumentos y energía eléctrica. En los casos que se 41 posea un solo compresor de aire, un mecanismo para evitar fallas consistirá en un recipiente recibidor de aire de gran tamaño que podrá suministrar aire por cierto tiempo. Algunos equipos interconectados con claves o fuentes instrumentos de suministro eléctricos constante deben de ser energía; adicionalmente, la falla segura de cada válvula de control debe ser evaluada, ya que cada válvula de control puede tener su condición de falla abierta o cerrada. f. Falla en Intercambiadores de Calor: En intercambiadores de calor de carcasa y tubo, los tubos pueden fallar debido a diferentes causas: choque térmico, vibración y corrosión; cualquiera que sea la causa, el lado de alta presión se comunicara con el de baja presión ocasionando incremento de presión. Debe analizarse la capacidad del lado de baja presión de contrarrestar el incremento de presión, no obstante debe considerarse la instalación de un medio de alivio para operar a altas presiones. 2.5.2.2. Incendios en Instalaciones. Una de las contingencias más relevantes que causa sobrepresión son los incendios en las instalaciones, por esto se tratará como un punto aparte. En este caso, la sobrepresión se genera por evaporación del líquido que se encuentra acumulado en el recipiente. En casos de incendio un mecanismo para evitar sobrepresión es iniciar una salida de operación controlada de la planta, descargando el vapor de los equipos a través de un sistema de despresurización, minimizando la sobrepresión causada por la exposición al fuego de los equipos. Este sistema para poder limitar la generación de vapor y propagación del incendio, debe tener mecanismos para desalojar el líquido de los recipientes disponiéndolo de forma segura evitando que el incendio se propague de un área a otra a través de estos líquidos. Para determinar la cantidad de vapor que se produce en la parte húmeda del recipiente (llena de líquido) durante el incendio, debe considerarse solo el 42 líquido que esta a un nivel de 25 pies o menos desde el punto de generación de la llama. En la parte superior, es en la que se produce el alivio del vapor en el recipiente. Puede considerarse aislar internamente el recipiente y evitar que se incremente demasiado la temperatura, ya que puede ser la causa principal de ruptura del recipiente. Para evitar la sobrepresión del recipiente, la masa de vapor a aliviar durante el incendio puede determinarse a través de ecuaciones que evalúan la cantidad de calor que absorbe el líquido para evaporarse. 2.5.2.3. Ecuaciones para Determinar la Absorción de Calor en Recipientes. La cantidad de calor absorbido por un recipiente expuesto a un incendio, depende de diferentes factores, tales como: el tipo de combustible que produce el fuego y como el recipiente esta envuelto por el fuego. Las siguientes ecuaciones recomendadas en la API RP 521, se utilizan para evaluar este fenómeno en los casos donde hay rápida extinción del fuego y drenaje de los materiales inflamables lejos de los recipientes. q 21000 xFxAW 0.18 Q 21000 xFxAW 0.82 (Ec. 6) (Ec. 7) En los casos donde no hay drenaje de materiales combustibles o equipos para la extinción de incendios puede usarse la siguiente ecuación: Q 34500 xFxAW 0.82 (Ec. 8) q: Absorción de calor promedio en la unidad en la superficie húmeda (Btu/hr.Pie 2 ) Q: Calor absorbido total en la superficie húmeda (Btu/hr) F. Factor Ambiental A: Superficie total del recipiente (Pie 2 ) Tabla 2; AW FwxAT Fw: Factor de Perímetro Mojado Fw=0,45 (Nivel de liquido a la mitad del recipiente) D: Diámetro del recipiente (Pies) L: Longitud del recipiente (Pies) 43 Tabla 2 Área de Superficie del Recipiente (Fuente PEMEX NRF 031 2003) La carga de alivio corresponde al flujo másico a aliviar a través de la válvula de alivio, en caso de incendio y se determina con la siguiente ecuación: W Q Hvap (Ec. 10) Donde: W: Flujo másico a aliviar debido a la exposición al fuego (lbm/h) Hvap : Calor latente de vaporización, cuyo valor depende de la composición, presión y temperatura de la corriente. Este valor se obtiene asumiendo que el liquido contenido en el recipiente esta en su temperatura de burbuja a la presión de alivio del recipiente, (121% de la presión de ajuste de las válvulas). 2.6. Sistema de Venteo o Despresurización Este sistema es de gran importancia, ya que para algunas contingencias el sistema de alivio no protege a los equipos, por ejemplo: en caso de incendio la temperatura del metal puede incrementarse y alcanzar el esfuerzo de ruptura del metal sin producirse la sobrepresión que activa las válvulas de alivio. El único mecanismo para evitar esto, es a través de un sistema de venteo, que al detectar el incendio se activa la secuencia automática de parada y descarga de la instalación. Para diseñar este sistema debe evaluarse los requerimientos de incendio y los de proceso, para considerar el mayor de ambos, y garantizar una capacidad 44 suficiente de venteo y evitar superar el esfuerzo de ruptura del material; con un sistema que permita alcanzar, desde las condiciones de operación normal de los equipos, hasta el 50% de la presión de diseño en un tiempo no mayor de 15 minutos. Este criterio está basado en un análisis de temperatura de pared del recipiente versus esfuerzo de ruptura, y aplica en recipientes con espesores de pared de una pulgada o más, en casos que el recipiente tenga un menor espesor, debe considerarse un tiempo de descarga menor. El sistema de venteo opera a través de las válvulas de despresurización automática (blowdown valves), que se activan al mismo tiempo que se cierran las válvulas de entrada y salida de la instalación (shut down valves); estas válvulas no solo operan durante el tiempo recomendado (15 min), deben permanecer activas durante toda la emergencia permitiendo desalojar la masa acumulada y reducir la presión desde el valor normal de operación hasta 0 Psig. El venteo también puede ser parcial en equipos específicos, para contingencias simples o total de en caso de emergencias en la misma. El gas se recolecta mediante un cabezal principal, proveniente tanto de las válvulas de alivio como las blowdown, luego se envía al recipiente KOD, la corriente gaseosa puede ser descargada a la atmósfera a través del sistema de venteo o quema, siempre y cuando las regulaciones ambientales lo permitan, sino puede utilizarse un sistema cerrado. En caso de usar un sistema de venteo a la atmósfera debe cumplirse los siguientes criterios: Que el venteo de emergencia esté permitido por normas locales. Que los hidrocarburos no sean amenaza de fuego, ya que el vapor debe ser aliviado a la elevación más alta posible y a la máxima velocidad; esta velocidad no debe ser menor de 500 pie/seg El nivel de ruido no debe ser excesivo durante el venteo Que las válvulas no tengan fugas; para evitar esto, se instalan discos de ruptura antes de la válvula 45 Debe cumplir con las normas y códigos, principalmente los siguientes: Código ASME sección VIII API RP 520 sección 1 y 2 Práctica recomendada para el diseño e instalación de Sistemas de Alivio de Presión. API RP 521 Guía para Sistemas de Alivio de Presión y Despresurización 2.6.1. Válvula de Bloqueo (Shut down) Estas válvulas se instalan a la entrada y salida de la instalación y en cualquier equipo especifico, ya que la función principal de éstas es cerrar el paso de fluido, aislando al equipo o tubería determinada, de esta forma aliviar el fluido retenido a través de las válvulas de venteo y facilitar las operaciones que se tengan que llevar a cabo ya sean de rutina, preventivas ó correctivas que correspondan ser aplicadas a los equipos sin tener la necesidad de realizar una parada de planta. En una planta compresora, estas válvulas pueden aislar el compresor ya que se instalan en la succión y descarga, activándose para mantenimiento del compresor, por alto nivel de líquido en los depuradores o paradas de emergencia, dependiendo del caso, secuencialmente se activa el blowdown de la planta. Estas válvulas tienen mantenerse cerradas en su posición de falla segura. 2.6.2. Válvulas de Venteo (Blowdown) Las válvulas de venteo, operan de forma secuencial luego de activarse las de bloqueo, para descargar el gas atrapado en los equipos de proceso hacia el múltiple de venteo. En plantas compresoras, se utilizan para vaciar el gas en los compresores, cuando están fuera de servicio por mal funcionamiento ó mantenimiento; lo cual, minimiza el peligro potencial de reparaciones con gas atrapado, además permiten aislar y descargar un equipo específico manteniendo los demás en funcionamiento. Estas válvulas tienen que estar abiertas en su posición de falla segura. 46 2.7. Selección del Sistema de Disposición Final La selección de un sistema de disposición esta sujeto a muchos factores que pueden ser específicos del lugar donde se ubique o depende del tipo de instalación; su función, es conducir el fluido aliviado hacia una zona donde pueda ser descargado de forma segura. Los sistemas de disposición, generalmente están conformados por recipientes y tuberías que deben ser acordes en tamaño, rating y materiales para el servicio que van a prestar. 2.7.1. Descarga de Vapores a la Atmosfera a través de Estaca de Venteo. En muchos casos los vapores pueden ser descargados de forma segura al ambiente, si las leyes y regulaciones del ambiente lo permiten, esto puede demostrarse con la operación segura a través de los años de instalaciones con sistemas de venteo hacia la atmosfera El beneficio de esto es el costo que representa la evaluación de las cargas del sistema, dimensionamiento de tuberías y la consideración de la contrapresión en válvulas de alivio, en comparación con sistemas que descargan hacia sistemas cerrados. La decisión de descargar a la atmosfera sustancias peligrosas o inflamables requiere una cuidadosa atención, ya que puede causar otros problemas, como la formación de mezclas inflamables cercanas al suelo o a estructuras elevadas, exponer a personas a sustancias tóxicas o corrosivas, ignición de sustancias inflamables, ruido y contaminación. Es inevitable que al descargar corrientes de vapor a la atmosfera, mezclas dentro del rango de inflamabilidad se obtendrán debido a la combinación del gas con el aire en la zona después de la estaca de venteo; no obstante, si se logra altas velocidades, la mezcla con el aire estará por debajo del limite de inflamabilidad si el número de Reynolds alcanza el siguiente valor: j Re1,54 x104 x air (Ec. 11) Donde: Re: número de Reynolds i : Densidad del gas a la salida de la estaca de venteo air : Densidad del aire 47 En caso que la descarga ocurra a muy baja velocidad, la dispersión será dominada por el viento y las condiciones atmosféricas, pudiendo obtener mezclas combustibles; en estos casos debe evaluarse lo siguiente: La velocidad y temperatura del gas que se descarga. El peso molecular y cantidad del gas que se descarga. Las condiciones meteorológicas prevalecientes y cuales serían las peores condiciones meteorológicas del sitio. La topografía local y la cercanía con estructuras. La elevación a las que las emisiones entran a la atmósfera. Investigaciones han demostrado, que ocurre una rápida dispersión en gases a la salida de una válvula a su máxima capacidad, si se descarga a velocidades de 500 pies/seg o más y si cumple con la siguiente ecuación: W y 0,264 We D (Ec. 12) Donde: W: Flujo másico de la mezcla aire vapor a la distancia y desde el final de la tubería de descarga. We: Flujo másico de gas que se alivia y: Distancia vertical de la tubería de descarga a la que W es calculado D: Diámetro de la tubería de descarga La ecuación 12, está basada en la premisa que la distancia y desde el punto de salida hasta la altura donde se alcanza el nivel más bajo de inflamabilidad (3 % en peso), ocurrirá aproximadamente a 120 diámetros medidos verticalmente desde el final de la estaca de venteo. Considerando que diluir las mezclas de hidrocarburos en aire hasta 3% en peso, se alcanza el nivel más bajo de inflamabilidad, este valor puede cambiar desde 3% para el metano y 3,6% para el hexano. 48 2.7.2. Disposición a Través de Sistema de Quema (flare). La función del sistema de quema, es utilizar la combustión para disminuir las características inflamables, tóxicas y corrosivas de un vapor; para el diseño debe considerarse, la radiación térmica, peligro de explosión, arrastre de líquido, ruido y la concentración de materiales tóxicos al nivel del piso. El sistema está conformado por: tuberías, un recipiente KOD y el flare (Fig. 11). Está conectado a la entrada de gas a la planta, para controlar el flujo que entra a los compresores; en caso de producirse un incremento de la presión de entrada, una válvula de control abre y envía el gas hacia el mechurrio para evitar la sobrepresión del sistema. El sistema de mechurrio permite que la producción continúe; en caso, de que la planta esté fuera de servicio, permitiendo encontrar la falla de la planta, manejando el gas de entrada que puede estar asociado a la producción de crudo del campo. La válvula que conecta con el mechurrio debe estar instalada aguas arriba de la válvula de bloqueo (shut down) de la succión. Figura 11 Estaca de Quema (Fuente PEMEX) 49 2.7.2.1. Diseño del Sistema de Quema. 2.7.2.1.1. Knockout Drum (KOD) En el diseño de sistemas de alivio, debe prestarse especial atención a la instalación un separador de manera de minimizar la posibilidad de que gotas de líquido sean enviadas al mechurrio; si esto sucede, dicho líquido se quemaría y caería en forma de gotas de fuego, poniendo en riesgo el medio ambiente, la flora, la fauna y las personas. Estos separadores, conocidos como KOD (Fig. 12) o separadores de quema, son claves dentro de cualquier sistema de venteo. En su diseño no pueden contener internos (debido a las altas velocidades que alcanza el gas en su interior) y que su criterio de diseño está normalizado según API RP 521. Generalmente, son recipientes horizontales sin demister y todas las líneas que van al mechurrio deben ser enviadas al KOD para que el líquido condensado drene en el recipiente; usualmente, se instala cerca de la base del mechurrio pero debe considerarse la intensidad de radiación generada en la base del mismo. El dimensionamiento del KOD es un proceso de ensayo y error, las partículas de líquido serán separadas cuando el tiempo de residencia del gas sea igual o mayor que el tiempo de residencia requerido para el traslado a través de la altura vertical disponible, a la velocidad de salida de las partículas líquidas y cuando la velocidad del gas sea pequeña para permitir que el líquido baje a la salida. La altura vertical es tomada como la distancia vertical desde la superficie de líquido, la velocidad del gas debe ser lo suficientemente baja para evitar que grandes gotas de líquido entren al mechurrio, ya que este puede manejar gotas pequeñas, la velocidad en el despojador debe garantizar lograr la separación de gotas entre 300 micrómetros hasta 600 micrómetros de diámetro. El segundo paso en el dimensionamiento del despojador es considerar el efecto de que algún líquido contenido en el despojador puede reducir el volumen disponible para separación, este líquido puede resultar del (a) condensado que se 50 separa durante la descarga de vapor, (b) corrientes líquidas que acompañan a esta descarga. Para el volumen ocupado por el líquido, debe considerarse un tiempo de acumulación de 20 a 30 minutos y cualquier acumulación adicional desde otra fuente debe ser adicionada para determinar el espacio disponible de vapor a liberar. Aunque los KOD horizontales y verticales se encuentran disponibles en muchos diseños, las diferencias están principalmente en como es dirigida la trayectoria del vapor. Los cálculos para el diseño del KOD estarán basados en el procedimiento de cálculo expuesto en la Norma API RP 521 y en la consideración de las siguientes premisas de diseño: El diámetro de la gota estará dentro del rango de 300 a 600 micrómetros según lo establecido en la Norma API RP 521. El volumen para residuos se fijará en 500 galones. El tiempo de retención del líquido se fijará entre el rango de 20 a 30 minutos. El porcentaje de arrastre de líquido estará dentro del rango de 5 a 15%. La relación longitud diámetro estará en el rango de 2.5 a 6. El valor de diámetro mínimo estará entre 2 y 4 pies. Figura 12 Knockout Drum (Fuente PEMEX) 51 2.7.2.1.1.1. Procedimiento para dimensionar el KOD: a. Cálculo del Coeficiente de Arrastre: Se determina C (Re)2 con la ecuación 13 y con la Fig.-13, se determina el coeficiente de arrastre C, previamente debe determinarse las densidades de los fluidos a separar. 0.95 x108 x( g )( D p )( l g ) 3 C (Re) 2 2 (Ec. 13) Donde: C (Re)2: Coeficiente de arrastre x Reynolds2 ρg: Densidad del gas ρl: Densidad del líquido Dp: Diámetro de partícula (se recomienda un diámetro de partícula de 300 micrómetros=9,84251x10-4 pie) μ: Viscosidad del gas Con la figura 13 se obtiene el coeficiente de arrastre C Figura 13 Coeficiente de Arrastre (Fuente API RP 521) b. Velocidad del Gas: Este parámetro permite evaluar la velocidad de colapso de las gotas de líquido en la interfase vapor – líquido dentro del recipiente. 52 U c 1.15 * g * D * ( l v) v * C (Ec. 14) Donde: ρv: Densidad del gas. (lbm/ pie3). D : Diámetro de la gota, (pie). ρl : Densidad del liquido, (lbm/pie3). Uc : Velocidad de disposición de la gota, (pie/seg). g : aceleración de gravedad, (pie/seg2) C : Coeficiente de arrastre, (Adimensional). c. Área de Líquido: El KOD solo almacenará líquido producto de la separación del gas que se envía al sistema de quema. En caso de alguna conexión de descarga de líquido anexa en el recipiente; esta, debe considerarse como un volumen adicional con su respectiva área transversal adicional. Área Liquido Caudal de LiquidoxTi empo de retencion L (Ec. 15) Donde: L: Longitud supuesta del recipiente (pies) d. Área para el Vapor: Area Gas Atotal Aliquido (Ec. 16) Donde: Atotal: Área total del recipiente (determinada con el diámetro supuesto) e. Niveles de Líquido y Gas dentro del recipiente: Para determinar el nivel de líquido, debe calcularse la relación entre el área transversal de líquido y el área total, y con el anexo-1 puede determinarse las diferentes alturas del recipiente Rliquido Aliquido ( pie 2 ) Atotal ( pie 2 ) Se obtiene hliquido; hgas 53 f. Cálculo del tiempo de colapso del líquido: Es el tiempo de colapso de una gota de líquido en la interfase líquido vapor hGAS Uc (Ec. 17) g. Velocidad de vapor: Con el área de vapor y el caudal se recalcula la velocidad del vapor Uv Caudal de Vapor Areavapor (Ec. 18) h. Verificación de la Longitud Supuesta: Con este parámetro se verifica la longitud minima requerida con la velocidad de vapor y el tiempo de colapso, L min Uvx La longitud supuesta para el recipiente debe ser mayor a la requerida (Lmin). 2.7.2.1.2. Diseño de la Estaca de Quema a. Diámetro de la Estaca de Quema. Según lo expuesto en el manual de ingeniería de diseño de PDVSA 90616.1.021 “Sistemas de Mechurrio”, las boquillas deben ser dimensionadas usando el número Mach de salida desde 0,2 hasta 0,5; con esta premisa y haciendo uso de la ecuación-19 se obtiene el diámetro del Mechurrio. 1.702 *10 6 * W ZT I d i * PI M kM I 1 2 (Ec. 19) Donde: d j = Diámetro Interno del Extremo del Mechurrio. (pie). W = Rata de Flujo (lbm/ hr). P j = Presión en el extremo de la chimenea. (psia). M = Número de Mach. (Adimensional). Z = Factor de Compresibilidad. (Adimensional). T j = Temperatura del Gas. (ºR). k = Relación de Calores Específicos del Gas. (Adimensional). M j = Peso Molecular del Gas. (lb/lbmol). 54 b. Calor Liberado Según lo expuesto en el manual de ingeniería de diseño de PDVSA 90616.1.021 “Sistemas de Mechurrio”, el calor liberado por el mismo se calcula de la siguiente manera: Q W *VCN (Ec. 20) Donde: Q = Calor Liberado. (Btu/h). W = Rata De Flujo. (lbm/hr). VCN = Valor Calorífico Neto (Btu/h) c. Longitud de la llama Para determinar la longitud de la llama, se utilizan ecuaciones empíricas, en función del calor liberado al quemarse. En la norma API RP521 se presenta la siguiente ecuación: L exp 0.471* ln Q 4.9826 (Ec. 21) Donde: Q = Calor liberado. (Btu/h) L = Longitud de la llama. (pie) La distorsión de la llama causada por el viento, se determina en función de la velocidad del viento y la velocidad del fluido a la salida de la boquilla. Según lo expuesto en el manual de ingeniería de diseño de PDVSA 90616.1.021 “Sistemas de Mechurrio”, se utilizan la siguiente ecuación: U Velocidad del Viento Uc Velocidad del Fluido en la estaca (Ec. 22) Igualmente se recomienda una velocidad para el viento de 30Pie/s; ya que velocidades por encima de estas, la duración es poca y el efecto es que aumenta la calidad de la llama y reduce la radiación; con la figura 14 y la relación de velocidades, se obtiene la distorsión de la flama y L x L ; debido al viento lateral. Luego con la longitud de la flama se obtiene la variación de altura de la llama en el eje horizontal y vertical x x.L y y y.L . 55 Figura 14 Parámetro de Distorsión de la Llama (Fuente API RP 521) d. Configuración Geométrica del Mechurrio. Analizando la figura 15 tomada de la API RP 521, se establecen diferentes triángulos rectángulos de las que se deducen las siguientes ecuaciones para establecer la altura del mechurrio: Figura 15 Dimensiones del Mechurrio (Fuente API RP 521) 56 D ( R')2 ( H ')2 (Ec. 23) D ( R 1 X ) 2 ( H 1 Y ) 2 2 2 (Ec. 24) H ( D) 2 ( R 1 X ) 2 1 Y 2 2 (Ec. 25) R ( D) 2 ( H 1 Y ) 2 1 X 2 2 (Ec. 26) Donde: H: Altura del Mechurrio (pie) R: Distancia horizontal desde el punto considerado hasta el eje del Mechurrio. D: Distancia desde el punto medio de la llama hasta el punto considerado. ∆x: Coordenada horizontal del punto medio de la llama. (pie). ∆y: Coordenada vertical del punto medio de la llama. (pie). e. Radiación Permisible Muchas investigaciones han sido desarrolladas para determinar el efecto de la radiación sobre la piel de las personas, ya que el nivel de radiación es proporcional al tiempo de exposición, como un valor de comparación se encuentra la radiación solar que esta en el rango de 250 – 330 Btu/hr.pie2; este valor, debe ser añadido a la radiación emitida por el quemador y es importante para establecer la altura del mechurrio y el área de seguridad que queda confinada a causa de la puesta en operación del mismo. Para el dimensionamiento de mechurrios, la altura del mismo debe ser tal que la radiación a nivel de piso no exceda los 1500 Btu/h.pie 2 (300 para la radiación solar y 1200 para la radiación neta desde el mechurrio) y en los limites de la planta no haya una radiación superior a 440 Btu/h.pie2, con la cual se tiene un tiempo de escape infinito. Otros tiempos de escape y niveles de intensidad de radiación total se indican en la Tabla 3 tomada de la API RP521. 57 Tabla 3 Niveles de Radiación vs. Tiempo de Exposición (Fuente API RP 521) Nivel de intensidad de Radiación (Btu/h.pie2) 440 550 740 920 1500 2200 3000 3700 6300 Tiempo al Umbral de Dolor (Seg) Infinito 60 40 30 16 9 6 4 2 Luego de establecer la longitud desde la base del mechurrio, donde el personal percibe la máxima radiación total de 1500 Btu/Pie2h (300 solar y 1200 de la llama); la distancia desde el centro de la llama al punto de ubicación puede obtenerse con la siguiente ecuación: D xFxQ 4 xxK (Ec. 27) Donde: D: Distancia desde el punto medio de la llama al objeto siendo considerado : Fracción de calor transmitida F: Fracción de calor radiado Q: Calor entregado (Btu/hr) K: Radiación permisible (debe ser menor a 1500 Btu/hr.pie La fracción de calor transmitida 2 a distancia D) ( ) puede obtenerse a través de una ecuación planteada en la norma API RP 521 (Ec. 28), propuesta por Brzustowski y Sommer recomendaron el uso de este factor para corregir la radiación emitida, aplica para casos donde la llama irradia a 2240 ºF, la temperatura de bulbo seco es 80 ºF, la humedad relativa es mas que 10% y la distancia D se encuentra entre 100 y 500 pies 100 0,79 humedad 1 / 16 100 D 1 / 16 (Ec. 28) 58 La fracción de calor radiado (F) se recomienda en la norma PDVSA 9061021, los siguientes valores: Tipo de Gas Hidrogeno Metano Etano plus F 0,15 0,20 0,30 2.7.3. Diseño del Múltiple de Alivio Establecer el diámetro de las tuberías de una planta es un parámetro crítico de la economía y operabilidad de la planta, y este se define en los cálculos hidráulicos. Se estima que en una planta de proceso, el costo de la tubería alcanza alrededor del 25% del costo total de inversión. Por esto, la optimización del sistema de tubería representa ahorros sustanciales; sin embargo, que dada la complejidad de los sistemas de tuberías, el realizar estudios para determinar el diámetro económico puede ser complejo, costoso y causar retrasos al proyecto; por lo tanto, se recurre a los criterios de experiencia, donde se recomienda rangos de velocidad lineal de flujo para los diferentes servicios, limitados por criterios de máxima caída de presión. En el caso de un múltiple de alivio, el mismo debe diseñarse desde el punto donde la presión es conocida (punta de la estaca de quema o venteo) 14,7 Pisa, luego con cualquier ecuación para la evaluación de pérdidas en tuberías de gas (Weymouth), se calcula las pérdidas en sentido inverso, estaca- KOD, KOD – hacia cada punto de descarga y verificar que la presión calculada (contrapresión aplicada) en cada punto no exceda la presión de flujo crítico; en caso de excederla, debe incrementarse los diámetros, cumpliendo con las caídas de presión recomendadas. Los tamaños de las líneas hacia el mechurrio deben ser tales que permitan la operación simultánea de todas las válvulas de alivio conectadas a las capacidades de diseño cuando descarguen al sistema, a menos que consideraciones especiales indiquen otra cosa. Para dimensionar el sistema de 59 mechurrio, debe conocerse las válvulas conectadas al sistema, longitud equivalente de cada línea, la presión de ajuste y la capacidad de flujo de cada válvula. Con ecuaciones de flujo para gas tales como Weymouth 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, comenzando desde el extremo superior del cabezal principal donde la presión es atmosférica o critica (Ec. 29) (cualquiera que sea mayor), y sumando cada caída de presión calculada; para culminar, se hace ajustes en los diámetros de tuberías para mantener las presiones calculadas por debajo de las presiones de flujo crítico en cada válvula de alivio. Pc 2,02 V D2 TG K ( K 1) (Ec. 29) Donde: Pc. Presión Crítica al final de la tubería (Psia) V: Volumen de gas al final de la línea del mechurrio (MMPCED) D: Diámetro interno del Tubo (pulg) T. Temperatura (ºR) G: Gravedad especifica del gas K: Relación de calores específicos 2.7.3.1. Caídas de Presión y Velocidades Permisibles en Líneas El procedimiento para establecer el diámetro, consiste en calcular un diámetro en función de la velocidad de flujo; luego, se verifica que con el diámetro calculado la caída de presión se encuentre dentro del rango permisible. A continuación en la Tabla 4, se especifica las caídas de presión permisibles indicadas en la Norma PDVSA 90616.1.024(15). 60 Tabla 4 Caídas de Presión y Velocidades en Tuberías (Fuente PDVSA 9061024) Líneas de Líquido Líquido no corrosivo Flujo de líquido Corrosivo Succión de bomba centrifuga Succión de bomba reciprocante Líneas de Vapor (Presión de Operación) 0-700 Kpa (0 – 100 Psig) 700 – 3500 Kpa (100 – 500 Psig) 3500 – 14000 Kpa (500 – 2000 Psig) 2.7.3.2. Velocidad Recomendada 2 - 3 m/s 7 – 10 pie/s 0.7 - 1 m/s 2 – 3 pie/s 0.7 - 1 m/s 2 – 3 pie/s 0.3 m/s 1 pie/s Caída de presión recomendada 110-230 Pa/m 230 – 450 Pa/m 450 – 1130 Pa/m 0.5 – 1 Psi/100Pie 1 – 2 Psi/100Pie 2 – 5 Psi/100Pie Ecuaciones para Flujo de Gas a. Ecuación de Weymouth: Considera que f sólo depende del diámetro de la tubería, esta ecuación puede ser utilizada para tuberías cortas y sistemas de recolección; sin embargo, el error incrementa a medida que la presión aumenta. q SC 0.5 2 2 5, 333 Ts P1 P2 d x( E ) 433.5 x Ps xL(Tavg) xZavg (Ec. 30) b. Ecuación de Panhandle: Tiene diferentes consideraciones para f en función del flujo de gas, densidad relativa y diámetro de la tubería. Esta formula fue desarrollada en 1940 para calcular líneas de transmisión de gas. La Panhandle (B) fue revisada en 1956 y puede aproximarse a flujo completamente turbulento. 1.0788 Panhandle (A): qSC Ts 435.87 Ps Panhandle (B): q SC Ts 435.87 Ps 1.02 0.5 2 2 P1 P2 d 4.854 x( E ) x 0.8541 xL ( Tavg ) xZavg (Ec. 31) 0.5 2 2 P P2 d 4.961 x( E ) x 0.9611 xL ( Tavg ) xZavg (Ec. 32) 61 Nomenclatura para las ecuaciones 30, 31, 32 qsc: Caudal Estándar (MMPCED) P1: Presión de entrada a la tubería P2: Presión de salida a la tubería Ts: Temperatura estándar Ps: Presión estándar d: Diámetro de la tubería γ: Gravedad especifica del gas L: Longitud de la tubería Zavg: Factor de compresibilidad promedio E: Eficiencia de la tubería Tavg: Temperatura promedio Estas ecuaciones pueden ser utilizadas para determinar el diámetro de la tubería con el caudal estándar y la caída de presión permisible para flujo de gas; o para evaluar una tubería existente. CAPÍTULO III DESARROLLO DE LOS CÁLCULOS Este capítulo tiene como objetivo, describir el procedimiento de diseño de los equipos que conforman el sistema de alivio de una planta compresora de gas, basado en las metodologías y premisas de diseño indicadas en el capítulo II. 3.1. Descripción de la Planta Compresora de Gas. La planta compresora LED-6, perteneciente a la unidad Oritupano-Leona ubicada al oriente del país, posee un diseño de tres etapas de compresión, con las siguientes condiciones de proceso: succión 74,7 Psia y 90ºF, descarga 900 Psia y 120ºF, con la composición indicada en la Tabla 5 y la configuración indicada en la tabla 6 y figura 16. Tabla 5 Composición de Entrada C1 C2 C3 iC4 0,7780 0,0781 0,0460 0,0110 nC4 0,0140 iC5 nC5 C6 C7 C8 C9 N2 CO2 0,0050 0,0041 0,0041 0,0031 0,0022 0,0011 0,0031 0,0581 63 Tabla 6 Descripción de la Planta Compresora de Gas (*) Equipo Descripción Cantidad Diámetro Longitud Condición de Operación 1 Tubería de entrada 1 12” 30 pie 2 Slug Catcher 1 66” 18 pie 74,7 Psia 3 Múltiple de Succión 1 12” 158 pie 90ºF Depurador de Succión 3 30” 98” Dispositivo de Compresión 2 cilindros 13 ½ RJ 5 MMPCED C/U 6 Enfriador 70 tubos 3 1” 15 pie 195 Psia 120ºF Depurador de Succión 3 24” 86” 195 Psia 120ºF Dispositivo de Compresión un cilindros 9 3/4 RJ 5 MMPCED 3 Enfriador 76 tubos 3 1” 15 pie 445 Psia 120ºF Depurador de Succión 3 20” 86” 445 Psia 120ºF 4 5 5 Primera Etapa de Compresión Segunda Etapa de Compresión Tercera Etapa de Compresión Dispositivo de Compresión cilindros 7 3/8 RJ 5 MMPCED Enfriador 90 tubos 6 Múltiple de Descarga un 3 Reciprocante Reciprocante Reciprocante Succión 74,7 Psia y 90ºF Descarga 200 Psia 226,74ºF Succión 195 Psia y 120ºF Descarga 450 Psia 240,49ºF Succión 445 Psia y 120ºF Descarga 919,7 Psia 228,06ºF 3 1” 15 pie 914,7 Psia 120ºF 1 4” 158 pie 914,7 Psia 120ºF (*) La información de esta tabla se toma del Diagrama de Flujo de Proceso y del Plano de Implantación de Planta 64 Figura 16 Diagrama de Proceso de la Planta Compresora (*) (*) Se muestra el diagrama de flujo de proceso de un solo tren de compresión, para efectos de simulación los dos trenes adicionales están incluidos en la caja de procesos con la letra T entre corrientes 17 y 18 65 Tabla 7 Propiedades de las Corrientes (*) CORRIENTE Presión (Psia) Temperatura (ºF) Fracción de Vapor Flujo Molar (lbmol/h) Flujo másico (lbm/h) Peso Molec. (lbm/lbmol) Gravedad especifica MMPCED Z Densidad (lbm/pie3) Cp/Cv Entalpía (Btu/lbm) Metano 1 74,7 90 0.9997 1647 36990 22,46 15 0,2897 1,257 -1882 0,7715 2 74,7 90 1 1647 36940 22,43 0,7745 15 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 3 74,7 90 0 0,4413 47,48 107,6 0,6878 0,0317 42,94 1,037 -946,2 0,0194 4 74,7 90 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 5 74,7 90 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 7 200 235,4 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9788 0,6147 1,230 -1814 0,7717 8 195 120 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9603 0,7323 1,275 -1873 0,7717 9 195 120 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9603 0,7323 1,275 -1873 0,7717 11 450 247,7 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9571 1,390 1.257 -1814 0,7717 12 445 120 0,9961 548,9 12310 22,43 5 1,763 1,336 -1883 0,7717 13 445 120 1 546,7 12140 22,20 0,7665 4,980 0,9134 1,739 1,342 -1896 0,7743 14 919,7 233,7 1 546,7 12140 22,20 0,7665 4,980 0,9162 2,995 1,332 -1847 0,7743 15 445 120 0 2,128 175,3 82,39 0,6291 0,1501 39,26 1,045 -1006 0,1073 16 914,7 120 0,9995 546,7 12140 22,20 0,7665 4,980 3,921 1,498 -1913 0,7743 17 74,7 90 1 548,9 12310 22,43 0,7745 10 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 18 914,7 120 0,9995 546,7 12140 22,20 0,7665 9,959 3,921 1,498 -1913 0,7743 19 914,7 120 1 1639 36360 22,20 0,7665 14,93 0,8328 3,921 1,498 -1913 0,7745 Etano 0,0782 0,0782 0,0103 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0783 0,0783 0,0427 0,0783 0,0782 0,0783 0,0783 0,0460 0,0461 0,0460 0,0460 Propano 0,0461 0,0461 0,0211 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0460 0,0460 0,0695 I-butano 0,0101 0,0101 0,0115 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0100 0,0100 0,0317 0,0100 0,0101 0,0100 0,0100 n-butano 0,0140 0,0140 0,0222 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0139 0,0139 0,0577 0,0139 0,0140 0,0139 0,0138 0,0049 0,0050 0,0049 0,0048 i-pentano 0,0050 0,0050 0,0196 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0049 0,0049 0,0902 n-pentano 0,0040 0,0040 0,0206 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0039 0,0039 0,0893 0,0039 0,0040 0,0039 0,0038 n-Hexano 0,0040 0,0040 0,0646 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0036 0,0036 0,2121 0,0036 0,0040 0,0036 0,0036 n-Heptano 0,0030 0,0030 0,1451 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0024 0,0024 0,3378 0,0024 0,0030 0,0024 0,0023 0,0012 0,0019 0,0012 0,0011 n-Octano 0,0020 0,0019 0,2829 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0012 0,0012 0,4103 n-Nonano 0,0010 0,0009 0,3768 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0004 0,0004 0,2945 0,0004 0,0009 0,0004 0,0003 Nitrógeno 0,0030 0,0030 0,0000 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0002 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0583 0,0168 0,0583 0,0581 0,0583 0,0583 CO2 0,0581 0,0581 0,0038 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0583 (*) Se eliminó de la tabla la corriente 6 y 10, debido a que en la simulación no hay salida de líquido 66 3.2. Descripción del Sistema de Alivio. El sistema de alivio y venteo de la planta LED-6 estará conformado por los dispositivos de alivio, el sistema de despresurización y el sistema de disposición final; para iniciar su diseño debe considerarse, las contingencias que producen situaciones de alivio y venteo y las cargas asociadas a éstas, las funciones de los componentes son las siguientes: El sistema de alivio: que comprende los medios de alivio para la descarga de los equipos estáticos (separadores y enfriadores), en caso de sobrepresión producida por obstrucción producto de válvulas bloqueadas. El sistema venteo o despresurización: Se utiliza en los casos que el sistema de alivio no ofrece protección, a través de la descarga controlada de los fluidos acumulados en los equipos pertenecientes a la instalación. Un sistema de disposición final: a través de un quemador o mechurrio, conformado por su tubería principal, KOD y estaca de quema. 3.3. Contingencias a Considerar Se evalúan todas contingencias posibles y se determina las cargas de alivio que son generadas por las mismas; el sistema de disposición se dimensionará para la mayor de todas, debido a que considerar la ocurrencia de todas a la vez puede generar un sobrediseño del sistema, a continuación se indica las contingencias a considerar: 1. Salida Bloqueada: El cierre inadvertido de una válvula de salida de un recipiente, mientras la instalación está en operación puede generar acumulación de masa y que se exceda la presión por encima de la MAWP. Para proteger un recipiente contra sobrepresión, cuando todas las salidas están bloqueadas, la capacidad del medio de alivio, debe ser al menos tan grande como la fuente que genera sobrepresión, desalojando todo el caudal que es alimentado. 67 La cantidad de material a ser aliviado debe ser evaluado a la presión de ajuste más la sobrepresión, ya que si se evalúa a condiciones de operación normal la capacidad de la válvula será disminuida. Los equipos susceptibles a esta contingencia son: los separadores y enfriadores de la planta. En caso de salida bloqueada se utilizará válvulas de alivio de presión para descargar la sobrepresión ajustadas a una presión de alivio correspondiente a un 10% adicional a la presión de ajuste de la válvula; esta última será igual a la presión de diseño de los equipos. 2. Incendio en la Instalación: Este punto se describe en el capítulo II aparte 2.5.2.2, en caso de ocurrir un incendio, todos los equipos estáticos (separadores y enfriadores) en la instalación son susceptibles a presentar acumulación y sobrepresión debido a la evaporación de líquidos que contienen, en función del calor latente de vaporización de los fluidos en cada uno de los equipos. 3.4. Dimensionamiento de los Medios de Alivio. El sistema de alivio, comprende los medios de alivio instalados en cada recipiente que protegerán los equipos en caso de sobrepresión por salida bloqueada o en caso de incendio, debe evaluarse ambas cargas de alivio y dimensionar las válvulas de alivio para la mayor de las dos, el primer paso es ubicar las válvulas de alivio: 1. Ubicación de Las Válvulas de Alivio: El código ASME sección VIII Div. 1, recomienda que cada equipo estático sometido a presión debe tener un medio de alivio, por lo tanto, se instalarán en el slug catcher, depuradores y enfriadores interetapas. En la tabla 8 se indican las válvulas a instalar 68 Tabla 8 Válvulas de Alivio a Instalar Tag Válvula Equipo Funcion Nota Protección contra sobrepresión e incendio en el slug catcher PSV-001 Slug Catcher PSV-002 Depurador de Succión Primera Etapa de Compresión PSV-003 Depurador de Succión Segunda Etapa de Compresión PSV-004 Depurador de Succión Tercera Etapa de Compresión PSV-005 Enfriador Primera Etapa de Compresión PSV-006 Enfriador Segunda Etapa de Compresión PSV-007 Enfriador Tercera Etapa de Compresión PSV-008 Knockout Drum Protege contra sobrepresión a los depuradores interetapas de compresión (1) Protege contra sobrepresión a los depuradores interetapas de compresión (1) Protege contra sobrepresión al KOD (1) Igual para los depuradores y enfriadores de los tres trenes de compresión 2. Presión de Alivio de la Válvula: Las válvulas se ajustarán en función de la máxima presión de trabajo permisible o MAWP (Maximum allowable working pressure), como se indica a continuación: a. Salida obstruida: La sobrepresión se produce por acumulación de vapores en el equipo y la presión de alivio P1 (Psia) se establece como la MAWP mas 10% (máxima presión acumulada). En la siguiente tabla se muestra las presiones de alivio de los recipientes para el caso de válvula obstruida : P1 1,1(MAWP) 14,7 (Ec. 33) Máxima presión acumulada 69 Tabla 9 presiones de Ajuste Caso Válvula Obstruida Recipientes a Presión Slug Catcher Depurador 1 Depurador 2 Presión de Diseño del Recipiente(Psig) MAWP Max Presión Acumulada Válvula Obstruida (Psig) Presión de Alivio Válvula Obstruida (Psig) P1 válvula Obstruida (Psia) Depurador 3 90 90 210,3 480 99 99 231,33 528 99 99 231,33 528 113,7 113,7 246,03 542,7 Enfriador 2 480 528 528 542,7 Enfriador 3 1050 1155 1155 1170 Enfriadores Interetapas Enfriador 1 Presión de Diseño del Recipiente(Psig) MAWP 210,3 Max Presión Acumulada Válvula Obstruida (Psig) 231,33 Presión de Alivio Válvula Obstruida (Psig) 231,33 246,03 P1 válvula Obstruida (Psia) b. Alivio por fuego : La sobrepresión se produce por evaporación del liquido que se encuentra acumulado en el recipiente y la presión de alivio P 1 (Psia), se establece como 21% mas que la MAWP. En la siguiente tabla se muestra las presiones de alivio de los recipientes para el caso de incendio: P1 1,21(MAWP) 14,7 (Ec. 34) Máxima presión acumulada Tabla 10 presiones de Ajuste Caso Incendio Recipientes a Presión Slug Catcher Depurador 1 Depurador 2 Presión de Diseño del Recipiente(Psig) MAWP Max Presión Acumulada Incendio (Psig) Presión de Alivio Incendio (Psig) P1 incendio (Psia) Depurador 3 90 90 210,3 480 108,9 108,9 254,463 580,8 108,9 108,9 254,463 580,8 123,6 123,6 269,163 Enfriadores Interetapas Enfriador 1 Enfriador 2 Presión de Diseño del Recipiente(Psig) MAWP 210,3 480 254,463 580,8 Max Presión Acumulada Incendio (Psig) Presión de Alivio Incendio (Psig) 254,463 580,8 269,163 595,5 P1 incendio (Psia) 595,5 Enfriador 3 1050 1270,5 1270,5 1285,2 70 3. Flujo Másico a Aliviar a. Salida obstruida: La carga de alivio corresponderá al flujo másico de entrada a cada uno de los equipos estáticos, considerando que el medio de alivio debe permitir que el flujo, sin producir acumulación en los equipos aguas arriba. Tabla 11 Cargas y Condiciones de Alivio Salida Bloqueada Equipo Slug catcher Depurador 1 Depurador 2 Depurador 3 Enfriador 1 Enfriador 2 Enfriador 3 Flujo Másico (Lbm/H) 36990 12310 12310 12310 12310 12310 12140 Presión De Ajuste (Psig) 90 90 210,3 480 210,3 480 1050 Presión De Alivio (Psig) 99 99 231,33 528 231,33 528 1155 Presión De Diseño Válvula (Psia) 113,7 113,7 246,3 542,7 246,3 542,7 1170 b. Alivio por fuego en recipientes a presión : Debe calcularse la cantidad de calor absorbido por los líquidos contenidos en un recipiente, que generan vapor bajo condiciones de fuego externo, se calcula con la ecuación 7 : Q 21000 xFxAW 0.82 (Ec. 7) La carga de alivio correspondiente a caso de incendio y se determina con la siguiente ecuación: W Q Hvap (Ec. 10) Donde: Q: Calor absorbido total en la superficie húmeda (Btu/hr) F. Factor Ambiental F=1 (sin aislamiento) AT: Superficie total del recipiente (Pie 2 ) Tabla 2 AW FwxAT Fw: Factor de Perímetro Mojado Fw=0,45 (Nivel de liquido a la mitad del recipiente) D: Diámetro del recipiente (Pies) L: Longitud del recipiente (Pies) W: Flujo másico a aliviar debido a la exposición al fuego (lbm/h) Hvap : Calor latente de vaporización, depende de la composición, presión y temperatura. Se obtiene asumiendo que el líquido contenido en el recipiente esta en su temperatura de burbuja a la presión de alivio del recipiente, (121% de la presión de ajuste de las válvulas). 71 La siguiente ecuación se selecciona de la Tabla 2: AT ( DL 2,61D 2 ) Se evalúa la carga de alivio para el caso fuego, el calor latente de vaporización se determinó con Isis a la presión de alivio, obteniendo la siguiente tabla (Tabla 12): Tabla 12 Carga de Alivio en los Recipientes Caso Fuego Orientación Longitud T-T (pies) Diámetro (pies) Área total de superficie (pie2) Fw Área Mojada (pie2) Ambiental Calor Absorbido (Btu/hr) Calor Latente de Vaporización (Btu/lbm) Carga de Alivio (lbm/h) Slug catcher HORIZONTAL 18 5,5 559,054 0,45 251,574 1 1953285,87 312,7 6246,517 Depurador 1 VERTICAL 7,833 2,5 112,770 0,45 50,746 1 525596,62 312,7 1680,833 Depurador 2 Depurador 3 VERTICAL VERTICAL 6,833 6,5 2 1,66666 75,733 56,810 0,45 0,45 34,079 25,564 1 1 379200,52 299560,68 293,9 253,2 1290,236 1183,099 c. Alivio por fuego en enfriadores : Según la norma API RP 521, el flujo másico aliviado por exposición al fuego en enfriadores se determina asumiendo que estos se comportan como recipientes a presión, la carga de alivio puede calcularse utilizando el área de un tubo desnudo, al igual que en los recipientes a presión se utilizara la ecuación 7 y 10 ; no obstante la forma de calculo del área varía : AW 0,3 ATD xn Donde: AW : Área Mojada (pie2) ATD Área Tubo Desnudo (pie2) D: Diámetro del tubo (pie) L: Longitud del Tubo (pie) ; ATD .D.L 72 Tabla 12 Carga de Alivio en los Enfriadores Caso Fuego ENFRIADOR 1 ENFRIADOR 2 ENFRIADOR 3 15,0000 15,0000 15,0000 0,0833 0,0833 0,0833 3,9270 3,9270 3,9270 70,0000 76,0000 90,0000 82,4668 89,5354 106,0288 1,0000 1,0000 1,0000 782651,1409 837249,6517 961759,9491 260,0000 253,2000 253,2000 3010,1967 3306,6732 3798,4200 Longitud del Tubo (pies) Diámetro (pies) Área Tubo Desnudo Atd (pie2) Número de Tubos Área Mojada Aw (pie2) Fambiental Calor Absorbido (Btu/hr) Calor Latente de Vaporización (Btu/lbm) Carga de Alivio (lbm/h) Tabla 13 Cargas y Condiciones de Alivio Caso Fuego Equipo Slug Catcher Depurador 1 Depurador 2 Depurador 3 Enfriador 1 Enfriador 2 Enfriador 3 Flujo Másico (Lbm/H) 6246,52 1680,83 1290,24 1183,10 3010,20 3306,67 3798,42 Presión De Ajuste (Psig) 90 90 210,3 480 210,3 480 1050 Presión De Alivio (Psig) 108,9 108,9 254,463 580,8 254,463 580,8 1270,5 Presión De Diseño Válvula (Psia) 123,6 123,6 269,163 595,5 269,163 595,5 1285,2 4. Cálculo del Área de las Válvulas de Alivio Evaluando las cargas para el diseño de los sistemas de alivio, se diseñarán para el caso de salida bloqueada, ya que los flujos másicos superan el caso de incendio; sin embargo, en casos de recipientes de gran tamaño, sometidos a grandes presiones y con bajos calores de vaporización, la carga de alivio por caso de incendio puede superar la carga por válvula obstruida. A continuación se describirá el procedimiento para dimensionar la válvula del slug catcher, asumiendo flujo crítico y utilizando la ecuación 4: A T1 .Z W CxKdxP1xKbxKc M A: Área de flujo de la válvula de alivio (pulg2) W 36990lbm / h P1 90Psigx1,1 14,7 113,7 Psia 73 T1 P1(Toper 460) 113,7 Psia (90 460)º R 377,14º R Poper 74,7 Psia Z=0,9137 M=22,44 lbm/lbmol K=1,335 (Relación de calores específicos) Kd=0,975 (valor preliminar para dimensionamiento) Kb=1 (se considera flujo crítico) Kc=1 (no se instalará disco de ruptura) C: Coeficiente C ( lbm.lbmol.R / lbf .hr ) se determina con la siguiente ecuación: 2 C 520 K K 1 A K 1 K 1 1, 3351 2 1,3351 520 1 , 335 350,22 1,335 1 36990lbm / h 377,14º R.0,9137 5,56 pu lg 2 (Asumiendo una sola 350,22 x0,975 x113,7 x1x1 22,44lbm / lbmol válvula) Puede utilizarse una válvula tipo P 4x6 5,56 pu lg 2 A 2,78 pu lg 2 (Asumiendo dos válvulas) 2 Puede utilizarse dos válvulas L 2x3, este procedimiento de cálculo se realiza para cada equipo estático y se genera la Tabla 14: Tabla 14 Válvulas de Alivio Seleccionadas. lbm/h P1 T1 Z M K Kd C ÁREA (pulg2) Diámetro (pulg) VÁLVULA Slug Catcher Depurador 1 Depurador 2 Depurador 3 36990,00 12310,00 12310,00 12310,00 113,70 113,70 246,30 542,70 377,149 377,149 254,270 247,339 0,914 0,914 0,914 0,983 22,440 22,440 22,440 22,440 1,335 1,335 1,219 1,243 0,975 0,975 0,988 0,983 350,226 350,226 339,141 341,510 5,562 1,851 0,805 0,376 2,661 1,535 1,012 0,692 P 4x6 L 3x4 J 3x4 G 2X3 Enfriador 1 12310,00 246,30 414,365 0,914 22,440 1,219 0,988 339,141 0,890 1,065 J3X4 Enfriador 3 12310,00 542,70 405,881 0,983 22,440 1,243 0,983 341,510 0,416 0,728 G 2X3 Enfriador 3 12140,00 1170,00 463,000 0,983 22,440 1,243 0,988 341,510 0,196 0,499 F1X2 74 3.5. Sistema de Venteo El sistema de despresurización comprenderá las válvulas de bloqueo (shut down) y las válvulas de venteo (blowdown); este sistema, opera de diferentes formas, en caso de paradas de planta. Para su dimensionamiento se considerará la mayor carga, que comprende el cierre total de la planta con venteo total de la misma, a través del cierre de las válvulas de bloqueo y la apertura de todas válvulas de venteo respectivamente. Las modalidades de operación del sistema de venteo, se deben describir en función de diferentes niveles de parada de planta, indicando la secuencia de acciones que deben tomarse desde el nivel I para acciones simples y de forma secuencial hasta un nivel IV para contingencias graves. 3.5.1. Niveles de Parada de Planta. En plantas compresoras existen diferentes modalidades de parada de planta, que describen las acciones a tomar en cada contingencia provocada por condiciones anormales en el proceso; desde contingencias simples nivel I con la salida de operación de un equipo, hasta la parada de planta para un nivel IV con bloqueo y venteo total de la misma. A continuación se describe los diferentes niveles de parada más comunes en plantas compresoras de gas. a. Parada Nivel I Comprende la salida de operación de un tren de compresión, el sistema de control procede a la detención de la unidad sin bloqueo ni venteo del mismo, en caso de las siguientes condiciones: Muy baja presión de succión del compresor. Muy alta presión de descarga del compresor. Alta temperatura en la succión del compresor. Alta temperatura en la descarga del compresor. Baja presión de aceite de lubricación. 75 b. Parada Nivel II Comprende la salida de operación de un tren de compresión con cierre de la válvula de bloqueo a la entrada y a la salida del tren de compresión con venteo simultáneo del tren afectado, se activaría en las siguientes condiciones: Entrada bloqueada por cierre de la válvula de bloqueo en la entrada del tren. Salida bloqueada por cierre de la válvula de bloqueo a la salida del tren. Cierre de las válvulas manuales a la descarga. Falla de la válvula de recirculación. Falla de un servicio crítico como electricidad o aire de instrumentos Es importante indicar que este nivel de parada solo podrá ejecutarse, si se dispone de los medios para bloqueo y venteo del compresor de forma individual, manteniendo los demás trenes en operación; por lo tanto, la ubicación de medios de bloqueo y venteo es de gran importancia para la operación de la planta. c. Parada Nivel III Comprende la salida de operación de todos los trenes de compresión sin bloqueo ni venteo total de la planta compresora, puede ser iniciada automáticamente o por operador en la sala de control, las condiciones pueden ser las siguientes: Muy alto nivel de líquido en el slug catcher. Muy alto nivel en cualquiera de los depuradores de succión. d. Parada Nivel IV Consiste en una parada de emergencia total y segura de la planta, comprende el cierre de las válvulas de bloqueo a la entrada y salida y apertura de las válvulas de venteo de cada compresor. Cierre de la válvula de bloqueo de entrada y salida a la planta y apertura de las válvulas de venteo localizadas en las tuberías, para descargar el gas atrapado en tuberías y equipos estáticos asociados a la planta. Se activa en caso de las siguientes condiciones: 76 Desde sala de control en caso de detectar cualquier situación insegura o accidente. Señal proveniente del sistema de detección de gas o fuego. Falla de algún servicio crítico tal como agua de enfriamiento, electricidad o aire de instrumentos. 3.5.2. Ubicación de Las Válvulas del Sistema de Venteo Si analizamos el punto 3.4 las válvulas de venteo en conjunto con las de bloqueo son las que ejecutarán las diferentes modalidades de parada; por lo tanto, su ubicación es de gran importancia, ya que de ello depende la flexibilidad operacional de la planta, permitiendo una parada completa con venteo total de planta, ó en equipos específicos con venteo parcial. A continuación en la Tabla 15, se describe la ubicación de cada válvula de bloqueo y despresurización, indicando la función de cada una en la secuencia de parada de planta Tabla 15 Válvulas de Bloqueo y Despresurización para la operación de la Planta Identificación VÁLVULAS DE BLOQUEO Ubicación Función Bloquea la entrada de gas a la SDV-1 Tubería de Entrada a la Planta planta SDV-2 Tubería de Entrada Tren de Compresión-1 Bloquea el Compresor-1 SDV-3 Tubería de Descarga Tren de Compresión-1 Bloquea el Compresor-1 SDV-4 Tubería de Entrada Tren de Compresión-2 Bloquea el Compresor-2 SDV-5 Tubería de Descarga Tren de Compresión-2 Bloquea el Compresor-2 SDV-6 Tubería de Entrada Tren de Compresión-3 Bloquea el Compresor-3 SDV-7 Tubería de Descarga Tren de Compresión-3 Bloquea el Compresor-3 Bloquea la salida de gas de la SDV-8 Tubería de descarga de la Planta planta VÁLVULAS DE DESPRESURIZACIÓN Identificación Ubicación Función BDV-1 Aguas arriba del slug catcher en el múltiple Descarga el volumen de gas en el múltiple de succión y la entrada a la de succión planta compresora BDV-2 Salida del Tren de Compresión-1 BDV-3 Salida del Tren de Compresión-2 BDV-4 Salida del Tren de Compresión-3 BDV-5 Múltiple de Descarga Descarga el volumen retenido en los equipos del tren de compresión-1 Descarga el volumen retenido en los equipos del tren de compresión-2 Descarga el volumen retenido en los equipos del tren de compresión-3 Descarga el volumen de gas retenido en el múltiple de descarga y a la salida de la planta compresora 77 Por ejemplo, al cerrar las SDV-1, SDV-2, SDV-4, SDV-6 (observar Tabla 15), quedaría el gas atrapado en la tubería de entrada, separador de entrada, múltiple de succión y tuberías de conexión de cada compresor, ese gas se descargaría a través de de la válvula BDV-1, ubicada aguas arriba del slug catcher, ver anexo Plano # 1. Esa carga de la válvula BDV-1, será proporcional al número de moles de gas en los equipos, así como también al volumen, presión y temperatura, el primer paso corresponde al cálculo del volumen de los equipos. 1. Volumen de Gas en los Equipos : Debe calcularse el volumen de los equipos en función de su diámetro y longitud, por ejemplo, para la tubería de entrada a la planta que mide 12 pulg y 40 pies de longitud desde la válvula de bloqueo, la misma tiene un volumen de : V A.L 2 4 xL (Ec. 35) V: Volumen (pie3) A: Área transversal del equipo o tubería (pie2) L: Longitud del equipo o tubería (pie) : Diámetro de la tubería o equipo (pie) V 3.14159(1 pie)2 x104,99 pie 82,4565 pie 3 4 Este volumen de 82,4565 pie3 corresponde a la tubería de entrada a la planta, desde la válvula de bloqueo SDV-1; debe agregarse los volúmenes de equipos y tuberías hasta las válvulas finales de bloqueo de los compresores SDV-2, SDV-4, SDV-6; siguiendo este procedimiento, se genera la tabla 16 con el volumen de los equipos adicionales y se obtiene el volumen total de los equipos que descargan a través de la BDV-1. 78 Tabla 16 Volumen de Equipos Facilidades de Baja Presión Equipos y tuberías Tubería de Entrada (Conexión Slug Catcher) Slug catcher Salida slug catcher - múltiple depuradores Múltiple de Succión Conexión Múltiple - Depuradores de Succión Volumen Total Área Baja Presión (pie3) Diámetro (pulg) 12 66 12 12 8 Cantidad 1 1 1 1 3 Long(pie) 104,99 18,00 65,62 157,48 65,62 Vol (pie3) 82,45650273 427,6493 51,53531421 123,6847541 68,71375228 754,0396233 De la misma forma debe calcularse el volumen de los equipos de compresión, incluyendo depuradores y enfriadores interetapas, como se indica en la tabla 17, este volumen será el que quedará atrapado en los equipos de compresión al cerrar las válvulas de bloqueo. Tabla 17 Volumen de los Equipos de Compresión y Equipos Interetapas Equipos de compresión Tubería de conexión múltiple-depurador Depurador 1era etapa Enfriador 1era etapa (80 tubos 1"x15') Depurador 2da etapa Enfriador 2da etapa (76 tubos 1"x15') Depurador 3era etapa Enfriador 3era etapa (90 tubos 1"x15') Tubería de conexión compresor - múltiple de salida Volumen total equipos de compresión (pie3) Cantidad 1 1 80 1 76 1 90 Diámetro (pulg) Long(pie) Vol (pie3) 8 6,56168 2,2904 30 7,874016 38,6514 1 15 6,5449 24 7,666912 24,0855 1 15 6,2177 20 6,56168 14,3153 1 15 7,3631 1 3 32,8084 1,6104 101,0791 Al cerrar las válvulas de bloqueo de los compresores y la válvula de bloqueo a la salida de la planta, el volumen corresponde a los múltiples y tuberías de salida de la planta, como se indica en la tabla 18: Tabla 18 Volumen de Equipos Facilidades de Alta Presión FACILIDADES DE ALTA PRESIÓN Tubería de Salida de los Compresores Cabezal de Salida de los Compresores Tubería de Salida de la Planta Volumen Total Facilidades de Alta Presión (pie3) Cantidad 3 1 1 Diámetro (pulg) 3 4 4 Long(pie) Vol (pie3) 32,80 4,8314 157,48 13,7427 65,61 5,7261 18,5741 79 2. Flujo de Gas a Descargar a través de las Válvulas de Venteo: La cantidad de gas a descargar por cada válvula de despresurización, es proporcional a la presión y temperatura a la que se encuentra al momento del venteo, a medida que el gas se descarga la presión va disminuyendo y de la misma forma el flujo másico, por lo tanto, la despresurización es un cálculo transitorio, en función de presión, flujo y tiempo. El proceso de despresurización debe ser a una velocidad que permita alcanzar el 50% de la presión de diseño de los equipos en un tiempo máximo de 15 minutos, tal como lo establece en la API RP 521 en su aparte 3.19 y en equipos con espesores de pared inferiores a 1 pulg, se recomiendan tiempos menores; a continuación, se indica el procedimiento de cálculo para las facilidades de baja presión indicados en la tabla 16. a. Número de moles existentes : Aplicando la ecuación de estado para gases reales se determina el número de moles iniciales : n PV ZRT (Ec. 36) Donde: P: Presión, P=104,7 Psia V: Volumen, V=754,04 pie3 (tabla 16) Z: Factor de Compresibilidad, Z=0,9818 (tabla 13) R: Constante universal de los gases, R=10,73 Psi/lbmol. °R T : Temperatura (°R), T= 90°F = 550°R Calculando : n PV 104,7 Psiax 754,04 pie 3 13,63moles ZRT 0,9818 x10,73Psi / lbmol Rx550R b. Máximo Flujo a descargar por un Orificio: La ecuación 3,2 de la norma API RP 521, se utiliza para determinar el máximo flujo de descarga a través de un orificio bajo las suposiciones de flujo crítico. 80 W A.C.Kd .P1.Kb.Kc T .Z M (Ec. 4) Donde: A: Área del orificio (pie2) C: Coeficiente C ( lbm.lbmol.R / lbf .hr ) se determina con la siguiente ecuación: 2 C 520 K K 1 K 1 /( K 1) 2 520 1,257 1,257 1 1, 2571 /(1, 2571) 342,874 Kd: Coeficiente efectivo de descarga para dimensionamiento preliminar sin disco de ruptura antes de la válvula puede utilizarse 0,975 P1: Presión de alivio o aguas arriba de la válvula (Psia) 104,7 Psia Kb: factor de corrección debido a la contrapresión, igual a 1 Kc: Factor de corrección para cuando la válvula se instala con disco de ruptura, igual a 1 T: Temperatura de alivio Z: Factor de compresibilidad M: Peso molecular Establecer el área del orificio es un proceso iterativo; asumiendo diferentes áreas de flujo, hasta establecer un valor que cumpla con el tiempo de despresurización recomendado en la API RP 521; Calculando para un diámetro de 1 pulg: W 0,785 pu lg 2 x342,874 x0,975 x104,7 Psia.1x1 27476,124 5602,7985lbm / h 4,904 550º R.0,98 22,43lbm / lbmol W 5602,7985lbm / h 1,55lbm / seg c. Evaluación de masa, moles y presión para un tiempo de 50 seg. Masa : m 1,55lbm / segx50seg 77,5lbm Moles extraidos : n m 77,5lbm 3,4519lbmol M 22,43lbm / lbmol 81 Moles restantes : ni n(extraidos ) 13,63moles 3,4519moles 10,17moles Presión: Alcanzada luego de 50 segundos de descarga, se obtiene el primer punto de la grafica Presión vs. Tiempo: P ZnRT 0,9818.10,17moles.10,73lbm / lbmol.550º R 78,147 Psia V 754,04 pie 3 Con la nueva presión se recalcula nuevamente el flujo másico, repitiendo la secuencia de cálculo para intervalos de 50 segundos descarga, para obtener el cada punto de la grafica Presión Vs. Tiempo: W 0,785 pu lg 2 x342,874 x0,975 x104,7 Psia.1x1 550º R.0,98 22,43lbm / lbmol 27476,124 4181,87lbm / h 1,1616lbm / seg 4,904 d. Evaluación de masa, moles y presión para un tiempo de 50 seg adicionales (100 segundos). Masa : m 1,1616lbm / segx50seg 58,08lbm Moles extraidos : n m 58,08lbm 2,59lbmol M 22,43lbm / lbmol Moles restantes : ni n(extraidos ) 10,17moles 2,59moles 7,58moles Presión: Alcanzada para 100 segundos de descarga P ZnRT 0,9818.7,58moles.10,73lbm / lbmol.550º R 58,24 Psia V 754,04 pie 3 82 Este procedimiento se repite cada 50 segundos, hasta cumplir con el requerimiento de obtener un flujo de descarga que garantice que alcanzar la mitad de la presión de diseño en un tiempo máximo de 15 min, tal como se establece en el API Recommended Practice 521 3.19 Vapor Depressuring. e. Presión Critica : El flujo crítico se garantiza, si la presión aguas arriba de la válvula de venteo no excede la presión de flujo crítico, determinada con la siguiente ecuación : Pcf 2 P1 K 1 K /( K 1) (ec. 36) Donde: Pcf: Presión de flujo crítico (Psia) P1: Presión de alivio o aguas arriba de la válvula de alivio (Psia) K: Relación de calores específicos (Cp/Cv) 1, 257 /(1, 2571) 2 Pcf 1,257 1 x104,7 Psia 57,96 Psia Este parámetro es de gran importancia para el dimensionamiento del múltiple de venteo de la instalación, de esta forma se evalúa para intervalos cada 50 segundos, para verificar que en el tiempo de 15 minutos o menos se logra alcanzar la mitad de la presión de diseño, como se indica en la Tabla 19. 83 Tabla 19 Carga de Venteo para las Facilidades de Baja Presión (Orificio 1”) Volumen del Recipiente P1 P2 tiempo M (lbm/lbmol) T Z R K Kd Nro de Moles Pcf Alfa Beta C Arequerida Drequerido Descarga máxima 520 Caudal Actual 754,04 104,70 52,35 15,00 22,43 90,00 0,98 10,73 1,257 0,975 13,63 57,96 0,345880 0,00508844 342,874 0,785 1,000 5601,994 13821,403 Pie3 Psia Psia min lbm/lbmol ºF Psi/(lbmolºR) lbmol Psia pulg2 pulg lbm/hr pie3/hr TIEMPO (SEG) PRESIÓN INICIAL (Psia) FLUJO MÁSICO (lbm/h) FLUJO MÁSICO (lbm/s) DENSIDAD CAUDAL (PIE3/h) LBM EXTRAIDA MOLES EXTRAIDOS MOLES RESTANTES PRESIÓN FINAL 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 104,70 78,04540204 58,17654996 43,36592389 32,32579718 24,09627352 17,96182765 13,38909322 9,980488666 7,439649002 5,545658046 4,13384061 3,081444626 2,296968336 1,712204558 1,276310345 0,95138638 0,709181782 5601,994 4175,834 3112,748 2320,302 1729,598 1289,276 961,051 716,386 534,008 398,060 296,722 221,182 164,873 122,900 91,612 68,289 50,904 37,945 1,556 1,160 0,865 0,645 0,480 0,358 0,267 0,199 0,148 0,111 0,082 0,061 0,046 0,034 0,025 0,019 0,014 0,011 0,405 0,302 0,225 0,168 0,125 0,093 0,070 0,052 0,039 0,029 0,021 0,016 0,012 0,009 0,007 0,005 0,004 0,003 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 13821,403 77,80547141 57,99770103 43,23260644 32,22641978 24,02219569 17,9066086 13,34793188 9,949806205 7,416777703 5,528609338 4,121132174 3,071971513 2,289906894 1,706940823 1,272386655 0,948461586 0,707001584 0,527012635 3,468812814 2,585720064 1,927445673 1,436755229 1,070985095 0,798332974 0,595092817 0,443593678 0,330663295 0,246482806 0,183733044 0,136958159 0,102091257 0,076100795 0,056727002 0,042285403 0,031520356 0,023495882 10,16 7,571060058 5,643614385 4,206859156 3,135874061 2,337541088 1,742448271 1,298854593 0,968191298 0,721708492 0,537975448 0,401017289 0,298926032 0,222825237 0,166098235 0,123812832 0,092292476 0,068796594 78,04540204 58,17654996 43,36592389 32,32579718 24,09627352 17,96182765 13,38909322 9,980488666 7,439649002 5,545658046 4,13384061 3,081444626 2,296968336 1,712204558 1,276310345 0,95138638 0,709181782 0,528637796 84 Tabla 20 Carga de Venteo para Facilidades de baja Presión; Área Minima para 15 min exactos (Orificio 0,385”) Volumen del Recipiente P1 P2 tiempo M (lbm/lbmol) T Z R K Kd Nro de Moles Pcf Alfa Beta C Arequerida Drequerido Descarga máxima 520 Caudal Actual 754,04 104,70 52,35 15,00 22,43 90,00 0,98 10,73 1,257 0,975 13,63 57,96 0,345880 0,00075505 342,874 0,117 0,385 831,256 2050,900 TIEMPO (SEG) PRESIÓN INICIAL (Psia) 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 Pie3 Psia Psia min lbm/lbmol ºF Psi/(lbmolºR) lbmol Psia pulg2 pulg lbm/hr pie3/hr FLUJO MÁSICO (lbm/s) 0,231 0,222 0,214 0,206 0,198 0,190 0,183 0,176 0,170 0,163 0,157 0,151 0,145 0,140 0,135 0,130 0,125 0,120 DENSIDAD CAUDAL (PIE3/h) LBM EXTRAIDA 104,70 100,7448366 96,93908409 93,27709826 89,75344818 86,36290805 83,10044948 79,96123405 76,94060611 74,03408588 71,23736281 68,54628918 65,95687396 63,46527689 61,06780278 58,76089602 56,54113533 54,40522866 FLUJO MÁSICO (lbm/h) 831,256 799,855 769,639 740,565 712,589 685,671 659,769 634,845 610,863 587,787 565,583 544,217 523,659 503,877 484,842 466,527 448,903 431,945 0,405 0,390 0,375 0,361 0,347 0,334 0,322 0,310 0,298 0,287 0,276 0,265 0,255 0,246 0,236 0,227 0,219 0,211 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 2050,900 11,54522579 11,10909156 10,6894328 10,28562713 9,897075691 9,523202229 9,16345227 8,81729228 8,484208884 8,163708097 7,855314598 7,558571019 7,273037272 6,998289892 6,733921411 6,479539755 6,234767659 5,999242112 52,35000833 415,628 0,115 0,203 2050,900 MOLES EXTRAIDOS 0,514722505 0,495278268 0,47656856 0,458565632 0,441242786 0,42457433 0,408535545 0,393102643 0,378252737 0,363963803 0,35021465 0,336984887 0,324254894 0,312005791 0,300219412 0,288878277 0,277965567 0,267465096 MOLES RESTANTES 13,11 12,61559216 12,1390236 11,68045797 11,23921518 10,81464085 10,40610531 10,01300267 9,634749929 9,270786126 8,920571476 8,583586589 8,259331695 7,947325904 7,647106492 7,358228215 7,080262648 6,812797552 PRESIÓN FINAL 100,7448366 96,93908409 93,27709826 89,75344818 86,36290805 83,10044948 79,96123405 76,94060611 74,03408588 71,23736281 68,54628918 65,95687396 63,46527689 61,06780278 58,76089602 56,54113533 54,40522866 52,35000833 85 Tabla 21 Carga de Venteo para Equipos Interetapas (Orificio ½”) Volumen del Recipiente P1 P2 tiempo M (lbm/lbmol) T Z R K Kd Nro de Moles Pcf Alfa Beta C Arequerida Drequerido Descarga máxima 520 Caudal Actual TIEMPO (SEG) PRESIÓN INICIAL FLUJO MÁSICO (lbm/h) 101,08 919,70 467,20 15,00 22,18 120,00 0,98 10,73 1,50 0,975 15,24 470,89 0,327680 0,01040902 364,564 0,196 0,500 12676,483 3790,049 FLUJO MÁSICO (lbm/s) 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 919,70 440,7425784 211,2145486 101,2191418 48,50667126 23,24557503 11,13984416 5,338483895 2,558331148 1,226014425 0,587535891 0,281561469 0,134931095 0,064662258 0,030987725 0,01485007 0,007116514 0,003410407 12676,483 6074,879 2911,229 1395,132 668,581 320,400 153,544 73,582 35,262 16,899 8,098 3,881 1,860 0,891 0,427 0,205 0,098 0,047 900 0,00163435 0,023 Pie3 Psia Psia min lbm/lbmol ºF Psi/(lbmolºR) lbmol Psia pulg2 pulg lbm/hr pie3/hr DENSIDAD CAUDAL (PIE3/h) LBM EXTRAIDA MOLES EXTRAIDOS MOLES RESTANTES PRESIÓN FINAL 3,521 1,687 0,809 0,388 0,186 0,089 0,043 0,020 0,010 0,005 0,002 0,001 0,001 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 3,345 1,603 0,768 0,368 0,176 0,085 0,041 0,019 0,009 0,004 0,002 0,001 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 3790,049 176,062264 84,37331326 40,43374104 19,37683079 9,285847953 4,450003881 2,132549945 1,021969731 0,489752717 0,234701398 0,11247461 0,053900565 0,02583046 0,012378584 0,005932118 0,002842815 0,001362346 0,000652869 7,937883861 3,804026747 1,822982012 0,873617258 0,418658609 0,200631374 0,096147428 0,046076183 0,022080826 0,010581668 0,005070992 0,002430143 0,001164583 0,000558097 0,000267453 0,00012817 6,14223E-05 2,9435E-05 7,30 3,500512741 1,677530729 0,80391347 0,385254861 0,184623487 0,088476059 0,042399877 0,020319051 0,009737383 0,00466639 0,002236248 0,001071664 0,000513567 0,000246114 0,000117944 5,65215E-05 2,70865E-05 440,7425784 211,2145486 101,2191418 48,50667126 23,24557503 11,13984416 5,338483895 2,558331148 1,226014425 0,587535891 0,281561469 0,134931095 0,064662258 0,030987725 0,01485007 0,007116514 0,003410407 0,00163435 0,000 0,000 3790,049 86 Tabla 22 Carga de Venteo para Los Equipos de alta Presión (Orificio ¼”) Volumen del Recipiente P1 P2 tiempo M (lbm/lbmol) T Z R K Kd Nro de Moles Pcf Alfa Beta C Arequerida Drequerido Descarga máxima 520 Caudal Actual 18,57 914,70 464,70 15,00 22,18 120,00 0,83 10,73 1,50 0,975 3,29 468,33 0,327680 0,01301258 364,564 0,049 0,250 3419,645 870,656 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 PRESIÓN INICIAL 914,70 319,1982816 111,389027 38,87087132 13,56457345 4,733561314 1,651847204 0,576436852 0,201156284 0,070196502 0,024496122 0,008548289 0,002983054 0,001040981 0,000363266 0,000126767 4,42373E-05 1,54373E-05 FLUJO MÁSICO (lbm/h) 3419,645 1193,336 416,433 145,320 50,712 17,697 6,176 2,155 0,752 0,262 0,092 0,032 0,011 0,004 0,001 0,000 0,000 0,000 FLUJO MÁSICO (lbm/s) 0,950 0,331 0,116 0,040 0,014 0,005 0,002 0,001 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 900 5,38707E-06 0,000 0,000 TIEMPO (SEG) Pie3 Psia Psia min lbm/lbmol ºF Psi/(lbmolºR) lbmol Psia pulg2 pulg lbm/hr pie3/hr DENSIDAD CAUDAL (PIE3/h) LBM EXTRAIDA 3,928 1,371 0,478 0,167 0,058 0,020 0,007 0,002 0,001 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 870,656 47,49507163 16,57411747 5,783786831 2,018339147 0,704329712 0,245786415 0,085770855 0,029931026 0,01044488 0,003644898 0,001271942 0,000443863 0,000154893 5,40521E-05 1,88623E-05 6,58228E-06 2,29699E-06 8,01568E-07 0,000 870,656 MOLES EXTRAIDOS 2,141346782 0,747255071 0,260765863 0,090998158 0,031755172 0,011081443 0,003867036 0,00134946 0,000470914 0,000164333 5,73463E-05 2,00119E-05 6,98344E-06 2,43698E-06 8,50419E-07 2,96767E-07 1,03561E-07 3,61392E-08 MOLES RESTANTES 1,15 0,400540464 0,139774601 0,048776443 0,017021271 0,005939828 0,002072792 0,000723332 0,000252417 8,80849E-05 3,07385E-05 1,07267E-05 3,74323E-06 1,30626E-06 4,55838E-07 1,59072E-07 5,55104E-08 1,93712E-08 PRESIÓN FINAL 319,1982816 111,389027 38,87087132 13,56457345 4,733561314 1,651847204 0,576436852 0,201156284 0,070196502 0,024496122 0,008548289 0,002983054 0,001040981 0,000363266 0,000126767 4,42373E-05 1,54373E-05 5,38707E-06 87 3.5.2.1. Comparación de las Cargas de Despresurización con los Resultados del Simulador Hysys. El simulador HYSYS 3.2, posee una función que permite simular un proceso de despresurización dinámica, colocando las condiciones de proceso indicadas en la tabla 19, se comparo los resultados: a. Máximo flujo de descarga : Para una presión de 104,7 Psia, el máximo flujo de descarga obtenido fue 5601,994lbm/h, para un diámetro de 1 pulg; mientras que con el simulador HYSYS se obtuvo el siguiente resultado indicado en la figura 19: Figura 17 Resultados Obtenidos Fijando Presión, Área para Obtener Presión Final Área de la Válvula = 0,005451 pie2 = 0,785 pulg2 (área utilizada en la Tabla 19) Máximo Flujo de Descarga = 5559 lbm/h (HYSYS) Máximo Flujo de Descarga = 5601 lbm/h (Cálculo Tabla 19) Como puede observarse los resultados son similares los de la tabla 19 con los obtenidos con HYSYS 3.2. 88 b. Mínima Área de Flujo Requerida : Para este caso, se simuló la despresurización dinámica pero fijando los requerimientos de la norma API RP 521, que debe alcanzarse la mitad de la presión de diseño en un tiempo de 15 minutos, y se obtuvo el siguiente resultado indicado en la figura 20: Figura 18 Resultados Fijando Presión y Tiempo para Obtener el Área. Este cálculo es para comparar el mostrado en la tabla 20, se obtuvo los siguientes resultados: Área de la Válvula = 0,120125 pulg2 (HYSYS) Área de la Válvula = 0,117 pulg2 (calculada en la Tabla 17) Máximo Flujo de Descarga = 850 lbm/h (HYSYS) Máximo Flujo de Descarga = 831 lbm/h (Tabla 17) Al comparar las tablas 19 y 20 con las figuras 20 y 21, los resultados son similares a los obtenidos con la memoria de cálculo descrita y al realizado con HYSYS 3.2. 89 3.5.2.2. Evaluación de las Cargas del Sistema de Alivio y Venteo. Las cargas de despresurización comprenden el cierre de todas las válvulas de bloqueo y la apertura secuencial de las válvulas de venteo, los resultados obtenidos de este análisis, se indican en la Tabla 23: Tabla 23 Cargas de Despresurización Equipos Lbm/h Lbm/h Facilidades de baja presión 5602 5602 Equipos InteretapasX3 12676 38028 Facilidades de Alta presión 3420 3420 TOTAL(*) 47050 (*)Estos valores pueden cambiar en caso de disminución del tiempo de despresurización o en caso de aumentar los diámetros de salida de las válvulas de despresurización. Tabla 24 Carga de Alivio Máxima Alivio (lbm/h) Despresurización (lbm/h) 5602 36990 38028 Equipos baja presión Equipos de compresión x 3 Equipos de alta presión TOTAL lbm/h 3420 36990 47050 Al evaluar las cargas de despresurización y alivio por fuego en la Tabla 24 se determina que la carga de despresurización es mayor y se considera ésta para el cálculo de los sistemas de deposición final. 3.6. Diseño del Múltiple del Sistema. El múltiple debe diseñarse considerando dos parámetros, la presión critica en cada punto de descarga y las pérdidas de presión permisibles en la tubería; se calcula, comenzando desde extremo superior del cabezal principal (punto A Figura 21), donde la presión es atmosférica o critica (cualquiera que sea mayor) y sumando cada caída de presión calculada con la ecuación de Weymouth, hacia el punto B. En caso de que las presiones aguas abajo de las válvulas de venteo 90 sean mayores a las de flujo crítico, debe hacerse ajustes en los diámetros de tuberías para mantener las presiones calculadas por debajo de las presiones de flujo crítico, calculando la presión crítica: Pc 2,02 V D2 TG K ( K 1) 2,02 19,12 550º R.0,77 4,76 Psia 17 Psia 10 2 1,24(1,24 1) Donde: Pc. Presión Crítica al final de la tubería (Psia) V: Volumen de gas al final de la línea del mechurrio (MMPCED) D: Diámetro interno del Tubo (pulg) T. Temperatura (ºR) G: Gravedad especifica del gas K: Relación de calores específicos Figura 19 Múltiple de Venteo Utilizando la ecuación de Weymouth para el primer tramo de tubería: q SC 0.5 2 2 5, 333 Ts P1 P2 d x( E ) 433.5 x Ps xL(Tavg) xZavg qsc=19,12 MMPCED Ts=520ºR Ps=14,7Psia P2=18 Psia (punta de la estaca) =0,77 (gravedad especifica) Zavg=0,99 Tavg=120ºF Long=50 pies =0,0094696 millas 91 0.5 2 2 P1 P2 (8 pu lg) 5,333 520º R x(1) 19120000 PCED 433.5 x 14,7 Psia 0,77 x0,0094696millas (580º R) x0,99 P P 99,663Psia P 18 324Psia 2 2 1 2 2 2 2 2 2 P1 99,663 324 423,63Psia 2 2 P1 423,63Psia 2 20,58Psia De esta forma se calcula cada tramo y se verifica que las presiones sean inferiores a la presión crítica en cada punto, los resultados se indican en la tabla 25. Tabla 25 Cálculo del Múltiple de Venteo TRAMO GRAV DE LONG TEMP Ts Ps Z D ESP TUBERÍA 1 0,77 50 120 60 14,7 0,99 8 2 0,77 20 120 60 14,7 0,99 6 3 0,77 40 120 60 14,7 0,99 6 4 0,77 26 120 60 14,7 0,99 6 5 0,77 8 120 60 14,7 0,99 6 6 0,77 46 120 60 14,7 0,99 6 7 0,77 46 120 60 14,7 0,99 4 8 0,77 32 120 60 14,7 0,99 4 Q (MMPCED) E (P2^2- P2 P1 Dp/100 presión P1^2) (psia) (psia) pies critica 19,12 19,12 19,12 19,12 16,84 11,69 6,54 1,39 1 1 1 1 1 1 1 1 99,663 184,9 369,8 240,37 57,397 159,03 432,63 13,584 18,00 20,58 24,67 31,28 34,91 35,72 37,88 43,22 20,58 24,67 31,28 34,91 35,72 37,88 43,22 43,37 1,36 2,15 3,48 1,91 0,43 1,14 2,81 0,08 57,96 470,89 470,89 470,89 468,33 Evaluando la tabla 31, se obtuvo los siguientes resultados: El diámetro del múltiple puede ser variable, siendo menor en los tramos de bajo caudal 4 y 6 pulg e incrementase hacia el final del mismo donde el caudal actual es mayor debido a la baja presión Las presiones en cada punto no superan la presión crítica; por lo tanto, se cumple la premisa de diseño de flujo crítico. 3.7. Cumple con las pérdidas de presión recomendadas de 0,5 – 2 Psi/100 pies. Diseño del Separador KOD Knockout Drum. El KOD, será un recipiente horizontal sin demister; por esto, se dimensiona en función de la velocidad de vapor, la presión de operación, será la de la estaca 92 más las pérdidas en la línea desde la instalación del KOD hasta la estaca, en la tabla 26, se indican las condiciones de proceso de este equipo: Tabla 26 Condiciones de Proceso KOD DATOS Gravedad Diámetro de Partícula Temperatura Densidad Peso Molecular Gravedad Especifica Flujo Molar Flujo Másico Caudal Actual Z Viscosidad Acumulación (10 BBL) de líquidos Mezcla 32,2 9,84E-04 120,00 0,0961 22,46 2086 46851,56 0,9963 0,011 Vapor 32,2 9,84E-04 120,00 0,0922 21,75 0,75103591 2065 44913,75 487133,948 0,988 0,009398 Líquido 32,2 9,84E-04 120,00 44,63 92,75 0,696 20,86 1935 43,35648667 0 56,14 unidades pie/s pie ºF Lbm/pie3 Lbm/lbmol lbmol/h lbm/h pie3/h Cp pie3 El proceso de dimensionamiento de un KOD según la norma API RP 521, es un proceso de ensayo y error, que se inicia con la suposición de un diámetro y una longitud para el equipo, como se indica a continuación: 1. Primera Iteración: Considerando para el primer cálculo L=12 pie (Longitud del recipiente) D=5 pie (Diámetro interno del recipiente) 2. Cálculo del Coeficiente de Arrastre: 0.95 x108 x( g )( D p )( l g ) 3 C (Re) 2 2 C (Re)2: Coeficiente de arrastre x Reynolds2 ρg: Densidad del gas ρl: Densidad del líquido Dp: Diámetro de partícula (se recomienda un diámetro de partícula de 300 micrómetros=9,84251x10-4 pie) μ: Viscosidad del gas 0.95 x108 x(0,0922)((9,84252 x10 4 ) 3 )(44,63 0,0922) C (Re) 4208,21 0.00938 2 2 Con la figura 22, se obtiene, un coeficiente de arrastre de 1,4. 93 Figura 20 Coeficiente de Arrastre C Vs. C (Re) 2 (Fuente API RP 521) 3. Velocidad del Gas: 32.2(9.84025 x10 4 (44,63 0.0922) Uc 1.15 3.8024 Ft / s 0.0689(1.4) 4. Área interna del recipiente: A ( D) 2 4 (5 2 ) 4 19.63495Ft 2 5. Área de Líquido: El KOD almacenará líquido producto de la separación del gas que se envía al sistema de quema, para conexiones adicionales de líquido en el recipiente, debe considerarse como un volumen con su respectiva área transversal. Como se observa en la siguiente figura que indica el área transversal del recipiente. Para este caso se considerará un volumen de líquido producto de 30 minutos de retención y una acumulación de 10 BBLS Área Liquido Caudal de LiquidoxTi empo de retencion L Caudal de liquido 0,7225 pie 3 / min Área Liquido 1 0,7225 pie 3 / mx30 min 1,8063 pie 2 12 pie GAS LIQUIDO PROVENIENTE DE OTRAS CONEXIONES LIQUIDO PRODUCTO DE 30 MIN DE ACUMULACION 94 10 BBLSx (1 pie 3 / 0.1781BBL ) 4.6783 pie 2 12 pie 2 Área Total Liquido 6,484 pie Área Liquido 2 6. Área para el Vapor: El área restante del gas es la diferencia del área total menos la de líquido: Area Gas 19.63495 pie 2 6,484 pie 2 13,15 pie 2 7. Altura de Líquido y Gas dentro del recipiente: Para determinar el nivel de líquido, debe calcularse la relación entre el área transversal de líquido y el área total. Rliquido 6,484 pie 2 0,33026 19.6345 pie 2 Con R y la Tabla 1 del Anexo, se obtiene el factor para multiplicar la altura total del recipiente y obtener así la relación de altura entre el diámetro del recipiente R*, se obtiene R*=0.326 Rliquido 0.326 (Anexo-1) hliquido 0.326 x60 pu lg 19,56 pu lg ; hgas 60 pu lg 19,56 pu lg 40,44 pu lg 8. Cálculo del tiempo de colapso del líquido: hGAS (40,44 / 12) pie 0,8862seg Uc 3.8024 pie / s 9. Velocidad de vapor: Caudal de Vapor 487133,948 pie 3 / hx1h / 3600 Uv 10,2933 pie / s Area vapor 13,15 pie 2 10. Verificación de la Longitud Supuesta: L min Uvx 10,2933 pie / sx0.8862s 9,12 pies , La longitud supuesta es mayor a la requerida; por lo tanto, un KOD con 5 pies x 12 pies de Longitud tangente tangente funciona; este procedimiento se realizó con diferentes longitudes y se obtuvo los siguientes resultados (Tabla 28). 95 Tabla 28 Resultados para Diferentes Longitudes del KOD Diámetro (pie) Longitud (pie) Verificación Long Mínima (pie) 3.8. Iteración-1 5 12 9,1200 Iteración-2 5 8,5 8,7645 Iteración-3 5 10 8,6768 Dimensionamiento de la Chimenea del Mechurrio En esta sección se describirá el procedimiento y se muestra los resultados (Tabla 29) del dimensionamiento del mechurrio, indicado en la norma API RP 521 en su apéndice C. 1. Diámetro de La Chimenea: La norma API RP 520, recomienda que la chimenea del mechurrio debe diseñarse para una velocidad de salida de 0.2-0.4 Mach; con la siguiente ecuación y el flujo másico, se varía el diámetro hasta obtener una velocidad de 0,4 Mach, considerada para la máxima quema. W zT Mach 1.702 x10 2 P D 2 KxM 0.5 5 (Ec. 21) Donde: Mach=0.2-0.4 (0,4 para casos de emergencia) W: Flujo Másico P2: Presión en la punta de la chimenea (14.7 Psia) D: Diámetro de la chimenea (Pie) Z: Factor de compresibilidad T: Temperatura del fluido (ºR) K: Relación de calores específicos M: Peso molecular (lbm/lbmol) Para un diámetro de 10 pulg, se obtiene un match entre 0,2 y 0,4 0.98 x540º R 47050lbm / h Mach 1.702 x10 5 2 14 , 7 Psiax 0 , 83333 pie 1,23x 22,49 0.5 0,3467 96 2. Cálculo de Longitud de la Llama: Para determinar el calor liberado (Ec. 22) por la quema del gas, debe determinarse el valor calorífico neto VCN del gas, se obtiene un VCN=1215,86 BTU/PCE. Q PCEDxVCN (Ec.22) Q 19059000PCEDx1215,83BTU / PCE 23172MMBTU/dia=965,53MMBTU/h La longitud de la llama, se calcula con la siguiente ecuación, tomada del Manual PDVSA 9.0616.1.021(14) L e((1.0917xLog10 (Q )) 5) (Ec. 23) 6 L e((1.0917xLog1 0 (965,530x10 )) 5) 122,56 pies 3. Distorsión de la llama Causada por el Viento: Debe calcularse la relación de velocidades, con la siguiente ecuación: U Velocidad del Viento Uc Velocidad del Fluido en la estaca PDVSA recomienda en el Manual 9.0616.1.021 (14) una velocidad para el viento de 30Pie/s; ya que velocidades por encima de estas, la duración es poca y el efecto es que aumenta la calidad de la llama y reduce la radiación. Con la figura 11, se obtiene la distorsión de la flama debido al viento lateral, con la relación de velocidades. Se determina el caudal actual Q=229,30 pie3/seg Área=0,5454 pie2 (área de boquilla 10”) Velocidad=420,41 pies/seg (del fluido en la estaca) U 30 pies / s 0,0714 Uc 420,41 pies / s X L; Y L 97 Luego se obtiene la distorsión de la flama debido al viento lateral, se obtiene: X 0.75 ; L Y 0.55 , L X 0,75xL 0,75x122,56 pies 91,92 pies Y 0,55xL 0,55x122,56 pies 67,41pies 4. Altura de la Estaca de Quema: Primero debe calcularse la distancia mínima desde el punto medio de la llama hasta el punto u objeto expuesto a radiación, con la siguiente ecuación: D xFxQ 4 xxK Donde: D: Distancia mínima desde el punto medio de la flama al objeto en consideración : Fracción de Calor Transmitido, se calcula con la siguiente ecuación 1 / 16 1 / 16 100 100 x Humedad Re lativa D F: Fracción de calor radiado depende del tipo de gas a quemar, Hidrógeno=0.15; Metano:0.2; Etano Plus: 0.30, como el gas a quemar esta compuesto por 70 % de metano, se considerará F=0.25 Q: Calor generado (Btu/h) 965,5MMBTU/hr K: Radiación Permisible, se considerará 1500 Btu/h.pie2 (1200 Btu/h.pie2 de la llama + 300 Btu/h.pie2 solar) desde la base de la chimenea hasta el punto más cercano donde existe personal laborando) a una distancia de R=48 Pies, que es la distancia mas cercana al mechurrio donde existe personal expuesto a la radiación. 0,79 El cálculo de D, es un procedimiento iterativo, ya que la fracción de calor transmitido está en función de D, se asume un valor de 0,8 y se determina D, luego se sustituye hasta que el valor D corresponda con el valor de . D 0.8 x0,25 x965,5 x10 6 Btu / h 113 pies 4 xx(1500 300) Btu / h. pie 2 98 Se calcula la fracción de calor transmitido: 100 0,79 90 1 / 16 100 x 113 1 / 16 0,78910 Se recalcula D : D 0.789410 x0,25 x965,5 x10 6 Btu / h 112,41 pies 4 xx(1500 300) Btu / h. pie 2 R=48 pies (asumido) R' R 1 / 2 X 48Ft 1 / 2(91,92) 2,03 pies H ' D 2 R' 2 112,412 2,032 112,39 pie H H '1 / 2 y 112,39 (0.5x67,41)Ft 78,68 pies 24mts (Altura del mechurrio) Figura 21 Dimensiones Básicas del Mechurrio Y 33,7 pies 2 X 45,96 pies 2 D=112,41pies H=78,68pies d=10pulg R=48 pies 99 5. Evaluación de la Distancia de Seguridad R vs. Radiación: Con el procedimiento indicado y la altura del mechurrio calculada, se evalúa la distancia R para diferentes valores de radiación, de esta forma establecer las zonas de seguridad, los resultados se muestran en la tabla 29: Tabla 29 Evaluación de R vs. Radiación Radiación Total 1500 1450 1400 800 550 440 Radiación llama 1200 1150 1100 500 250 140 D 112,4126477 114,7565287 117,256745 171,8543968 240,5021194 318,570056 t calculado 0,7894252 0,788407681 0,787346352 0,76875755 0,752778146 0,73966765 t revisado 0,789425368 0,78841 0,78735 0,76876 0,752796 0,739669 Radio Seg (pie) 48 69 80 177 259 345 Radio Seg (mm) 14611,32 21031,20 24276,86 53803,30 79034,64 105156,00 350 340 320 310 50 40 20 10 524,83235 584,8020844 818,3613228 1145,315334 0,716944681 0,71211294 0,697313167 0,682816673 0,716986 0,712159535 0,6973 0,682888232 560 621 858 1.189 170822,11 189280,80 261518,40 362407,20 El tiempo de exposición infinito se obtiene a una distancia de 345 pies desde la base del mechurrio tabla-29. CAPÍTULO IV ANÁLISIS Y DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS El objetivo de este capítulo es describir de forma clara y resumida los resultados que evidencian el cumplimiento de los objetivos planteados. Entre los que se destacan: 1. Describir las características y propiedades de los fluidos manejados por la Planta Compresora LED-6 de la Unidad de Explotación Oritupano Leona. En el estudio realizado en la Ingeniería Conceptual “Manejo Integral de Gas Oritupano-Leona” se realizó un balance de gas de dicha Unidad, el mismo arrojó como resultado exceso de gas en Leona y déficit de gas en Oritupano; por esto, se recomendó transferir el exceso de gas de Leona para cubrir el déficit de gas en Oritupano, para lo cual, se requiere diseñar una planta compresora que estará ubicada en el campo Leona, específicamente en los alrededores de la estación LED-6, con el fin de transferir el exceso de gas en Leona a Oritupano. En la Unidad Oritupano-Leona, gran parte del gas se usa como combustible, para alimentar los motores de equipos de procesos (bombas de PIAS, bombas de transferencia, compresores, trifásicos, hornos, entre otros). Por tal razón, en el Proyecto: “Ingeniería Básica Facilidades para Mejoras de la Calidad del Gas Oritupano-Leona”, se contempla la construcción de la Planta Compresora LED6; para la cual, se plantea la instalación de tres compresores reciprocantes para el manejo de 15 MMPCED. Cada equipo permitirá el manejo de 5 MMPCED en el nivel de 60 Psig con una descarga común de 750 Psig. En la Tabla 30, se describe el fluido de entrada a la planta compresora LED-6 Tabla -30 Composición de Entrada Planta Compresora C1 C2 C3 iC4 0,7780 0,0781 0,0460 0,0110 nC4 0,0140 iC5 nC5 C6 C7 C8 C9 N2 CO2 0,0050 0,0041 0,0041 0,0031 0,0022 0,0011 0,0031 0,0581 101 2. Describir el funcionamiento de la Planta Compresora LED-6 de la Unidad de Explotación Oritupano Leona. La Planta Compresora de Gas LED-6, consta de tres (03) compresores reciprocantes de tres etapas con una capacidad de 5 MMPCED cada uno, para una capacidad total de 15 MMPCED. Este sistema eleva la presión desde 60 Psig hasta 750 Psig. El equipo de compresión estará conformado por tres etapas de compresión. Cada etapa de compresión posee los siguientes equipos; 1. Depurador de Succión: Se requiere para eliminar cualquier líquido que pudiese entrar al cilindro de compresión y causar danos al compresor. 2. Cilindro (s) de compresión: Incrementa la presión del gas, hasta la presión permitida por la máxima temperatura permisible. 3. Enfriador interetapa: Se requiere para disminuir la temperatura del gas luego que es comprimido, para volver a comprimirlo en la siguiente etapa de compresión, se recomienda temperaturas de salida de los enfriadores interetapas 120 F. El esquema de compresión planteado se muestra en la figura 20 y la Tabla 31, y a continuación se describe su funcionamiento: 1. El gas con la composición de la Tabla 30, es enviado a los compresores de 5 MMPCED de la Planta Compresora LED-6, entra al depurador de la primera etapa de compresión que opera a 74,7 Psia y 90 ºF, donde se retiran los líquidos que pudiesen condensar, debido a que la presencia de líquidos en el compresor causa daños al mismo. El líquido recolectado es enviado a facilidades para su manejo. 2. Al gas en la primera etapa del compresor, se le incrementa su presión hasta 200 Psia; luego es enviado al enfriador por aire de la primera etapa, donde se disminuye su temperatura hasta 120ºF. 102 3. El gas que sale del enfriador, entra al depurador de succión de la segunda etapa que opera a 195 Psia y 120ºF. Los líquidos recolectados son enviados a las facilidades de manejo de líquidos. 4. Los gases que salen del depurador de la segunda etapa son enviados al compresor de la segunda etapa para incrementar su presión desde 195 Psia hasta 450 Psia. El gas comprimido es enviado al enfriador de la segunda etapa donde se disminuye la temperatura hasta 120ºF. 5. El gas que sale del enfriador de la segunda etapa, pasa al depurador de la tercera etapa de compresión que opera a 445 Psia y 120ºF. Los líquidos recolectados son enviados a las facilidades de manejo de líquidos. 6. Luego el gas depurado pasa a la tercera etapa de compresión donde se incrementa su presión hasta 765 Psia, este gas comprimido es enviado al enfriador de la tercera etapa para disminuir su temperatura hasta 120ºF. Luego que el gas natural sigue estas operaciones unitarias alcanza una presión de 750 Psig y 120 ºF, condiciones requeridas para la operación de la planta de acondicionamiento ubicada aguas abajo. En base a estas condiciones de operación de los compresores, se establecerá el balance de masa y energía del sistema de compresión indicado en la Tabla 32. 103 Tabla 31 Descripción de la Planta Compresora de Gas Equipo Descripción Cantidad Diámetro Longitud Condición de Operación 1 Tubería de entrada 1 12” 30 pie 2 Slug Catcher 1 66” 18 pie 74,7 Psia 3 Múltiple de Succión 1 12” 158 pie 90ºF Depurador de Succión 3 30” 98” Dispositivo de Compresión 2 cilindros 13 ½ RJ 5 MMPCED C/U 6 Enfriador 70 tubos 3 1” 15 pie 195 Psia 120ºF Depurador de Succión 3 24” 86” 195 Psia 120ºF Dispositivo de Compresión un cilindros 9 3/4 RJ 5 MMPCED 3 Enfriador 76 tubos 3 1” 15 pie 445 Psia 120ºF Depurador de Succión 3 20” 86” 445 Psia 120ºF 4 5 5 Primera Etapa de Compresión Segunda Etapa de Compresión Tercera Etapa de Compresión Dispositivo de Compresión cilindros 7 3/8 RJ 5 MMPCED Enfriador 90 tubos 6 Múltiple de Descarga un 3 Reciprocante Reciprocante Reciprocante Succión 74,7 Psia y 90ºF Descarga 200 Psia 226,74ºF Succión 195 Psia y 120ºF Descarga 450 Psia 240,49ºF Succión 445 Psia y 120ºF Descarga 919,7 Psia 228,06ºF 3 1” 15 pie 914,7 Psia 120ºF 1 4” 158 pie 914,7 Psia 120ºF 104 Figura 22 Diagrama de Proceso de la Planta Compresora (*) (*) Se muestra el diagrama de flujo de proceso de un solo tren de compresión, para efectos de simulación los dos trenes adicionales están incluidos en la caja de procesos con la letra T entre corrientes 17 y 18 105 Tabla 32 Propiedades de las Corrientes (*) CORRIENTE Presión (Psia) Temperatura (ºF) Fracción de Vapor Flujo Molar (lbmol/h) Flujo másico (lbm/h) Peso Molec. (lbm/lbmol) Gravedad especifica MMPCED Z Densidad (lbm/pie3) Cp/Cv Entalpía (Btu/lbm) Metano 1 74,7 90 0.9997 1647 36990 22,46 15 0,2897 1,257 -1882 0,7715 2 74,7 90 1 1647 36940 22,43 0,7745 15 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 3 74,7 90 0 0,4413 47,48 107,6 0,6878 0,0317 42,94 1,037 -946,2 0,0194 4 74,7 90 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 5 74,7 90 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 7 200 235,4 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9788 0,6147 1,230 -1814 0,7717 8 195 120 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9603 0,7323 1,275 -1873 0,7717 9 195 120 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9603 0,7323 1,275 -1873 0,7717 11 450 247,7 1 548,9 12310 22,43 0,7745 5 0,9571 1,390 1.257 -1814 0,7717 12 445 120 0,9961 548,9 12310 22,43 5 1,763 1,336 -1883 0,7717 13 445 120 1 546,7 12140 22,20 0,7665 4,980 0,9134 1,739 1,342 -1896 0,7743 14 919,7 233,7 1 546,7 12140 22,20 0,7665 4,980 0,9162 2,995 1,332 -1847 0,7743 15 445 120 0 2,128 175,3 82,39 0,6291 0,1501 39,26 1,045 -1006 0,1073 16 914,7 120 0,9995 546,7 12140 22,20 0,7665 4,980 3,921 1,498 -1913 0,7743 17 74,7 90 1 548,9 12310 22,43 0,7745 10 0,9818 0,2894 1,257 -1883 0,7717 18 914,7 120 0,9995 546,7 12140 22,20 0,7665 9,959 3,921 1,498 -1913 0,7743 19 914,7 120 1 1639 36360 22,20 0,7665 14,93 0,8328 3,921 1,498 -1913 0,7745 Etano 0,0782 0,0782 0,0103 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0782 0,0783 0,0783 0,0427 0,0783 0,0782 0,0783 0,0783 0,0460 0,0461 0,0460 0,0460 Propano 0,0461 0,0461 0,0211 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0461 0,0460 0,0460 0,0695 I-butano 0,0101 0,0101 0,0115 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0101 0,0100 0,0100 0,0317 0,0100 0,0101 0,0100 0,0100 n-butano 0,0140 0,0140 0,0222 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0140 0,0139 0,0139 0,0577 0,0139 0,0140 0,0139 0,0138 0,0049 0,0050 0,0049 0,0048 i-pentano 0,0050 0,0050 0,0196 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0050 0,0049 0,0049 0,0902 n-pentano 0,0040 0,0040 0,0206 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0039 0,0039 0,0893 0,0039 0,0040 0,0039 0,0038 n-Hexano 0,0040 0,0040 0,0646 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0040 0,0036 0,0036 0,2121 0,0036 0,0040 0,0036 0,0036 n-Heptano 0,0030 0,0030 0,1451 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0024 0,0024 0,3378 0,0024 0,0030 0,0024 0,0023 0,0012 0,0019 0,0012 0,0011 n-Octano 0,0020 0,0019 0,2829 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0019 0,0012 0,0012 0,4103 n-Nonano 0,0010 0,0009 0,3768 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0009 0,0004 0,0004 0,2945 0,0004 0,0009 0,0004 0,0003 Nitrógeno 0,0030 0,0030 0,0000 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0002 0,0030 0,0030 0,0030 0,0030 0,0583 0,0168 0,0583 0,0581 0,0583 0,0583 CO2 0,0581 0,0581 0,0038 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0581 0,0583 (*) Se eliminó de la tabla la corriente 6 y 10, debido a que en la simulación no hay salida de líquido 106 3. Determinar las cargas de alivio y venteo; a través del análisis transitorio de las mismas, para establecer la carga total del sistema. Para evaluar las cargas generadas por cada medio de alivio, se consideró las siguientes premisas: El sistema de alivio está conformado por las válvulas instaladas en cada equipo estático. Las contingencias a considerar para el dimensionamiento de los medios de alivio son: salida obstruida y fuego. Las válvulas de alivio se dimensionarán para el máximo flujo posible a la máxima presión de descarga. El sistema de venteo protegerá la instalación de cualquier contingencia, mediante el cierre de válvulas de bloqueo (shut down) y apertura de válvulas de despresurización (blowdown). La carga a aliviar a través de las válvulas de despresurización, será en función del volumen de gas atrapado en los equipos entre las válvulas de bloqueo. El flujo másico de descarga de cada válvula de despresurización será en función de la cantidad de masa a descargar a través de un orificio que garantice alcanzar la mitad de la presión de diseño en un tiempo no mayor de 15 minutos. Considerando las recomendaciones, se genera la tabla 32 con lo siguientes resultados: 107 Tabla 33 Cargas de Alivio y Despresurización de la Planta CARGAS DE ALIVIO MEDIO DE ALIVIO SALIDA OBSTRUIDA INCENDIO VOLUMEN (pie3) TAMAÑO ORIFICIO (pulg2) DIÁMETRO ORIFICIO (pulg) 0,5 PDISEÑO (Psia) PRESIÓN INICIAL (Psia) FLUJO MÁSICO INICIAL (lbm/h) PRESIÓN FINAL (Psia) FLUJO MÁSICO FINAL (lbm/h) TIEMPO (min) CANTIDAD DE EQUIPOS FLUJO A ALIVIAR (lbm/h) SLUG CATCHER 36990 6246,52 DEPURADOR1 DEPURADOR2 DEPURADOR3 12310 12310 12310 1680,83 1290,24 1183,10 CARGAS DE DESPRESURIZACIÓN EQUIPOS DE BAJA PRESIÓN 754,04 0,79 1,00 52,35 104,70 5601,99 0,53 28,28 15 1 5601,993941 ENFRIADOR1 ENFRIADOR2 ENFRIADOR3 12310 3010,20 12310 3306,67 12140 3798,42 EQUIPOS DE COMPRESIÓN 101,08 0,20 0,50 467,20 919,70 12676,48 0,001634 0,022526699 15 3 38029,44903 EQUIPOS DE ALTA PRESIÓN 18,57 0,05 0,25 464,70 914,70 3419,65 0,00 0,01 10 1 3419,645157 En cada caso se logra alcanzar valores más a bajos a la mitad de la presión de diseño para tiempos de 15 min. 108 4. Diseñar los elementos constitutivos del sistema de alivio que garantice la operatividad de la planta compresora, tales como: múltiple, KOD y estaca de venteo o quema, en función de la carga máxima a manejar en el sistema. Los elementos que conforman el sistema de alivio y venteo son los siguientes: Tabla 34 Sumario de Medios de Alivio Válvula Servicio Contingencia PSV-001 SLUG CATCHER PSV-002 DEPURADOR 1 PSV-003 DEPURADOR 2 PSV-004 DEPURADOR 3 PSV-005 ENFRIADOR 1 PSV-006 ENFRIADOR 2 PSV-007 ENFRIADOR 3 Salida bloqueada Salida bloqueada Salida bloqueada Salida bloqueada Salida bloqueada Salida bloqueada Salida bloqueada Carga de Alivio (lbm/h) Presión de Ajuste Psia Tipo de Válvula 36990 90 P 4x6 12310 90 L 3x4 12310 210,3 J 3x4 12310 480 G 2X3 12310 210,3 J3X4 12310 480 G 2X3 12140 1050 F1X2 Tabla 35 Sumario de Medios de Venteo Válvula Servicio Flujo Inicial (lbm/h) Presión Inicial (Psia) Presión Final (Psia) Tiempo (min) Presión Orificio Cabezal (pulg) (Psia) BDV-001 EQUIPOS BAJA PRESIÓN 5601,99 104,70 52,35 2,50 1,00 34,91 BDV-002 COMPRESOR-1 12676,48 919,70 467,20 1,67 0,50 35,72 BDV-003 COMPRESOR-2 12676,48 919,70 467,20 1,67 0,50 37,88 BDV-004 COMPRESOR-3 12676,48 919,70 467,20 1,67 0,50 43,22 BDV-005 EQUIPOS ALTA PRESIÓN 3419,65 914,70 464,70 1,67 0,25 43,37 109 Tabla 36 Sumario Dimensionamiento del Múltiple de Venteo DESCRIPCIÓN MMPCED LONGITUD (PIE) DIÁMETRO (PULG) TRAMO-1 BDV-5 BDV-4 1,39 32 4 TRAMO-2 BDV-4 BDV-3 6,54 46 4 TRAMO-3 BDV-3 BDV-2 11,69 46 6 TRAMO-4 BDV-2 BDV-1 16,84 8 6 TRAMO-5 KOD BDV-1 19,12 66 6 TRAMO-6 KOD - ESTACA 19,12 20/50 6/8 MÚLTIPLE Tabla 37 Sumario Dimensionamiento del KOD KOD Diámetro (pie) 12,00 Velocidad gas Longitud (pie) 5,00 Demister Altura Vapor 3,37 Long Minima Altura Liquido 1,63 Tamaño partícula (pie) 3,80 No 9,12 0,000984 Tabla 38 Sumario Dimensionamiento de la Estaca de Quema 110 5. Determinar la factibilidad técnica de la instalación de un sistema de alivio y venteo en la Planta Compresora LED-6 Las plantas compresoras deben poseer sistemas de alivio y venteo, para evitar que cualquier eventualidad pueda comprometer la seguridad de la instalación, ocasionando daños al personal, al ambiente y a los equipos. Este sistema se diseña en función de las contingencias que puedan ocurrir en las plantas y su complejidad puede ser simple desde válvulas de alivio instaladas en los equipos estáticos descargando a las atmosfera, hasta un sistema de alivio y despresurización descargando a un sistema cerrado con KOD y mechurrio. Luego de diseñar y seleccionar los componentes del sistema de alivio de la Planta compresora LED-6, se determina que su instalación es factible debido a los siguientes elementos: Las cargas de a despresurización superan a las de alivio; no obstante, su valor total son 47050 lbm/h, distribuidos en los diferentes medios de despresurización (válvulas blowdown). Las válvulas de alivio seleccionadas corresponden a tamaños comerciales, pueden ser del tipo convencional debido a que en el múltiple no se supera la presión de flujo crítico. Los tamaños de las válvulas de despresurización no son elevados y pueden ser ajustados a valores comerciales. Las cargas de despresurización garantizan que puede alcanzarse la mitad de la presión de diseño de los equipos en un tiempo menor a 15 minutos, como lo establece la norma API RP 521. Al diseñar el múltiple se garantiza presiones menores a los de flujo crítico en cada uno de los puntos de alivio, considerando para el diseño 111 diámetros comerciales y de tamaño ajustados a la capacidad del sistema y a la planta compresora de gas. El mayor de los diámetros para el múltiple de alivio es 8”, inferior a la tubería de descarga de la planta; esto garantiza que al dimensionarlo se ajusto en función de la masa a desalojar, las presiones de flujo crítico y se maximizó las pérdidas a lo largo de la tubería. El recipiente KOD fue evaluado para diferentes combinaciones de longitud y diámetro, obteniendo como resultado final 5 pies de diámetro por 12 pies de longitud lo que corresponde a un tamaño ajustado a las condiciones de proceso del sistema de alivio y venteo. La altura del mechurrio es 78,68 pies y el radio de seguridad donde hay una radiación de 1200 Btu/hr.pie2 corresponde a 48 pies y no confina un gran espacio útil dentro del terreno de la instalación. En conclusión, luego de dimensionar los equipos siguiendo las recomendaciones existentes y criterios de ingeniería, se obtuvo diseños adecuados, los cuales a este nivel permiten la estimación de costos y realizar un estudio de factibilidad económica; no obstante, a nivel de procesos los equipos cumplen con tamaños convenientes y cumplen con las premisas indicadas en normas, documentos y bibliografía existente, lo que permite establecer que es factible la instalación del sistema de alivio. 112 CONCLUSIONES En el desarrollo del presente trabajo de grado se realizó un análisis sistemático de la información técnica disponible sobre sistemas de alivio y venteo aplicados a plantas compresoras de gas. Este análisis ha sido plasmado en los diversos capítulos del presente trabajo especial de grado, del cual derivamos las siguientes conclusiones: La información sobre sistemas de alivio y venteo es accesible y abundante; no obstante, en las diferentes normas y bibliografía referente a este tema, se trata la información de forma separada, explicando como se establecen las contingencias, cálculo de cargas y dimensionamiento de los equipos principales, sin embargo no explican específicamente como debe realizarse el sistema de alivio y venteo para una planta compresora de gas. El código ASME sección VIII indica que cada recipiente a presión debe tener instalado un dispositivo de alivio, que debe ser como mínimo ajustado a la MAWP y dimensionado para una presión mayor igual a la MAWP más la acumulación. En caso de contingencias simples que no incluyen fuego, el medio de alivio debe ser dimensionado para el 110% de la MAWP; en caso de incendio, el dispositivo de alivio debe ser dimensionado para 121% de la MAWP y si el equipo posee múltiples medios de alivio, el dispositivo secundario debe dimensionarse máximo para 116% de la MAWP. Las cargas de cada medio de alivio son proporcionales a la presión de alivio y deben evaluarse para cada contingencia y seleccionar la mayor para el dimensionamiento del dispositivo de alivio. Las válvulas de alivio se agrupan en tres tipos válvulas de alivio convencionales, balanceadas y tipo piloto, las que menos están afectadas por la contrapresión son las válvulas de tipo piloto y se recomiendan cuando descargan a sistemas cerrados presurizados. 113 La selección de válvulas de alivio, depende en gran proporción de la contrapresión aplicada, por lo tanto, deben seleccionarse en el siguiente orden, contrapresión simple válvulas convencionales, contrapresión media válvulas balanceadas, y contrapresión alta válvulas accionadas por piloto Las válvulas de alivio para equipos reciprocantes deben instalarse en la línea de descarga del cilindro, esto para proteger al cilindro de compresión de una sobrepresión, solo se instalan en el depurador de la primera etapa debido a que este no posee cilindro de compresión aguas arriba. El sistema de despresurización o venteo, está conformado por válvulas de bloqueo y venteo respectivamente; cada una de estas válvulas, genera una carga de alivio dependiendo del volumen de gas atrapado en los equipos. La ubicación de estas válvulas es de gran importancia para la ejecución de operaciones de control, paro, protección, aislamiento y puesta en servicio de los equipos de la planta. El sistema de venteo es de gran importancia, ya que brinda protección en las contingencias en las que los medios de alivio no pueden, como es el caso de incendio en el que los equipos pueden colapsar por falla estructural debido a disminución de la resistencia del material por altas temperaturas. Las cargas de venteo comprenden un análisis de flujo transitorio, en función de presión, flujo másico y tiempo; la cantidad de masa a desalojar, debe garantizar que se alcance la mitad de la presión de diseño en un tiempo menor a quince minutos; esta premisa se consideró luego de evaluar la resistencia del material versus la exposición a temperatura del metal. Las cargas del sistema pueden descargarse a la atmosfera o hacia un sistema cerrado de disposición que puede estar conformado por el múltiple de recolección, KOD y la respectiva estaca de quema. El múltiple de recolección debe dimensionarse desde el final donde la presión es conocida hacia el inicio del mismo, evaluando en cada punto de 114 descarga la presión aguas debajo de las válvulas de alivio y venteo, ya que esto define si la válvula se dimensionará para flujo crítico o subcrítico. Debe evaluarse cada tramo del múltiple de recolección, ya que en algunos tramos transporta bajos caudales, esto resulta ventajoso ya que en tramos de bajo caudal puede utilizarse diámetros menores disminuyendo el costo de la línea. En caso de que la presión aguas abajo de una válvula exceda la presión de flujo crítico, puede disminuirse incrementando el diámetro del múltiple; en caso, de no ser una opción viable debido a diámetros excesivamente grandes, puede dimensionarse la válvula para flujo subcrítico. La cantidad de masa a descargar en una válvula depende del flujo crítico; en caso de que la presión aguas abajo exceda la presión de flujo crítico, el flujo dependerá de la presión aguas arriba de la válvula y la presión aguas abajo. Si la presión no excede la presión de flujo crítico, el flujo en la válvula dependerá de la presión aguas arriba y la presión de flujo crítico. El recipiente depurador de gas que se instala aguas arriba del sistema de quema o venteo, tiene como función principal eliminar las gotas de hidrocarburos líquidos que pueden ser descargadas a través del equipo de disposición final y precipitarse como una lluvia de combustible líquido o como gotas encendidas. El diseño del mechurrio debe evaluarse considerando que el área de seguridad inhabilitada por la puesta en operación del mismo depende de la altura de la estaca, mientras menor es su altura, el área de seguridad es mayor. Adicionalmente deben tomarse en cuenta la radiación permisible y la radiación solar equivalente a 300 Btu/h.pie2. 115 RECOMENDACIONES Las recomendaciones de este trabajo de grado están dirigidas a la necesidad de generación e incorporación de conocimiento técnico a los procesos industriales, con este fin se realizará cuatro recomendaciones generales: Debe continuarse con la investigación sobre sistemas de alivio y venteo, para aplicarlo a diferentes plantas de proceso, ya que la información técnica no indica procedimientos específicos para el diseño de estos sistemas aplicados a las diferentes plantas de procesos. Generar documentos técnicos que indiquen las diferentes contingencias que deben considerarse en cada equipo de proceso, así como también procedimientos detallados para la evaluación y cálculo de la carga de alivio o venteo en cada tipo de equipo. La mayoría de las plantas compresoras de gas están conformadas por equipos similares, considerando la secuencia de cálculo generada en esta investigación puede generarse un programa computacional orientado al cálculo y evaluación de sistemas de alivio y venteo. Al diseñar sistemas de alivio y venteo, debe evaluarse diferentes escenarios, ya que muchos de los parámetros pueden cambiar de acuerdo a las premisas consideradas durante el diseño, como ejemplo puede citarse: la altura del mechurrio depende de la zona de seguridad considerada, mientras mayor es la zona de seguridad menor es la altura del mechurrio, por esto se recomienda evaluar diferentes combinaciones de altura vs. radio de zona de seguridad. 116 REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS Martínez, Marcías. (1996) “Características y Comportamiento hidrocarburos” Ingenieros Consultores, S.R.L. Maracaibo, Venezuela. de los Martínez, Marcías. (1996) “Ingeniería de Gas Principios y Aplicaciones”, Ingenieros Consultores, S.R.L. 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