Diseño de sistema de alivio y venteo de una planta compresora de gas

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: [email protected]
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: [email protected]
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 

Re1,54 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  Uvx 
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 xxK
(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, 3351 


2

  1,3351 
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 Rx550R
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, 2571 /(1, 2571)
 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, 2571)
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  Uvx   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 xxK
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 xx(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 xx(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. Maracaibo, Venezuela.
Campbell, J.M. “Gas Conditioning and Processing”. Volumen I y II. Petroleum
Publishing Co., 1992.
ENGINEERING DATA BOOK, “Gas Processors Suppliers Association” GPSA(1972),
9th ed. Tulsa Oklahoma, 1972, with 1974 and 1976 revision.
PDVSA N° 90616.1.024 “Dimensionamiento de Tuberías de Proceso”. Manual de
Ingeniería de Diseño, Volumen 13-III
PDVSA., MDP-03-S-01 “Separadores Principios Básicos” Manual de Diseño de
Proceso, Volumen 13-III
PDVSA., MDP-03-S-03 “Separadores Líquido Vapor” Manual de Diseño de Proceso,
Volumen 13-III
PDVSA., MDP-05-E-01 “Intercambiadores de Calor Principios Básicos” Manual de
Diseño de Proceso, Volumen 13-III
PDVSA., MDP-05-E-03 “Procedimientos de Diseño para Enfriadores por Aire”
Manual de Diseño de Proceso, Volumen 13-III
PDVSA., 90616.1.021 “Sistemas de Mechurrio” Manual de Ingenieria de Diseño,
Volumen 13 III
PDVSA., 90616.1.022 “Sistemas de Alivio” Manual de Ingenieria de Diseño, Volumen
13 III
API RP 520 “Sizing, Selection, and Installation of Pressure Relieving Devices in
Refineries” (2000) 7th edition. API RECOMMENDED PRACTICE
API RP 521 “Guide for Pressure-Relieving and Despressuring Systems” (2000) 7th
edition. API RECOMMENDED PRACTICE
Luwig, E.E., “Applied Process Design for Chemical and Petrochemical Plants”,
(1983). Volume II, Gulf Publishing Company.
Perry Robert H., “Chemical Engineers Databook”, (1983) 5th ed. Mc Graw Hill Book
Company.
117
ANEXOS
118
RELACION DE ÁREAS VS RELACION DE ALTURAS EN RECIPIENTES
HORIZONTALES
119
ANEXOS:
-
HOJAS DE DATOS DE LOS SEPARADORES
-
DIAGRAMAS DE FLUJO DE PROCESO
-
PLANO DE IMPLANTACIÓN DE PLANTA